da Dissertação - Sustentabilidade
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da Dissertação - Sustentabilidade
Universidade Federal de Ouro Preto Programa de Pós-Graduação e Sustentabilidade Sócio-econômica e Ambiental Mestrado em Sustentabilidade Sócio-econômica e Ambiental Arnaldo Abranches Mota Batista UTILIZAÇÃO DO GÁS DE ALTO-FORNO PARA PRODUÇÃO DE ENERGIA NA INDÚSTRIA SIDERÚRGICA DE MINAS GERAIS Dissertação apresentada ao Programa de Pós-Graduação em Sustentabilidade Sócio-econômica e Ambiental, Universidade Federal de Ouro Preto, como parte dos requisitos necessários para a obtenção do título: “Mestre em Sustentabilidade Sócioeconômica e Ambiental – Área de Concentração: Ambientometria” Orientador: Prof. Dr. Maurício Xavier Coutrim Ouro Preto, MG 2009 ii B333u Batista, Arnaldo Abranches Mota. Utilização do gás de alto-forno para produção de energia na indústria siderúrgica de Minas Gerais [manuscrito] / Arnaldo Abranches Mota Batista. – 2009. xv, 125f.: il., color.; grafs.; tabs. Orientador: Prof. Dr. Maurício Xavier Coutrim. Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Programa de Pós-Graduação em Sustentabilidade Socioeconômica e Ambiental. Área de concentração: Ambientometria. 1. Altos-fornos - Teses. 2. Siderurgia - Teses. 3. Impacto ambiental Avaliação - Teses. 4. Ferro-gusa - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título. CDU: 504: 669.162.275.3:669.1(815.1) Catalogação: [email protected] iii iv AGRADECIMENTO Agradeço aos professores Maurício Xavier Coutrim e Eduardo Delano Leite Ribeiro pela paciência, dedicação e orientação para realização deste trabalho. Agradeço também aos professores Luiz Fernando Andrade de Castro e Wilson José Guerra , membros da banca examinadora, cujas manifestações e observações muito contribuíram para a realização desta dissertação. v SUMÁRIO SUMÁRIO............................................................................................................................ V LISTA DE TABELAS .......................................................................................................VII LISTA DE FIGURAS ...................................................................................................... VIII LISTA DE SIGLAS ............................................................................................................ XI LISTA DE ABREVIATURAS...........................................................................................XII RESUMO ......................................................................................................................... XIV ABSTRACT ...................................................................................................................... XV 1 - INTRODUÇÃO ............................................................................................................... 1 1.1 Objetivos.......................................................................................................... 2 2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS ........................................................................................ 4 2.1 O Alto-Forno ................................................................................................... 4 2.2 Diferenças Básicas entre Alto-Forno a Coque e a Carvão Vegetal................. 7 2.3 Sistema de Carregamento e Distribuição da Carga do Alto-Forno ............... 11 2.4 Técnicas para Aumento de Produtividade – Injeção de Finos....................... 12 2.5 Regeneradores de Calor................................................................................. 12 2.6 O Gás de Alto-Forno e Equipamentos de Controle..................................... 14 2.6.1 Coletores de pó – balão de limpeza ....................................................... 16 2.6.2 Ciclones .................................................................................................. 19 2.6.3 Lavadores ............................................................................................... 23 2.6.4 Lavador tipo Venturi .............................................................................. 26 2.6.5 Precipitadores eletrostáticos e filtros de mangas.................................... 28 2.7 Limpeza da Água de Lavagem de Gás de Alto-Forno .................................. 29 2.8 Cogeração ...................................................................................................... 31 2.9 Termoelétricas ............................................................................................... 34 2.10 Turbina de Recuperação de Topo................................................................ 40 2.11 Avaliação Econômica de Projetos de Termoelétricas ................................. 41 2.12 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo Aplicado a Termoelétrica .......... 43 3 METODOLOGIA............................................................................................................. 49 3.1 Pesquisa Bibliográfica ................................................................................... 49 3.2 Confecção de Questionário e Aplicação nas Empresas Siderúrgicas............ 49 3.3 Visitas Técnicas a Fabricantes de Equipamentos e Empresas Projetistas ..... 50 3.4 Compilação e Análise Estatística dos Dados................................................. 51 3.5 Estudo dos Sistemas de Limpeza de Gás Implantados para Utilização nas Termoelétricas. .................................................................................................... 51 3.6 Propostas dos Sistemas Mais Adequados...................................................... 52 3.7 Análise Econômica de Custo Benefício ........................................................ 53 3.8 Cálculo do Ganho de Crédito de Carbono Através do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo ..................................................................................... 56 4 DISCUSSÃO E RESULTADOS...................................................................................... 58 4.1 Cenário do Aproveitamento Energético do Gás de Alto-Forno Para Geração de Energia Elétrica............................................................................................... 59 4.2 Configurações de Sistemas de Limpeza de Gás de Alto-Forno a Carvão Vegetal em Termoelétricas no Estado de Minas Gerais...................................... 67 4.3 Cenário do Setor de Produção de Ferro-Gusa a Carvão Vegetal no Estado de Minas Gerais........................................................................................................ 76 4.4 Proposta do Sistema de Limpeza de Gás mais Adequado............................. 92 4.4.1 Análise estatística sobre eficiência de lavador venturi........................... 93 4.4.2 Análise através de modelo matemático .................................................. 95 4.4.3 Configuração de sistema de limpeza proposto ..................................... 104 vi 4.5 Sistema de Limpeza da Água de Lavagem.................................................. 107 4.6 Estudo Econômico (Custo Benefício) ........................................................ 110 4.7 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo (Redução de Emissão de CO2) .. 112 5 - CONCLUSÃO ............................................................................................................. 114 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .............................................................................. 117 APÊNDICE ....................................................................................................................... 122 vii LISTA DE TABELAS TABELA 2.1 CARACTERÍSTICAS TÍPICAS DO CARVÃO VEGETAL E DO COQUE ....................................... 8 TABELA 2. 2 – DIFERENÇAS ENTRE ALTO-FORNO A COQUE E A CARVÃO VEGETAL ............................. 10 TABELA 2.3 – DISTRIBUIÇÃO GRANULOMÉTRICA DO PARTICULADO NO GÁS .................................... 14 TABELA 2.4 – COMPOSIÇÃO QUÍMICA APROXIMADA DO RESÍDUO CHARCOK. ................................... 18 TABELA 2.5 – COEFICIENTES ADIMENSIONAIS PARA O DIMENSIONAMENTO DE CICLONE POR DIFERENTES AUTORES............................................................................................................... 21 TABELA 2.6 – CONSTANTES EMPÍRICAS Α E Β ..................................................................................... 25 TABELA 2.7 – PRINCIPAIS CARACTERÍSTICAS DE UM LAVADOR VENTURI. ......................................... 28 TABELA 2. 8 – RESULTADOS DE ANÁLISES QUÍMICAS DE AMOSTRAS DE EFLUENTES LÍQUIDOS........ 31 TABELA 2.9 – DADOS DE PODER CALORÍFICO INFERIOR, COEFICIENTE EXERGÉTICO E EXERGIA QUÍMICA DE GASES DE SIDERURGIA......................................................................................... 39 TABELA 2. 10 – VALORES DE PODER CALORÍFICO SUPERIOR (PCS) E INFERIOR (PCI) PARA ALGUNS COMBUSTÍVEIS, EM KCAL/KG.................................................................................................... 39 TABELA 4. 1 CENÁRIO DA UTILIZAÇÃO DAS TURBINAS DE RECUPERAÇÃO DE TOPO NO ESTADO DE MINAS GERAIS. ........................................................................................................................ 61 TABELA 4.2 CENÁRIO DAS TERMOELÉTRICAS A GÁS DE ALTO-FORNO EM MINAS GERAIS .................. 64 TABELA 4. 3 - TERMOELÉTRICAS EM CONSTRUÇÃO .......................................................................... 65 TABELA 4.4 AVALIAÇÃO TEÓRICA DE LAVADORES VENTURI ........................................................... 100 TABELA 4.5 - PERDA DE CARGA DE LAVADORES COM SUAS RESPECTIVAS EFICIÊNCIA E CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL ............................................................................................... 102 TABELA 4. 6 - AVALIAÇÃO TEÓRICA DE LAVADORES VENTURI CONSIDERANDO AR DE COMBUSTÃO 103 TABELA 4. 7 – DADOS DO ESPESSADOR CIRCULAR ........................................................................... 108 TABELA 4. 8 – PRODUTOS QUÍMICOS UTILIZADOS ............................................................................ 109 TABELA 1 - PERDA DE CARGA DE LAVADORES COM SUAS RESPECTIVAS EFICIÊNCIA E CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO................................................................................................... 123 TABELA 2 - AVALIAÇÃO TEÓRICA DE LAVADORES VENTURI ............................................................ 124 TABELA 3- ANÁLISE VENTURI INCLUINDO AR COMBUSTÃO .............................................................. 125 viii LISTA DE FIGURAS FIGURA 2.1 FLUXOGRAMA TÍPICO DA ÁREA DO ALTO-FORNO E IMAGEM DE UMA INSTALAÇÃO INDUSTRIAL (RIZZO, 2005). ...................................................................................................... 5 FIGURA 2.2 REAÇÕES INTERNAS NO ALTO-FORNO (ADAPTADO DE GUIMARÃES APUD SANTOS, 2007). ......................................................................................................................................... 7 FIGURA 2.3 SISTEMA DE CARREGAMENTO DUPLO-CONE (CASTRO, 1998)........................................ 11 FIGURA 2.4 CORTE LONGITUDINAL DE UMA PARTE DO GLENDON (CASTRO, 1998). ......................... 13 FIGURA 2.5 GLENDON DESMONTADO DA SIDERÚRGICA ALTEROSA (MG). FOTO FORNECIDA PELA EMPRESA................................................................................................................................... 14 FIGURA 2.6 ESQUEMA DO CIRCUITO DE GASES DE UM ALTO-FORNO: (1) COLETA DE GASES E POEIRA; (2) SEPARADOR DE POEIRA; (3) RECUPERADOR EM OPERAÇÃO AQUECENDO O AR DE ENTRADA; (4) RECUPERADOR EM PREPARAÇÃO AQUECENDO-SE PELA QUEIMA DOS GASES; (5) CHAMINÉ PARA TIRAGEM DOS GASES; (6) ENTRADA DE AR FRIO; (7) ALIMENTAÇÃO DE AR QUENTE (CAMPOS FILHO, 1981)........................................................................................................................... 16 FIGURA 2. 7 COLETORES INERCIAIS (HIGA, 1986)............................................................................. 17 FIGURA 2.8 SEPARADOR MULTICICLÔNICO (BARRETO NETO, 2007). ............................................ 19 FIGURA 2. 9 – FORMAS E DIMENSÕES DE UM CICLONE (LICHT, 1984)............................................... 20 FIGURA 2.10 – ESQUEMA DE UM LAVADOR VENTURI (JACOMINO ET AL., 1999). .......................... 27 FIGURA 2.11 - LAVADOR VENTURI COM GARGANTA AJUSTÁVEL (MEILI,2006)................................ 27 FIGURA 2.12 – DECANTADOR CIRCULAR (SPERLING, 2005)............................................................ 30 FIGURA 2. 13 - PARTICIPAÇÃO DAS FONTES ENERGÉTICAS UTILIZADAS POR CENTRAIS DE COGERAÇÃO QUALIFICADA NO BRASIL (ANEEL APUD BARJA, 2006)......................................................... 32 FIGURA 2.14 - CICLO RANKINE (MOISÉS, 2007). ............................................................................. 33 FIGURA 2.15 - CICLO DE BRAYTON (MOISÉS, 2007). ....................................................................... 33 FIGURA 2.16 - CICLO COMBINADO (MOISÉS, 2007)......................................................................... 34 FIGURA 2.17 - CALDEIRA FLAMOTUBULAR (CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008). ..................... 35 FIGURA 2. 18 – CALDEIRA FLAMOTUBULAR (CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008)...................... 36 FIGURA 2. 19 - TURBINA DE RECUPERAÇÃO DE TOPO - TRT (KAWASAKI, 2004). .......................... 40 FIGURA 2.20 – EXEMPLO ESQUEMÁTICO DE UM SISTEMA TRT (YAMAGUCHI, 2005)..................... 41 FIGURA 2.21 - FLUXO DE CAIXA DE UM EMPREENDIMENTO ENERGÉTICO (BARJA, 2006). ................ 42 FIGURA 2.22 – NÍVEIS DE EMISSÃO DE CO2 E VALORES ESTIMADOS DA TCO2E PARA DIVERSOS MERCADOS DE CARBONO NO ANO DE 2006 (SANQUETTA, 2009). ......................................... 48 FIGURA 4.1 – DISTRIBUIÇÃO DOS ALTOS-FORNOS A COQUE E A CARVÃO VEGETAL EM MINAS GERAIS ................................................................................................................................................. 58 FIGURA 4.2 – ALTOS-FORNOS A COQUE E A CARVÃO VEGETAL NO ESTADO DE MINAS GERAIS. ........ 59 FIGURA 4.3 - APROVEITAMENTO DE GÁS DE ALTO-FORNO A COQUE EM TURBINA DE RECUPERAÇÃO DE TOPO. ........................................................................................................................................ 60 FIGURA 4.4 – TURBINA DE TOPO EMPRESA SHAANGU GROUP ( 2008)................................................ 61 FIGURA 4.5– ESQUEMA DE UTILIZAÇÃO DE GÁS DE ALTO-FORNO EM MINAS GERAIS- TERMOELÉTRICA ................................................................................................................................................. 62 FIGURA 4.6– CALDEIRA FLAMOTUBULAR ( CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008)...................... 63 FIGURA 4.7- CALDEIRA AQUATUBULAR (CATÁLOGO EMPRESA BIOCHAMM 2008) ........................... 63 FIGURA 4.8 - DADOS DE VAZÃO DE GÁS NA ENTRADA DA TERMOELÉTRICA INFORMADO E CALCULADO. ................................................................................................................................................. 66 FIGURA 4.9 - DADOS DE POTÊNCIA DE SAÍDA DA TERMOELÉTRICA INFORMADA E CALCULADA.......... 66 FIGURA 4. 10 - TERMOELÉTRICAS POR MUNICÍPIO ............................................................................. 67 FIGURA 4. 11 - CONFIGURAÇÃO 1....................................................................................................... 68 FIGURA 4.12 – CONFIGURAÇÃO 2....................................................................................................... 69 FIGURA 4.13 - CONFIGURAÇÃO 3 ....................................................................................................... 70 FIGURA 4.14 – CONFIGURAÇÃO 4....................................................................................................... 71 ix FIGURA 4.15 – CONFIGURAÇÃO 5....................................................................................................... 72 FIGURA 4.16 - CONFIGURAÇÃO 6....................................................................................................... 73 FIGURA 4.17 -CONFIGURAÇÃO 7 ........................................................................................................ 74 FIGURA 4.18 - CONFIGURAÇÃO 8 ....................................................................................................... 75 FIGURA 4.19 RELAÇÃO DE EMPRESAS POR MUNICÍPIO ........................................................................ 76 FIGURA 4.20 - CAPACIDADE INSTALADA UNITÁRIA (T/DIA) POR NÚMERO DE ALTO-FORNOS EM CONDIÇÕES DE FUNCIONAMENTO.............................................................................................. 77 FIGURA 4.21 - PORCENTAGEM DE ALTO-FORNOS COM VAZAMENTO CONTÍNUO OU INTERMITENTE DE GUSA......................................................................................................................................... 78 FIGURA 4.22 - PORCENTAGEM DE ALTO-FORNOS QUE POSSUEM SISTEMA DE INJEÇÃO DE FINOS. ....... 78 FIGURA 4.23 - PORCENTAGEM DE GLENDONS POR ALTO-FORNO. ........................................................ 79 FIGURA 4.24 - PORCENTAGEM DE QUEIMADORES POR GLENDON. ....................................................... 79 FIGURA 4.25 – PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM SOPRADORES DE AR COMBUSTÃO. ....................... 80 FIGURA 4.26 - PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM CHAMINÉS NO TOPO OU BASE. .............................. 80 FIGURA 4.27 - PORCENTAGEM DE TOCHAS COM IGNIÇÃO MANUAL OU AUTOMÁTICA......................... 81 FIGURA 4.28 - PORCENTAGEM DE ALTOS-FORNOS COM VARIADOS ÍNDICES DE PRODUTIVIDADE. ...... 81 FIGURA 4.29 - RELAÇÃO ENTRE PRESSÃO DE TOPO E POTÊNCIA TOTAL DOS VENTILADORES. ............. 82 FIGURA 4.30 - RELAÇÃO ENTRE PRESSÃO DE TOPO E PRODUÇÃO. ...................................................... 82 FIGURA 4.31 - RELAÇÃO ENTRE PRESSÃO DE TOPO E PRESSÃO DE SOPRO........................................... 83 FIGURA 4.32 – A) RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DE GÁS DA COROA E VAZÃO DE GÁS DE TOPO DO ALTOFORNO; B) MESMA RELAÇÃO EM A), CONSIDERANDO APENAS OS DADOS APROXIMADOS. ......... 84 FIGURA 4.33 – A) RELAÇÃO ENTRE PRODUÇÃO E VAZÃO DE GÁS DO TOPO DO ALTO-FORNO; B) MESMA RELAÇÃO DE A), CONSIDERANDO APENAS OS DADOS APROXIMADOS. ....................................... 84 FIGURA 4.34 - RELAÇÃO ENTRE CONSUMO DE CARVÃO VEGETAL E PRESSÃO DE TOPO ...................... 85 FIGURA 4.35 - RELAÇÃO ENTRE TEMPERATURA DE SOPRO E CONSUMO DE CARVÃO VEGETAL........... 86 FIGURA 4.36 - RELAÇÃO ENTRE PRODUÇÃO E CONSUMO DE CARVÃO VEGETAL. ................................ 87 FIGURA 4.37 – RELAÇÃO VOLUME ÚTIL E POTÊNCIA TOTAL DOS VENTILADORES ............................... 87 FIGURA 4.38 – RELAÇÃO VOLUME ÚTIL E PRODUÇÃO ........................................................................ 88 FIGURA 4.39 PORCENTAGEM DE ALTO-FORNOS COM SISTEMAS DE LIMPEZA DE GASES A SECO OU ÚMIDO. ..................................................................................................................................... 89 FIGURA 4.40 - PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM DECANTADOR CIRCULAR OU RETANGULAR. ......... 89 FIGURA 4.41 PORCENTAGEM DE EMPRESAS COM OS VARIADOS SISTEMAS DE DESIDRATAÇÃO DE LODO. ................................................................................................................................................. 90 FIGURA 4.42 - NÍVEIS DE CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO EM SISTEMAS A SECO E ÚMIDO. ................................................................................................................................................. 91 FIGURA 4.43 - NÍVEIS DE CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO PARA DIFERENTES SISTEMAS DE LIMPEZA. ............................................................................................................................. 91 FIGURA 4.44 - RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DA COROA E VAZÃO TOTAL DAS CHAMINÉS DOS GLENDONS . 92 FIGURA 4.45 RELAÇÃO DA CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO DA CHAMINÉ DOS GLENDONS COM A PERDA DE CARGA DOS LAVADORES................................................................................ 93 FIGURA 4.46 - RELAÇÃO MODIFICADA DA CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO DA CHAMINÉ DOS GLENDONS COM A PERDA DE CARGA DOS LAVADORES VENTURI........................................ 94 FIGURA 4. 47 - RELAÇÃO MODIFICADA DA CONCENTRAÇÃO DE MATERIAL PARTICULADO NA TUBULAÇÃO ANTES DA CHAMINÉ DOS GLENDONS COM A PERDA DE CARGA DOS LAVADORES VENTURI ................................................................................................................................... 95 FIGURA 4. 48 – CONCENTRAÇÃO FINAL DE MATERIAL PARTICULADO APÓS A LIMPEZA DO GÁS EM SISTEMA A SECO COM EFICIÊNCIA DE 80% E LAVADOR VENTURI, CONFORME A PERDA DE CARGA NO VENTURI. ............................................................................................................................ 96 FIGURA 4. 49 – RELAÇÃO PERDA DE CARGA NO LAVADOR COM DIFERENTES PRESSÕES DE ENTRADA DO LÍQUIDO E EFICIÊNCIA DE LIMPEZA. .......................................................................................... 96 FIGURA 4.50 – PORCENTAGEM DE FORNOS POR PRESSÃO DE TOPO..................................................... 97 FIGURA 4.51 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS, CONSIDERANDO PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO DE 7 KGF/CM2.................... 98 FIGURA 4.52 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO, CONSIDERANDO RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS = 1......................................................... 98 FIGURA 4.53 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS, CONSIDERANDO PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO DE 7 KGF/CM2.................. 100 x FIGURA 4. 54 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO, CONSIDERANDO RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS = 1.................................. 101 FIGURA 4.55 - CONCENTRAÇÃO FINAL DE MATERIAL PARTICULADO, CONSIDERANDO INICIAL DE 17000, APÓS A LIMPEZA DO GÁS EM SISTEMA PRELIMINAR COM EFICIÊNCIA DE 80% E LAVADOR VENTURI, CONFORME A PERDA DE CARGA NO LAVADOR, CONSIDERANDO AR COMBUSTÃO .... 102 FIGURA 4.56 – RELAÇÃO PERDA DE CARGA NO LAVADOR COM DIFERENTES PRESSÕES DE ENTRADA DO LÍQUIDO E EFICIÊNCIA DE LIMPEZA, CONSIDERANDO AR COMBUSTÃO NA INICIAL DE 17000MG/NM3. ...................................................................................................................... 103 FIGURA 4.57 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS, CONSIDERANDO PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO DE 7 KGF/CM2 E AR COMBUSTÃO. .......................................................................................................................... 104 FIGURA 4.58 – EFICIÊNCIA DOS LAVADORES VENTURI EM FUNÇÃO DA PERDA DE CARGA E PRESSÃO DE ENTRADA DO LÍQUIDO, CONSIDERANDO RELAÇÃO LÍQUIDO/GÁS = 1 E AR COMBUSTÃO. ......... 104 FIGURA 4.59 – PROPOSTA SISTEMA DE LIMPEZA DE GÁS .................................................................. 105 FIGURA 4.60 CUSTO DA ENERGIA COM TERMOELÉTRICA E INVESTIMENTOS ADICIONAIS ................. 110 FIGURA 4.61 - CORRELAÇÃO ENTRE PRODUÇÃO E TEMPO DE RETORNO. .......................................... 111 FIGURA 4.62 - RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DE GÁS DE ALTO-FORNO E EMISSÕES DE CO2 EVITADAS. .... 112 FIGURA 4.63 - RELAÇÃO ENTRE VAZÃO DE GÁS DE ALTO-FORNO E GANHO EM DÓLARES PELA REDUÇÃO DE EMISSÕES DE CO2. ............................................................................................. 113 xi LISTA DE SIGLAS ANDS – AUTORIDADES NACIONAIS DESIGNADAS; BAT – BEST AVALIABLE TECHNIQUES CERS -CERTIFICADOS DE EMISSÕES REDUZIDAS CONAMA – CONSELHO NACIONAL DO MEIO AMBIENTE COPAM – CONSELHO ESTADUAL DE POLÍTICA AMBIENTAL EODS – ENTIDADES OPERACIONAIS DESIGNADAS FEAM – FUNDAÇÃO ESTADUAL DO MEIO AMBIENTE IFC – CORPORAÇÃO FINANCEIRA INTERNACIONAL IPPC – INTEGRATED POLLUTION PREVENT AND CONTROL MCT MINISTÉRIO DE CIENCIA E TECNOLOGIA MDL - MECANISMO DE DESENVOLVIMENTO LIMPO ONU- ORGANIZAÇÃO DA NAÇÕES UNIDAS PCA – PLANO DE CONTROLE AMBIENTAL PCI – PULVERIZED COAL INJECTION PDD – PROJECT DOCUMENT DESIGN), RCA - RELATÓRIO DE CONTROLE AMBIENTAL SEMAD – SECRETARIA DE ESTADO DE MEIO AMBIENTE E DESENVOLVIMENTO SUSTENTÁVEL TRT – TURBINA DE RECUPERAÇÃO DE TOPO UNFCCC – UNITED NATIONS FRAMEWORK CONVENTION ON CLIMATE CHANGE xii LISTA DE ABREVIATURAS acfm – actual cubic feet per minute – pés cúbicos por minuto Al2O 3 –óxido de alumínio CaO – óxido de cálcio CH4 – metano cmH2O- centímetro de coluna d’água CO – monóxido de carbono CO2 – dióxido de carbono CO2e /kWh – dióxido de carbono equivalente por quilowatt-hora Fe2O3 - hematita g. Nm-³- gramas por metro cúbico nas condições normais de temperatura e pressão gal/min – galão por minuto H2 – hidrogênio HFCs - hidrofluorcarbonetos HP- horse-power – cavalo-vapor K2O- óxido de potássio kcal.kg-1 – quilocalorias por quilograma kcal.m-3 – quilocalorias por metro cúbico kcal.Nm-³ - quilocalorias por metro cúbico nas condições normais de temperatura e pressão kg.m-3 – quilograma por metro cúbico kgf.cm-2 – quilograma força por centímetro quadrado kJ.kg-1 – quilojoule por quilograma kJ.m-3 – quilojoule por metro cúbico kW - quilowatt kWh- quilowatt-hora L.s-1 – litro por segundo lb/pol² - libra por polegada quadrada m – metro m.s-1 – metro por segundo m³ - metro cúbico m³.s-1 – metro cúbico por segundo xiii mg. Nm-³- miligrama por metro cúbico nas condições normais de temperatura e pressão mg.L-1 – miligrama por litro MgO – óxido de magnésio mmca- milímetro de coluna d’água mmH2O – milímetro de coluna d’água MW –megawatt N.m-2 – newton por metro quadrado N Amoniacal – nitrogênio amoniacal N2 – nitrogênio N2O – óxido nitroso Na2O – óxido de sódio Nm³.t-1 - metro cúbico por tonelada nas condições normais de temperatura e pressão ºC – grau celsius Pa.s – pascal segundo P 2O5 - pentóxido de fósforo PCI – poder calorífico inferior PCS – poder calorífico superior pes³/min – pés cúbicos por minuto PFCs - perfluorcarbonetos pH – potencial hidrogeniônico polH2O – polegada de coluna d’água Ql/Qg - relação vazão líquido por vazão do gás SF6 - hexafluoreto de enxofre SiO2 - óxido de silício t.dia-1 – tonelada por dia t.m-3.dia-1 – tonelada por metro cúbico por dia α – constante empírica β – constante empírica η – eficiência ou rendimento µ - viscosidade µm - micrômetro ρ - densidade xiv RESUMO O processo de produção de ferro-gusa em altos-fornos gera um gás com um poder calorífico na ordem de 750 a 900 kcal.Nm-³ que possibilita a sua utilização em regeneradores de calor para aquecer o ar utilizado no processo produtivo. Normalmente apenas 50% desse gás é utilizado nos regeneradores e o restante é redirigido para ser utilizado na usina (no caso de siderúrgicas integradas) e simplesmente queimado e jogado na atmosfera no caso de altos-fornos a carvão vegetal em usinas independentes de produção de ferro-gusa. Atualmente algumas siderúrgicas integradas têm aproveitado a energia cinética desse gás para geração de eletricidade em turbinas de geração de topo. Os altos-fornos a carvão vegetal também têm reaproveitado o gás excedente para geração de eletricidade em termoelétricas. Este trabalho mostra a situação atual do aproveitamento de gás de alto-forno para geração de energia elétrica no Estado de Minas Gerais. O gás dos altos-fornos a carvão vegetal possui uma concentração de material particulado que dificulta a sua utilização para geração de energia elétrica. Neste trabalho é discutida a melhor tecnologia de limpeza de gás de alto-forno sendo que usou como metodologia utilizar as experiências do próprio setor de produção de ferro-gusa para conseguir este objetivo. Foi demonstrado que o lavador Venturi ainda é o equipamento de limpeza mais eficiente para limpar o gás de alto forno e deve ter uma perda de carga de pelo menos 1000 mmca para atingir uma emissão de 50 mg/Nm³ de material particulado. É demonstrado o cenário de produção de ferrogusa em altos-fornos a carvão vegetal em Minas Gerais. Foi realizada também uma pesquisa mais detalhada dos sistemas de limpeza de gás utilizados nas empresas que já possuem termoelétricas. Para comparar os dados pesquisados em campo e arquivos da Fundação Estadual do Meio Ambiente sobre lavadores foi utilizado um modelo matemático para calcular a eficiência teórica de lavadores. Foi ainda adaptado um modelo de cálculo de custo/benefício para termoelétricas a gás de alto-forno onde se verificaram as vantagens econômicas de instalação de termoelétricas em alto-fornos a carvão vegetal mesmo levando-se em conta os investimentos adicionais em equipamentos de limpeza de gás discutidos neste estudo onde foi demonstrado que o custo da energia elétrica passa de R$0,40 o kW para a faixa de R$0,06 a R$0,09 o kW. Por fim foi realizado um levantamento de prováveis ganhos com créditos de carbono aplicando a metodologia do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo para cálculo de emissões evitadas de dióxido de carbono (CO2). PALAVRAS CHAVE: alto-forno, ferro-gusa, termoelétrica, lavador venturi, mecanismo de desenvolvimento limpo. xv ABSTRACT The process of pig iron production in blast furnaces generates a gas of 750 to 900 kcal.Nm-³ calorific power. It makes it possible to be used in regenerators of heat to preheat the air used in the productive process. Normally only 50% of this gas is used in the regenerators and the remain is used in the plant (in the case of siderurgical integrated plant) and simply burnt and thrown away in the atmosphere in the case of independent plants of pig iron production using charcoal. Currently some siderurgical integrated plants have been using its kinetic energy to generate electric power in top gas pressure recovery turbine units. The blast furnaces using charcoal have also been using the exceeding gas to generate electric power in thermoelectric power plants. This work shows the current situation of the blast furnace gas in generating electricity in the State of Minas Gerais. The gas of the blast furnaces using charcoal has a concentration of particulate matter that makes it difficult to be used in generating electric energy. This work also discusses the best technology of blast furnace gas cleanness and was demonstrated that the best technology of blast furnace gas cleanness is the 1000 mmca pressure loss venturi scrubber to achieve a particulate matter emission of 50 mg/Nm³. For that purpose, the methodology used was to gather the experiences of the very sector of pig iron production itself. Then a panorama of the blast furnace using charcoal production situation in Minas Gerais is outlined. A more detailed research of the systems of gas cleanness was also carried out in the companies which already possess thermoelectric power plants. To compare the field researched data and that derived from archives of the State Environment Foundation - FEAM - on scrubbers a mathematical model was used to calculate the theoretical efficiency of scrubbers. A cost-benefit analysis model for blast furnace gas thermoelectric plant was also adapted and the economic advantages were also examined taking into account the investments in equipments of the gas cleanness discussed in this study and was demonstrated that the energy cost decreases from R$0,40 the kW to the range between R$0,06 and R$0,09 the kW. Finally the methodology of the Mechanism of Clean Development for the calculation of prevented emissions of carbon dioxide was carried out to survey probable profits with carbon reduction credits. KEYWORDS: blast furnace, pig iron, thermoelectric, venturi scrubber, mechanism of clean development. 1 1 - INTRODUÇÃO A conservação e preservação de energia devem ser prioridades em todos os empreendimentos por razões econômicas e ambientais, principalmente devido à necessidade de um balanço positivo quanto às emissões de gases que provocam o efeito estufa, visando contribuir na minimização do aquecimento global do planeta, sendo que vários organismos internacionais incentivam a economia energética. Segundo recomendações da Integrated Pollution Prevention and Control (IPPC), um guia de melhores técnicas para controle de poluição da comunidade européia, as seguintes técnicas de eficiência energética devem ser consideradas como BAT (Best Avaliable Techniques) visando a recuperação de calor a partir de diferentes partes do processo: • Alta eficiência de técnicas de desidratação para minimizar a energia de secagem; • Minimização do uso de água e sistemas fechados de recirculação de água; • Bom isolamento térmico; • Layout da planta para reduzir distâncias de bombeamento; • Otimização de controles de motor eletrônico; • Utilização do resfriamento da passagem de água (cuja temperatura é elevada), a fim de recuperar o calor; • Uso combinado de calor e eletricidade; • Geração de energia a partir de resíduos; • Uso de combustíveis menos poluentes. A Corporação Financeira Internacional (IFC, 2007), órgão do Banco Mundial, ainda acrescenta como técnicas de eficiência: Reduzir perdas na distribuição da energia; Melhorar a eficiência da conversão da energia; Explorar as oportunidades de compra de energia; Usar combustíveis com menor teor de carbono. 2 A siderúrgica mineira é um segmento industrial relevante, inclusive no cenário nacional. Identifica-se nesse setor o gás de alto-forno da produção de ferro-gusa, com elevada temperatura e teores de monóxido de carbono (CO), como principal perda energética por não ser totalmente utilizado como redutor do processo. O gás de alto-forno é parcialmente utilizado hoje para pré-aquecimento do ar de processo no alto-forno, mas numa quantidade que varia de 40% a 60%, sendo o restante descartado para a atmosfera após a queima nas tochas. Em processos de geração de eletricidade que utilizam cogeração, o uso do gás de altoforno é adequado, uma vez que o calor rejeitado ainda pode ser parcialmente convertido em energia útil, sendo que o aproveitamento do gás de alto-forno tem se tornado fundamental no processo de produção de ferro-gusa. Algumas usinas siderúrgicas já possuem centrais termelétricas, utilizando os gases oriundos dos processos de fabricação do ferro-gusa que são queimados em caldeiras, transformando-os em energia elétrica. Parte significativa dessa cogeração destaca-se por não advir da queima do gás e sim do aproveitamento de características físicas do gás de alto-forno para a geração de energia. Dessa forma, é importante saber qual a situação atual da recuperação energética de gás de alto-forno para a geração de energia elétrica no Estado de Minas Gerais e as possibilidades para aumento desta geração. Em se tratando de altos-fornos a carvão vegetal, tendo em vista o atual “estado da arte” da limpeza do gás de alto-forno, faz-se necessário também conhecer a melhor tecnologia disponível para aumentar a eficiência de limpeza do gás para sua recuperação energética. 1.1 Objetivos Os principais objetivos do presente trabalho são: Levantar a situação atual do uso do gás de alto-forno para geração de energia elétrica no Estado de Minas Gerais. 3 Realizar um estudo da melhor tecnologia de limpeza de gás de alto-forno a carvão vegetal para geração de energia elétrica. Os objetivos secundários são: - Levantar o cenário atual de produção de ferro-gusa em altos-fornos a carvão vegetal no Estado de Minas Gerais. - Aplicar um modelo matemático para verificar a eficiência de lavadores venturi e comparar os resultados com dados fornecidos pelas empresas em questionários e arquivos da Fundação Estadual do Meio Ambiente - FEAM além de informações da literatura. - Aplicar um modelo para calcular o custo benefício de uma termoelétrica a gás de altoforno. - Aplicar uma metodologia para calcular as emissões de dióxido de carbono CO2 evitadas com a utilização de uma termoelétrica a gás de alto-forno conforme os princípios do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo – MDL. 4 2 FUNDAMENTOS TEÓRICOS 2.1 O Alto-Forno O alto-forno é um reator metalúrgico destinado à produção de ferro-gusa, através da fusão redutora de minério de ferro em presença de carvão vegetal ou coque e fundentes. Segundo Castro (1988), a utilização de carvão vegetal em altos-fornos de grande porte é inviável devido à sua pequena resistência mecânica, estando sua máxima produção girando em torno de 1.200 t.dia-1. Normalmente no Brasil, os mini altos-fornos a carvão vegetal, utilizados pelas usinas não-integradas, apresentam uma capacidade de produção que varia entre 40 e 300 t.dia-1 de ferro-gusa. De acordo com Rizzo (2005), os altos-fornos operando com coque apresentam uma capacidade de produção de cerca de 3.500 a 13.000 t.dia-1 e são utilizados em usinas integradas. Existem situações em que os grandes altos-fornos (capacidade maior que 1000 t.dia-1) a carvão vegetal podem sofrer adaptações para operar com uma carga predominante de coque, em função de vantagens econômicas momentâneas. De maneira geral, o altoforno é constituído de (Figura 2.1): • Equipamentos de descarga e pesagem de matérias-primas; • Equipamentos de carga no topo do forno; • O forno propriamente dito; • Equipamentos para operação de alta pressão; • Regeneradores de calor. 5 Figura 2.1 Fluxograma típico da área do alto-forno e imagem de uma instalação industrial (RIZZO, 2005). 6 No alto-forno, o oxigênio do ar pré-aquecido é injetado na parte inferior para que ocorra a queima (combustão) do coque ou carvão vegetal (carbono-redutor). O coque ou o carvão vegetal, ao ser queimado, gera gases redutores em alta temperatura que reagem com o oxigênio combinado ao ferro do minério. De acordo com Araújo (1996), o processo de redução é acompanhado de outras reações químicas, com a formação de carbonetos e fusão da ganga e dos fundentes para constituição da escória, que é vazada do forno para as casas de corrida. No alto-forno, o ar aquecido é injetado pelas ventaneiras numa velocidade que varia de 180 a 280 m.s-1 (Rizzo, 2005). Os regeneradores de calor elevam a temperatura do ar a 1300°C, sendo adotados os cowpers, geralmente em fornos de grande porte, ou os glendons, em fornos a carvão vegetal. Este ar será enviado ao anel de vento e em seguida para as ventaneiras do alto-forno. O anel de vento é uma construção tubular que envolve o altoforno na altura da rampa. O gás gerado no alto-forno, como ainda possui cerca de 19 a 30% de monóxido de carbono (CO), 14 a 18% de dióxido de carbono (CO2), 3 a 7% de hidrogênio (H2), e aproximadamente 1% de metano (CH4), tem um elevado poder calorífico (750 a 900 kcal.Nm-3), sendo por isso purificado e enviado para um gasômetro para ser misturado a outros gases combustíveis gerados na usina e utilizado na produção de energia elétrica ou ser enviado para fornos na laminação e calcinação. Uma vez iniciada a operação de um alto-forno, ela deve se manter praticamente ininterrupta por vários anos. Uma parada para manutenção completa do alto-forno (campanha), que implica na troca de todo o seu revestimento refratário, ocorre no período de 12 a 14 anos, levando de 3 a 6 meses para ser realizada. Porém, existem altos-fornos que funcionam há mais de 20 anos sem paradas (Rizzo, 2005). Em termos de perfil térmico, o alto-forno pode ser dividido em zona de redução (ou de reserva térmica) e zona de elaboração. A Figura 2.2 apresenta as principais reações químicas internas do alto-forno que ocorrem em cada zona. 7 Figura 2.2 Reações internas no alto-forno (adaptado de GUIMARÃES apud SANTOS, 2007). 2.2 Diferenças Básicas entre Alto-Forno a Coque e a Carvão Vegetal Devido às propriedades do carvão vegetal e do coque, existem algumas diferenças básicas entre os processos que utilizam um ou outro. O carvão vegetal tem origem na carbonização da madeira e possui um teor de carbono fixo menor do que o coque, que é proveniente do carvão mineral. Outras diferenças na análise química são o teor de materiais voláteis e o teor de cinzas. O carvão vegetal apresenta um alto teor de materiais voláteis (25 a 35%) e um baixo teor de cinza (2 a 5%). O coque praticamente não há materiais voláteis (1%) e possui um alto teor de cinza (10 a 12%). A cinza do carvão vegetal caracteriza-se por uma grande concentração de álcalis (K2O, Na2O) e fósforo e a cinza do coque apresentam um alto teor de enxofre. O baixo teor de enxofre no carvão vegetal traz como vantagem uma melhor qualidade do ferro-gusa de alto-forno a carvão vegetal, eliminando o investimento em uma instalação de dessulfuração. No entanto o carvão vegetal apresenta maiores teores de fósforo que pode ser incorporado ao gusa, o que é uma desvantagem. Além disso, as propriedades físicas e metalúrgicas como resistência mecânica, densidade e reatividade do carvão vegetal são bem diferentes das propriedades do coque. A Tabela 2.1 resume as características do carvão vegetal e do coque. 8 Tabela 2.1 Características típicas do carvão vegetal e do coque Item Unidade Carvão Vegetal Coque Carbono fixo % 65-75 ~ 88 Materiais voláteis % 25-35 ~1 Cinza % 2-5 10-12 Enxofre % 0,03-0,10 0,45-0,70 SiO2 % 5-10 50-55 CaO % 37-56 4-5 MgO % 5-7 4-5 Al2O3 % 2-12 25-30 Fe2O3 % 6-13 5-7 P2O5 % 8-12 0,4-0,8 K 2O % 15-25 2-4 Na2O % 2-3 1-3 Composição da cinza 2 Resistência à compressão kgf/cm 10-80 130-160 Faixa granulométrica mm 9-10 25-75 Densidade kg/m3 180-350 550 Reatividade - Maior Menor Fonte: Jacomino et alii (1999). As diferenças entre as propriedades do carvão vegetal e do coque fazem com que o processo de produção de ferro-gusa no alto-forno tenha também características bem distintas, quando se usa um ou outro combustível. O próprio projeto do alto-forno apresenta diferenças, havendo necessidade de definir primeiramente com qual combustível-redutor o forno irá operar. A utilização de carvão vegetal em altos-fornos de grande porte é inviável devido à sua pequena resistência mecânica. A baixa resistência traz como conseqüência uma geração de finos dentro do alto-forno, pela degradação do carvão, afetando o escoamento gasoso (Braga, Gonçalves e Santiago, 1986). A menor densidade do carvão vegetal exige um volume maior do mesmo, consequentemente aumentando o volume ocupado pelo redutor em relação ao coque. A 9 carga metálica em um forno a carvão vegetal ocupa cerca de 30% do volume do forno; já no alto-forno a coque este número é de 45%. Representando assim, para um mesmo ritmo de produção, o tempo de residência da carga em um forno a carvão vegetal é 1,5 vezes menor que o caso do coque. Com isto, no alto-forno a coque a carga permanece por um maior tempo na zona de preparação, favorecendo um menor consumo de carbono (Pinheiro, 2004). Como o carvão vegetal é mais reativo que o coque, no alto-forno a carvão vegetal a reação de solution loss inicia-se em menores temperaturas. A temperatura da zona de reserva térmica do forno a carvão vegetal é de aproximadamente 800°C, enquanto a do coque é de 950°C. “Observa-se um menor consumo de carbono no alto-forno a coque do que no alto-forno a carvão vegetal. A maior temperatura da zona de reserva térmica do alto-forno a coque implica em um maior tempo necessário para a carga atingir esta temperatura, em relação ao alto-forno a carvão vegetal. Com isto, a maior parte das reações de redução ocorre antes que a carga atinja tal temperatura, o que eleva o rendimento do processo. Além disso, no alto-forno a coque as reações de redução têm uma cinética mais favorável, devido às temperaturas mais elevadas. Portanto, essa menor reatividade do coque explica seu menor consumo de carbono” (Pinheiro, 2004). Parte dos álcalis, uma vez carregados no alto-forno, ficam recirculando no interior do reator, em ciclos de evaporação/condensação, podendo ocasionar a formação de cascões, que são os óxidos dos alcalis. A eliminação dos álcalis é fortemente influenciada pela basicidade da escória, pois quanto menor a basicidade, maior a taxa de eliminação. Desta forma, no alto-forno a coque que opera com escória básica, a quantidade recirculante de álcalis é mais alta do que no alto-forno a carvão-vegetal (Pinheiro, 2004). “Com relação à composição química do ferro-gusa, um alto-forno a coque produzirá um ferro-gusa com mais enxofre e, no alto-forno a carvão vegetal, um ferro-gusa com mais fósforo. Quanto ao teor de silício, dependerá da utilização do ferro-gusa. Se ele for a matéria-prima da aciaria, como ferro-gusa líquido, trabalha-se com silício menor do que 1%, que é o caso de todos os altos-fornos a coque no Brasil. Pode-se também produzir um ferro-gusa com silício maior do que 1%, chamado 10 ferro-gusa de fundição, que é produzido pelos altos-fornos pequenos a carvão vegetal dos produtores independentes (usinas não-integradas)” (Castro, 1998). A Tabela 2.2 resume as comparações entre os altos-fornos a coque e a carvão vegetal. Tabela 2. 2 – Diferenças entre alto-forno a coque e a carvão vegetal Alto-forno Parâmetro a coque a carvão vegetal 2000 a 12000 t/d 40 a 1200 t/d Produtividade > 2 t/dm3 1,6 a 2 t/dm3 Diâmetro do cadinho 8 a 14 m 1,5 a 6 m Altura do alto-forno ~32 m ~16 m Cowpers Cowpers e Glendons 950/1000°C 750/800°C Presença de sínter e/ou pelota Pode ser de 100% de minério granulado Volume da escória 250 a 300 kg/t ferro-gusa 100 a 150 kg/t ferro-gusa (CaO/SiO2) escória > 1 (básico) < 1 (ácida) CaO=10,SiO2=50, CaO=35, SiO2=20, Al2O3=5,Fe2O3=10, Al2O3=25,Fe2O3=5,Outros=10 MgO=10,P2O5=5, K2O +Na2O=8 CaO=45,SiO2=35, CaO=40,SiO2=45, Al2O3=12,MgO=2 Al2O3=12,MgO=5 Outros=3 Outros=1 %Si < 1 %Si variável Problema=enxofre Problema=fósforo Independe Dependente Produção Regeneradores Temp. da zona de reserva térmica Carga metálica Composição típica da cinza(%) Composição típica das escórias(%) Ferro-gusa Fatores climáticos Fonte: Adaptado de Gomes apud Braga, Gonçalves e Santiago (1986) e Castro (1998) 11 2.3 Sistema de Carregamento e Distribuição da Carga do Alto-Forno A distribuição da carga no forno tem importância fundamental para a operação do altoforno, uma vez que ela é um dos fatores determinantes da eficiência das trocas térmicas e das reações de redução, além de afetar diretamente no formato e na posição da zona coesiva e da carga térmica sobre a parede do forno. A carga sólida, constituída de combustíveis/redutores, minério de ferro e fundentes, é carregada para o topo do alto-forno através de skips e/ou correias transportadoras, balanças e peneiras vibratórias. Os equipamentos de carga do topo do alto-forno distribuem a matéria-prima ao interior do forno ao longo do diâmetro da garganta e vedam o gás, evitando o vazamento e a perda de pressão. Existem dois sistemas usuais de distribuição de carga adotados em altos-fornos. O sistema duplo cone, mostrado na Figura 2.3, é geralmente utilizado em fornos menores. Em fornos de grande porte, é adotado o sistema topo sem cone (Paul Wurth ou Bell less), que utiliza tremonhas de carregamento com calha rotativa. Figura 2.3 Sistema de carregamento duplo-cone (CASTRO, 1998). Para se aumentar a pressão de topo dos altos-fornos é fundamental o correto funcionamento do sistema de carregamento e sua adequada vedação, existindo ainda sistemas simples para compensar uma eventual pressão de topo excessiva (principalmente quando se utilizam venturis com garganta móvel na limpeza do gás que exercem contrapressão), implantando mecanismos de despressurização. 12 2.4 Técnicas para Aumento de Produtividade – Injeção de Finos Para aumentar a produtividade do alto-forno, reduzindo ao mesmo tempo o consumo de coque ou carvão vegetal por tonelada de ferro-gusa líquido produzido (coke rate), são empregadas técnicas de injeção de combustíveis pelas ventaneiras, como óleo mineral, carvão pulverizado, gás natural, alcatrão etc (Rizzo, 2005). Alcança-se assim um aumento do poder redutor do gás da rampa e substitui-se parcialmente o coque ou o carvão vegetal por combustíveis mais baratos. Muitas empresas produtoras de ferro-gusa em altos-fornos vêm praticando a injeção de carvão pulverizado (PCI – Pulverized Coal Injection) pelas ventaneiras, permitindo a redução do consumo de carvão vegetal ou coque carregado. A produtividade do alto-forno pode ser determinada pelo fator: E = P/V em t.m-3.dia -1 (2.1) Onde: V = volume útil do alto-forno (m3) P = produção diária de ferro-gusa (t.dia-1) 2.5 Regeneradores de Calor Os regeneradores são trocadores de calor que recebem o gás limpo do alto-forno entre 150 a 200°C, aquecendo-o através da queima deste com gás de coqueria, quando a usina for integrada, e ar captado da atmosfera. Dos regeneradores de calor, o gás é enviado ao anel de vento e injetado pelas ventaneiras do alto-forno. Ao soprar ar aquecido, aumenta-se o rendimento da combustão, reduzindo o consumo de combustível. Segundo Rizzo (2005), o ar aquecido corresponde a cerca de 10% da energia necessária para a obtenção do ferrogusa no alto-forno. Dois tipos de regeneradores de calor são utilizados em altos-fornos, sendo eles os cowpers e os glendons. Os glendons possuem menor eficiência, mas com um investimento também 13 inferior. A temperatura do ar soprado chega a 1200°C quando se utiliza cowpers e varia de 500 a 850°C quando os trocadores de calor são os glendons. Os altos-fornos a coque sempre utilizam cowpers, enquanto que, nos altos-fornos a carvão vegetal, pode-se utilizar um ou outro trocador de calor, dependendo da usina. Segundo a pesquisa do Projeto Minas Ambiente (1999), apenas uma empresa produtora independente de ferro-gusa em Minas Gerais utiliza cowpers. Os glendons trabalham continuamente, não dependendo de outra unidade para operar, diferentemente dos cowpers. O ar frio atravessa uma câmara de combustão através de uma serpentina feita de garrafas de ferro fundido ou aço inoxidável por onde troca calor com os gases da queima que ficam na parte externa das garrafas, conforme mostrado na Figura 2.4. Na Figura 2.5 é apresentada uma foto de um glendon desmontado da siderúrgica Alterosa (MG). Figura 2.4 Corte longitudinal de uma parte do glendon (CASTRO, 1998). 14 Figura 2.5 Glendon desmontado da siderúrgica Alterosa (MG). Foto fornecida pela empresa. 2.6 O Gás de Alto-Forno e Equipamentos de Controle Os gases gerados no alto-forno são constituídos principalmente de monóxido de carbono (CO), dióxido de carbono (CO2), nitrogênio (N2) e material particulado. De acordo com Batista e Figueiredo (1998), não são encontrados óxidos de nitrogênio ou de enxofre, em função do forno ser operado numa atmosfera redutora. A quantidade de gás gerado no alto-forno varia de 2100 a 2300 Nm³.t-1 de ferro-gusa produzido, com concentração de material particulado variando de 5 a 10g.Nm-³ conforme a literatura. No entanto, em medições realizadas em altos-fornos a carvão vegetal esta concentração de particulado varia de 16 a 17 g.Nm-³. O pó tem uma composição que varia de acordo com a matéria-prima usada, sendo que uma composição aproximada é de 25 a 40% de Fe, 40 a 45% de C, 5 a 7% de SiO2 e 2 a 4% de CaO (Rizzo, 2005). O material particulado do gás possui a seguinte distribuição granulométrica conforme medição realizada na empresa a carvão vegetal Siderúrgica Plantar em Sete Lagoas. Tabela 2.3 – Distribuição Granulométrica do Particulado no Gás Tamanho (µm) 184 83.4 46.2 23.1 % Abaixo 98.7 86.1 67.2 44.4 15 12.8 1.2 28.6 0.3 Fonte: Siderúrgica Plantar – Sete Lagoas – Medição em Chaminé Conforme a Deliberação Normativa COPAM 49/2001 de Minas Gerais,(COPAM, 2001) os padrões de emissão de material particulado para altos-fornos de empresas não integradas instaladas são, em zona urbana de 100 mg.Nm-3e em zona rural e mista de 200 mg.Nm-3 Para altos-fornos em empresas não integradas instaladas a partir de 2001, o padrão é 50 mg.Nm-3 para altos-fornos instalados em zona urbana e 100 mg.Nm-3 para altos-fornos instalados em zona rural e mista. A Deliberação Normativa CONAMA 382/2006 (CONAMA, 2006) estabelece que, para altos-fornos em empresas integradas e semiintegradas, o padrão de emissão é de 50 mg.Nm-3 para material particulado. Em função de seu elevado poder calorífico, o gás produzido no alto-forno, após passar pelo processo de limpeza, é queimado com oxigênio do ar nos glendons ou cowpers para aquecimento do ar soprado nas ventaneiras do alto-forno (Figura 2.6). Os gases de altoforno não aproveitados nos glendons ou cowpers são queimados em tochas. Para Batista e Figueiredo (1998), as tochas são instaladas como reguladoras da pressão dos gases nos glendons, além de se constituir em medida para reduzir a emissão de poluentes, notadamente o monóxido de carbono. Os sistemas básicos de limpeza de gás de topo do alto-forno são: • Coletor de pó (Balão) • Ciclone • Lavador tipo torre de lavagem • Lavador tipo venturi • Precipitador eletrostático e filtro de mangas 16 Figura 2.6 Esquema do circuito de gases de um alto-forno: (1) coleta de gases e poeira; (2) separador de poeira; (3) recuperador em operação aquecendo o ar de entrada; (4) recuperador em preparação aquecendo-se pela queima dos gases; (5) chaminé para tiragem dos gases; (6) entrada de ar frio; (7) alimentação de ar quente (CAMPOS FILHO, 1981). 2.6.1 Coletores de pó – balão de limpeza É o dispositivo mais simples para a separação de partículas em um fluxo gasoso, porem é mais utilizado como pré-coletor, devido à limitação de coleta de partículas de grande tamanho (maiores que 50µm). Para se alcançar uma eficiência elevada, o coletor deve possuir dimensões grandes. A eficiência (η) pode ser calculada pela fórmula (Jacomino et al., 1999; Higa, 1986): 2 K ρ − ρ g d p L b p g η= 18µ Q Onde: K= constante empírica (em geral 0,5) g = aceleração da gravidade (m.s-2) dp = diâmetro da partícula (m) L = comprimento da câmara (m) ( 2.2) 17 b = largura da câmara (m) µ = viscosidade do gás (Pa.s) Q = vazão (m3.s-1) ρp = densidade da partícula (kg.m-3) ρg = densidade do gás (kg.m- 3) No coletor de pó (balão), o gás que vem do alto-forno entra em um tubo cônico, cujo diâmetro aumenta progressivamente. Como o gás é forçado a mudar de direção (para sair do coletor pela parte superior), sua velocidade cai devido à maior seção e o pó arrastado deposita-se no fundo do balão. O selo do coletor pode ser a seco ou a úmido. A Figura 2.7 mostra o esquema desse sistema. Figura 2. 7 Coletores inerciais (HIGA, 1986) 18 Todas as usinas independentes de ferro-gusa utilizam o coletor de pó (balão) e/ou o ciclone como o primeiro equipamento de limpeza, sendo que a maioria dos balões possui o selo a seco. Segundo Oliveira e Martins (2003), os produtores independentes no estado de Minas Gerais geram de 28 a 45kg de Charcok por tonelada de ferro-gusa, dependendo do processo e da eficiência do sistema de controle. Charcok é o pó do balão, oriundo da indústria siderúrgica não-integrada a carvão vegetal, que utiliza o carvão vegetal (charcoal) como redutor. A composição do material particulado varia com o processo produtivo e com as matérias-primas empregadas. A composição química aproximada do resíduo Charcok é apresentada na Tabela 2.4. Tabela 2.4 – Composição química aproximada do resíduo Charcok. Elementos Porcentagem (%) Fe2O3 57 SiO2 12 Al2O3 2,0 P2O5 0,05 CaO 3,0 MgO 0,1 Carvão vegetal 20 Fonte: Oliveira e Martins (2003). Segundo Higa (2005), esses equipamentos são mais compactos e requerem menor espaço do que uma câmara de sedimentação gravitacional simples, implicando em uma perda de carga ligeiramente maior (faixa de 25mmH2O(9,8N.m-2) a 75mmH2O) do que as câmaras simples. Os balões de limpeza possuem baixo custo, pequeno desgaste, baixo consumo de energia, projeto simples e podem operar a altas temperaturas. Entretanto, ocupam um considerável espaço e não retêm satisfatoriamente partículas pequenas trabalhando com eficiência média de 60 a 80%. 19 2.6.2 Ciclones O princípio de operação do ciclone é a força centrífuga sobre as partículas sólidas em movimento num fluxo rotativo. Por ser mais intensa que a força gravitacional e que a coesão molecular, a força centrífuga empurra as partículas em direção às paredes do ciclone. Assim, elas perdem movimento e caem no fundo do ciclone, retirando-se do fluxo gasoso A disposição de vários ciclones em paralelo, chamados de multiciclones (Figura 2.8), permite utilizar células de alta eficiência com menores diâmetros e maiores velocidade de entrada do gás (Lora, 2002). Figura 2.8 Separador multiciclônico (BARRETO NETO, 2007). Em geral, os coletores centrífugos (ciclones) são utilizados como pré-coletores, em função de sua limitação a coleta de partículas com diâmetros maiores que 5 µm (Lisboa, 2005). Os ciclones podem ser classificados segundo a sua eficiência e perda de carga da seguinte forma (Assunção,1992): - Ciclones de baixa eficiência (convencionais) 20 • Ciclones com perda de carga entre 50 e 100mmH2O(9,8N.m-2) - Ciclones de média eficiência • Ciclones com perda de carga entre 100 e 200mmH2O(9,8N.m-2) - Ciclones de alta eficiência (cone longo) • Ciclones com perda de carga maior que 200mmH2O(9,8N.m-2) A coleta através do mecanismo da força centrífuga será tanto maior quanto maiores forem o diâmetro da partícula e sua velocidade tangencial e quanto menor o diâmetro do coletor. Para especificação de um ciclone de entrada tangencial são requeridas oito dimensões, como mostrado na Figura 2.9. Estas dimensões são determinadas através de relações adimensionais do tipo Ka = a/D, Kb = b/D, etc. Figura 2. 9 – Formas e dimensões de um ciclone (LICHT, 1984). Diferentes configurações são possíveis, mas devem-se manter as seguintes recomendações (Licht, 1984) e relações conforme a Tabela 2.5. 21 • a ≤ s para prevenir o curto-circuito dos particulados da seção de entrada até o tubo de saída; • b ≤ (D – De)/2 para evitar excessiva queda de pressão; • H ≥ 3D para manter a ponta do vortex (formado pelos gases) dentro da seção cônica; • ângulo do cone de ≈ 7-8° para permitir o deslizamento do pó; • De/D ≈ 0,4-0,5, H/De ≈ 8-10, e S/De ≈ 1, para maximizar a eficiência. . Tabela 2.5 – Coeficientes adimensionais para o dimensionamento de ciclone por diferentes autores. Alta eficiência Termo Propósito geral Descrição Peterson e Stairmand Swift Swift 1,0 1,0 1,0 1,0 Whitby D Diâmetro da seção cilíndrica a Altura da seção de entrada ka: 0,5 0,44 0,5 0,583 b Largura da seção de entrada kb: 0,2 0,21 0,25 0,208 s Comprimento do tubo de saída ks: 0,5 0,5 0,6 0,583 De Diâmetro do tubo de saída kDe: 0,5 0,4 0,5 0,5 H Altura total kH: 4,0 3,9 3,75 3,17 h Altura da seção cilíndrica kh: 1,5 1,4 1,75 1,333 B Diâmetro da saída do pó kb: 0,375 0,4 0,4 0,5 K Parâmetro de configuração 551,3 699,2 381,8 342,3 NH Carga de velocidade de entrada 6,40 9,24 8,0 7,76 Surf Parâmetro de superfície 3,67 3,57 3,65 3,20 Fonte: Licht (1984) e Lora (2002). Um dos métodos para o cálculo da eficiência em ciclones de entrada tangencial é o de Lapple. O método caracteriza a eficiência pelo “diâmetro crítico” ou pelo “diâmetro de corte”. De acordo com Lisboa (2005), o diâmetro crítico refere-se ao diâmetro da partícula que o ciclone coleta com 100% de eficiência. Similarmente, o diâmetro de corte refere-se 22 ao diâmetro da partícula coletado com 50% de eficiência. Estes podem ser obtidos pelas seguintes equações: 18µ g b d (100) = 2πVi ρ p N v 9µ g b d (50 ) = 2πVi ρ p N v ×106 × 10 6 ( 2.3) ( 2.4) Sendo: d crítico = d(100) [µm] d corte = d(50) [µm] µg = viscosidade do gás [kg.m-1.s-1] b = largura da entrada do ciclone [m] Vi = velocidade do gás na entrada do ciclone, de 15 a 21 [m.s-1] (velocidade das partículas) ρp = densidade da partícula [kg.m-3] Nv = número de voltas do “vortex” (3 a 10) – os maiores valores devem ser utilizados para ciclones de alta eficiência (número de revolução dada pelas partículas no interior do ciclone). Uma forma de calcular a perda de carga em um ciclone foi citada por Jacomino et alii (1999), sendo: ∆P = 12l ⋅ h k ⋅dd ⋅ L / d 2 3 ⋅ 3 L' / d Onde: k é uma constante que depende das condições de entrada, sendo: k = 0.5 para entrada simples sem guias; k = 1.0 para entrada com guias retas; k = 2.0 para entrada com guias expansoras. d = diâmetro do ciclone (m); l = largura do ciclone (m); h = altura do ciclone (m); L = comprimento da parte cilíndrica (m); L´ = comprimento da parte cônica (m); dd = diâmetro do duto de saída (m); ( 2.5) 23 Muitas são as vantagens dos coletores ciclônicos, a saber: têm baixo custo, são de simples operação e projeto, apresentam poucos problemas de manutenção devido à simplicidade do equipamento, exigem relativamente pouco espaço para instalação, possuem baixa perda de carga, apresentam alta resistência à corrosão e à temperatura e possuem coleta a seco. Por outro lado, as principais desvantagens são: possuem baixa eficiência para partículas pequenas (< 5µm), em geral necessitam de segundo coletor para atender a emissão exigida, a eficiência desses coletores depende muito de condições operacionais (menor vazão implica em menor eficiência), existe a possibilidade de abrasão para determinadas partículas e determinadas velocidades e, no caso de altos-fornos, possuem a eficiência máxima observada em torno de 80%. 2.6.3 Lavadores Lavadores são equipamentos projetados para incorporar as partículas de pó na gotícula de água. Gotículas de 50 a 500µm de diâmetro são produzidas e colocadas em contato com o material particulado. Estas gotículas de água contendo as partículas de material particulado são coletadas por mecanismos simples, tal como gravidade, impactação em anteparos ou por ação ciclônica. As gotículas podem ser produzidas por um bico spray, pelo efeito de aspiração do fluxo gasoso cisalhando um filme de líquido ou pelo movimento de um rotor movido mecanicamente. Relação líquido/gás é a relação entre o fluxo da água utilizado para a limpeza do gás e a vazão do mesmo que está sendo limpa, geralmente expressa em L.m-3. De acordo com Batista e Figueiredo (1998), os principais requisitos para um bom desempenho de um lavador são a vazão de água, a perda de carga e a velocidade relativa entre a partícula de pó e a gota de água. A água de lavagem não deve conter sólidos, pois esses tendem a se acumular nos condutos ou nos bicos aspersores, restringindo o fluxo. Além disso, os lavadores de alta energia como os venturis mais eficientes, podem ser utilizados apenas se o alto-forno opera com pressões compatíveis de topo, para fornecer a necessária queda de pressão. De acordo com Batista e Figueiredo (1998), em geral, as pressões de topo dos 24 altos-fornos independentes oscilam entre 380 e 1500mmca(N.m-²), com média em torno de 800mmca(9,8N.m-²), sendo suficiente para operar um lavador Venturi. O lavador de média energia exige uma perda de carga entre 250 e 380 mmca(9,8N.m-²), enquanto que o de alta energia pode chegar a 1500 mmca(9,8N.m-²). Teoricamente, interações dinâmicas entre partículas e gotículas de água, em termos de aplicabilidade, são limitadas, uma vez que sistemas de lavagem real são muito complexos. Uma teoria geral que evita os detalhes de que forma as partículas e as gotículas se encontram entre si, é a teoria de energia de contato desenvolvida por Lapple. Esta teoria assume fundamentalmente, segundo Lisboa e Schirmer (2007): “Quando comparados com o mesmo consumo de energia, todos os lavadores apresentam substancialmente a mesma eficiência de coleta para uma mesma distribuição de tamanho de partículas, indiferente do mecanismo envolvido e independente do meio fornecedor de energia, seja líquido ou gás.” Semrau desenvolveu uma teoria empírica que relata a perda de pressão total (PT) do sistema para eficiência de coleta. Matematicamente, segundo essa teoria, as expressões são (SUHARA, 1992): PT = PG + PL ( hp / 1000 acfm ) ( 2.6) Onde: PT = energia total de contato (hp/1000 acfm) PG = energia para fluxo de gás (hp/1000 acfm) PL = energia para injeção de líquido (hp/1000 acfm) A energia gasta para movimentar o gás através do sistema, PG, é expressa em termos da perda de carga do lavador: PG = 0,1575.∆p (hp / 1000 acfm) Onde: ∆p = perda de pressão (pol. H2O ( 249 N.m-2)) acfm = 0,03 (m³/min) A energia gasta no fluxo líquido (PL) é expressa como: ( 2.7) 25 Q PL = 0,583.Pl . L QG (hp / 1000 acfm) ( 2.8) Onde: Pl = pressão de entrada do líquido (lb.pol-2)(0,0703 kgf.cm-²) QL = vazão de líquido (gal.min-1)(3,78 L.min-1) QG = vazão de gás (pé3.min-1)(0,03 m³.min-1) As constantes dadas nas expressões para PG e PL incorporam os fatores de conversão. A energia total pode ser expressa como: PT = PG + PL Q PT = 0,1575.∆p + 0,583.Pl . L QG ( 2.9) ( 2.10) ( hp / 1000 acfm) Semrau correlaciona a eficiência do lavador através da formula: η =1 − exp −α .P β T ( 2.11) Onde: α e β = constantes empíricas que são determinadas experimentalmente e dependem da característica do material particulado. A Tabela 2.6 especifica os valores de α e β respectivamente para diferentes indústrias. As fórmulas citadas anteriormente permitem obter a eficiência do lavador a partir de dados obtidos facilmente em campo, o que torna as fórmulas interessantes e práticas. Tabela 2.6 – Constantes empíricas α e β EFLUENTE GAS SUJO GÁS PRÉ-LAVADO PÓ DE TALCO LIQUOR NEGRO FUMO DE FORNO GASES HUMIDOS FUMOS QUENTES LIQUOR NEGRO QUENTE MISTURA GASOSA DE ÁCIDO FOSFÓRICO TIPO DE LAVADOR VENTURI E SPRAY CICLONICO VENTURI E SPRAY CICLONICO VENTURI VENTURI E SPRAY CICLONICO α 1,47 β 1,05 0,915 1,05 2,97 1,75 0,362 0,620 VENTURI E SPRAY CICLONICO VENTURI 0,740 0,861 0,522 0,861 VENTURI 1,33 0,647 26 PÓ DE FORNO CUBILO DE FUNDIÇÃO ACIARIA FUMO DE FORNO FORNO DE FERRO SILÍCIO MISTURA DE GASES COM ODORES VENTURI 1,35 0,621 VENTURI VENTURI VENTURI E SPRAY CICLONICO VENTURI 1,26 1,26 0,870 0,569 0,569 0,459 0,363 1,41 Fonte: SEMRAU apud SUHARA(1992) Os lavadores requerem pouco espaço, podem ser utilizados em gases a altas temperaturas, neutralizam gases e névoas corrosivas, resfriam os gases, e não tem problema com o alcatrão presente nos gases de alto-forno. Possuem como principal desvantagem a necessidade de tratamento de efluente, o material coletado (lama de alto-forno) está na forma úmida e em geral necessita de tratamento adequado para sua reutilização e/ou disposição final (geralmente filtros); apresentam alta perda de carga quando necessita de alta eficiência de coleta, o que implica em custo operacional mais alto com um sistema de ventilação mais potente para vencer as perdas de carga do sistema. Os lavadores tipo Torre de Lavagem são um reservatório cilíndrico contendo em seu interior chicanas de madeira, bandejas de grelhas cerâmicas ou mesmo pedaços de vidro, de modo a criar um percurso mais acidentado e demorado para que a água de lavagem, borrifada por meio de chuveiros no topo da torre, possa encontrar o gás que sobe em contracorrente. Usa-se também um eixo com um disco central que suporta uma série de barras espaçadas regularmente, girando entre outra série de barras estacionárias, presas à parede da carcaça. O rotor gira e faz com que a água dos chuveiros internos, ao ser lançada contra as barras móveis, forme gotículas e se misture com o gás que atravessa o aparelho, molhando as partículas em suspensão (Castro, 1998). 2.6.4 Lavador tipo Venturi Os lavadores Venturi são também chamados de “lavador gás-atomizador”. Nesses lavadores (Figura 2.10 e 2.11), os gases ao passarem através de uma constrição na parte superior (garganta) têm sua velocidade aumentada, segundo Jacomino et al.(1999), na ordem de 60 a 120m/s, o que faz com que a água injetada na entrada do equipamento seja atomizada em quantidades que variam de 0,4 a 1,0cm3/m3, gotas cujo tamanho médio pode 27 ser estimado na faixa de 50µm. As partículas sólidas são coletadas por impactação, interceptação e condensação. Figura 2.10 – Esquema de um lavador Venturi (JACOMINO ET AL., 1999). Figura 2.11 - Lavador Venturi com garganta ajustável (MEILI,2006) 28 O lavador Venturi apresenta alta eficiência de coleta e alta perda de carga. Suas principais características são apresentadas na Tabela 2.7. Tabela 2.7 – Principais características de um lavador Venturi. Parâmetro Faixa Vazão do gás 95 a 68400 L.s-1 Velocidade na garganta 60 a 183 m.s-1 Perda de carga 250 a 750 mmH2O Eficiência 98% ≥ 1µm Fonte: Higa (1986). Uma das formas de calcular a perda de carga em um lavador Venturi é citada por Suhara (1992) sendo: P = 0,85 × 10 − 3 Vg2 QL QG ( 2.12) Onde: P = perda de carga (cmH2O) (98 N.m-2) Vg = velocidade do gás na garganta (cm.s-1) QL = relação líquido/gás (adimensional) QG 2.6.5 Precipitadores eletrostáticos e filtros de mangas Nos precipitadores eletrostáticos os gases são ionizados ao passarem por uma alta diferença de potencial, se chocam ou se depositam nas partículas, carregando-as eletricamente e fazendo com que migrem em direção ao pólo de carga contrária. Ocorre a deposição das partículas nos eletrodos coletores e a remoção das mesmas é feita por sacudimento dos eletrodos ou lavagem com água. Atualmente no Estado de Minas Gerais existe apenas uma siderúrgica que utiliza precipitador eletrostático, que é a úmido, em alto-forno a coque (dois altos-fornos). Este sistema é ainda muito caro para ser utilizado em altos-fornos a carvão vegetal e o fato do exemplo já implantado no Estado ser a úmido não resolve a principal desvantagem dos lavadores utilizados na siderúrgica, que é a necessidade de tratamento da água de lavagem. 29 O filtro de manga (fabric filter) apresenta altas eficiências de coleta para uma ampla faixa de tamanho de partículas, podendo coletar partículas menores que 0,5 µm. O fluxo gasoso passa através das mangas (tecidos), ficando retidas as partículas. A filtração não é um simples processo de peneiramento, pois as partículas depositadas no tecido em geral são menores do que os poros do tecido. Durante a separação de uma partícula de pó nas fibras do meio filtrante, os processos de interação entre forças de inércia, massa, difusão e eletrostática atuam com grande intensidade. Entende-se como força de inércia as forças de gravidade, as quais podem ser efetivas com partículas maiores de 1µm. Além destes mecanismos, existem ainda forças de aderência entre as partículas reciprocamente e entre partículas e fios, as quais influenciam o grau de separação. Não existem altos-fornos no estado de Minas Gerais que utilizem filtros de manga para limpeza de gás de alto-forno. Houveram tentativas de utilização deste equipamento que fracassaram, principalmente porque em uma das tentativas o filtro foi implantado a jusante do lavador, fazendo com que a umidade do gás impossibilitasse o correto funcionamento da manga. A presença do alcatrão no gás também é um inconveniente para a utilização deste tipo de equipamento de limpeza e o custo de implantação até o momento mostrou-se impraticável. 2.7 Limpeza da Água de Lavagem de Gás de Alto-Forno A água de lavagem do gás deve ser limpa, para eliminar principalmente os sólidos em suspensão, e para isto utiliza-se um sistema de tratamento que, de modo geral, consiste de tanque de sedimentação e filtragem da lama decantada, podendo ocorrer ainda a utilização de floculantes e polímeros. Esta limpeza deve ser eficiente para evitar abrasão dos bicos injetores dos lavadores e propiciar a reciclagem.da água. Segundo Ribeiro e Figueiredo (1998), a água de lavagem dos gases de alto-forno, quando não recirculada, constitui-se no principal efluente líquido das usinas siderúrgicas não integradas a carvão vegetal. O volume de água gerado depende do tipo de sistema de limpeza de gases utilizado pela indústria. Levantamentos realizados durante a fase de diagnóstico do Projeto Minas Ambiente em 1998 indicaram que a maioria das indústrias 30 dispõe de lavadores para limpeza do gás de alto-forno e que, portanto, produzem continuamente esse efluente. Na maioria das unidades independentes de produção de ferro-gusa, as águas de lavagem dos gases do alto-forno são normalmente conduzidas a decantadores ou a bacias de sedimentação, construídas no próprio terreno ou na forma de barragens, para remoção dos sólidos em suspensão. Uma vez sedimentada, a lama é retirada com uma frequência que varia de um dia a três meses, enquanto a água decantada é recirculada para o sistema de limpeza (Ribeiro, 1998). A sedimentação simples não remove as partículas finamente divididas, exigindo alguma forma de floculação, quando há necessidade de maior grau de clarificação do líquido sobrenadante. Adiciona-se ao efluente coagulante para promover a desestabilização das partículas a fim de que possam agrupar-se no processo de floculação e aumentar a eficiência do processo de sedimentação. Atualmente, os equipamentos mais eficientes utilizados pelas siderúrgicas para tratamento de água de lavagem de alto-forno são os decantadores circulares, conforme a Figura 2.12. Figura 2.12 – Decantador circular (SPERLING, 2005). Na Tabela 2.8 são apresentados os resultados de análises químicas para determinação da concentração de alguns parâmetros nos efluentes líquidos gerados por três indústrias siderúrgicas representativas do setor de ferro-gusa. Todas as análises foram feitas em amostras coletadas antes e depois do tanque de decantação (Jacomino et alii, 1999). 31 Tabela 2. 8 – Resultados de Análises Químicas de Amostras de Efluentes Líquidos. Entrada do tanque de decantação Temperatura da Siderúrgica Água pH o ( C) Cianeto Total Fenóis N amoniacal (mg/L) (mg/L) (mg/L) Óleos e Sólidos em Graxas Suspensão (mg/L) (mg/L) A 51 7,28 2,36 541 942 8,91 42.280 B 45 7,31 13,4 792 431 40,2 555 C 49 7,52 3,88 275 949 8,91 1305 Saída do tanque de decantação A 50 7,38 2,36 232 841 4,50 1330 B 44 7,42 3,94 622 471 14,6 295 C 48 7,57 1,09 337 909 5,42 985 Fonte Jacomino et alii (1999). Uma boa limpeza da água de lavagem é fundamental para o correto funcionamento do lavador, sendo recomendável que o teor de sólidos suspensos não passe dos 100 ppm (mg.L-1) para que haja a recirculação. 2.8 Cogeração Segundo o Dicionário de Terminologia Energética apud Barja (2006), o conceito de cogeração significa a produção simultânea e seqüencial de duas ou mais utilidades - calor de processo e potência mecânica e/ou elétrica - a partir da energia disponibilizada por um ou mais combustíveis. Assim, para um dado processo industrial de produção, na condição em que há demanda simultânea das utilidades energia térmica e eletromecânica, a aplicação da cogeração se apresenta como provável alternativa, com a vantagem do uso racional de combustível. As fontes utilizadas pelas centrais de cogeração qualificada são as mais diversas, divididas entre biomassa, combustíveis fósseis residuais/calor recuperado de processo, como mostrado na Figura 2.13 (Barja, 2006). 32 Figura 2. 13 - Participação das fontes energéticas utilizadas por centrais de cogeração qualificada no Brasil (ANEEL apud BARJA, 2006). A cogeração permite um grande ganho potencial de conservação de energia, com uma eficiência energética acima de qualquer outro modelo de geração elétrica ou térmica. Assim, a produção simultânea de energia térmica e elétrica para uso local contribui para a rentabilidade de uma planta de geração, principalmente pelo fato de apresentar eficiências elevadas, decorrente do uso dado aos gases quentes de escape necessariamente rejeitados no ciclo térmico (Lora apud Moisés, 2007). Os principais ciclos utilizados na configuração de uma central de cogeração são: • Ciclo Rankine ou a vapor; • Ciclo Brayton ou a gás; • Ciclo combinado. O ciclo Rankine (Figura 2.14) é utilizado quando da existência de caldeiras aquatubulares e mistas de média e alta pressão de vapor acopladas a turbinas a vapor (condensação e extração) ou turbinas de contrapressão. Este sistema é bastante utilizado, principalmente pelas usinas de cana de açúcar e grandes indústrias incluindo os altos-fornos. A grande maioria de seus equipamentos é de fabricação nacional facilitando sua operação e tendo como inconveniente ser um processo de menor eficiência que os demais. 33 Figura 2.14 - Ciclo Rankine (MOISÉS, 2007). O ciclo Brayton (Figura 2.15) tem uma configuração diferente. Ele utiliza uma turbina ou motor a gás acoplado a geradores. Os gases de escape da queima do energético são aproveitados no processo da melhor forma possível. Um exemplo de utilização de gases de escape é quando há uma grande necessidade de ar quente para secagem ou para obter troca de energia com água (Moisés, 2007). Figura 2.15 - Ciclo de Brayton (MOISÉS, 2007). Já o ciclo combinado (Figura 2.16), além de ser o mais eficiente, é o mais completo e o que melhor utiliza os conceitos termodinâmicos. Neste caso, utiliza-se uma turbina a gás ou um motor que é acoplado a um gerador para gerar energia eletromecânica. Os gases de escape são reaproveitados em uma caldeira de recuperação, retirando energia térmica. Do sistema de refrigeração do motor ou da turbina, retira-se mais energia térmica que será reaproveitada em equipamentos do processo. Além dessa maior recuperação, utiliza-se uma turbina a vapor para retirar mais energia eletromecânica do vapor gerado pela caldeira de recuperação. 34 Figura 2.16 - Ciclo combinado (MOISÉS, 2007). 2.9 Termoelétricas Uma central termoelétrica com ciclo a vapor é composta por três elementos principais: caldeira a vapor, tubulações para transporte do vapor e o grupo turbogerador (turbina a vapor e gerador elétrico) com os equipamentos auxiliares tais como o condensador e bombas. A caldeira é um trocador de calor que produz vapor através da transferência da energia térmica de uma fonte quente (combustível) para o fluido vaporizante e podem ser aquatubulares ou flamotubulares. Nas caldeiras flamotubulares os gases de combustão circulam por dentro dos tubos, vaporizando a água que fica por fora dos mesmos, também conhecidas como fogotubulares; são constituídas por um vaso de pressão cilíndrico, com dois tampos planos (espelhos) onde são afixados os tubos e a fornalha. Dentro dos tubos – que podem ser verticais ou horizontais - passam os gases de queima da fornalha e a água preenche todo o recipiente. 35 O feixe tubular, ou tubos de fogo, é composto por tubos, responsáveis pela absorção do calor contido nos gases de exaustão usados para o aquecimento da água e as fornalhas dessas caldeiras devem ser dimensionadas de tal forma que ocorra a combustão completa em seu interior, para que não haja reversão da chama reduzindo a vida útil do equipamento. Por sua concepção, as caldeiras flamotubulares modernas só queimam combustíveis líquidos ou gasosos, devido à dificuldade de se instalar grelhas para combustíveis sólidos. São caracterizadas por sua baixa eficiência, sendo em sua maioria de pequeno porte, e utilizadas para baixas pressões, porque o grande volume de água capaz de armazenar se torna um fator limitante das pressões de trabalho por questões de segurança, sendo que qualquer vazamento do reservatório provoca a expansão rápida da água, passando do estado líquido para vapor, podendo ocasionar explosões. No caso da utilização do gás de alto-forno, devido ao teor de particulado no gás, estas caldeiras necessitam de mais tempo de paradas de manutenção que as caldeiras aquatubulares. As Figuras 2.17 e 2.18 demonstram as caldeiras flamotubulares e pode-se verificar a dificuldade de utilização destas caldeiras caso o gás de alto-forno tenha alto teor de material particulado entupindo a tubulação de gás. Figura 2.17 - Caldeira Flamotubular (Catálogo empresa Biochamm 2008). 36 Figura 2. 18 – Caldeira Flamotubular (Catálogo empresa Biochamm 2008). A eficiência térmica dessas caldeiras está na faixa de 80 a 90%, estando essa limitada à dificuldade em se acrescentar equipamentos adicionais de recuperação de calor. As principais vantagens se devem ao baixo custo de aquisição do equipamento, por exigirem pouca alvenaria e por atenderem bem a aumentos instantâneos de demanda de vapor (CHD, 2008). Nas caldeiras aquatubulares, os gases circulam por fora dos tubos e a vaporização da água se dá dentro dos mesmos, também conhecidas como caldeiras tubos de água. São dois pequenos balões d’água – posicionados em alturas diferentes para favorecer a convecção natural –, interligados por um feixe tubular. Por fora do feixe passam os gases de queima da fornalha, percorrendo um caminho tortuoso dentro de uma câmara fechada, que é a área de troca de calor da caldeira. Devido à pequena quantidade d’água dentro da caldeira e pelo fato de haver uma parede exterior entre a fornalha e o meio ambiente, a segurança nessas caldeiras é consideravelmente maior. No caso de utilização de gás de alto-forno como combustível, este tipo de caldeira exige menos tempo de parada para manutenção sendo mais eficientes. Um conjunto turbogerador é constituído basicamente pelos seguintes equipamentos: 37 - Turbina: responsável pela conversão termodinâmica de parte da energia contida no vapor de alta pressão e temperatura, em energia mecânica no seu eixo; - Redutor: responsável pela adequação da rotação nominal da turbina à velocidade síncrona do gerador; - Gerador: responsável pela conversão eletrodinâmica da energia mecânica do eixo da turbina em energia elétrica nos seus bornes. A turbina a vapor é a máquina térmica que utiliza a energia do vapor sob forma de energia cinética, sendo capaz de transformar em energia mecânica a energia contida no vapor vivo sob a forma de energia térmica e de pressão. A turbina é um motor rotativo que converte em energia mecânica a energia de uma corrente de água, vapor d’água ou gás. O elemento básico da turbina é a roda ou rotor, que conta com paletas hélices, lâminas ou cubos colocados ao redor de sua circunferência, de forma que o fluido em movimento produza uma força tangencial que impulsiona a roda, fazendo-a girar. Essa energia mecânica é transferida através de um eixo para movimentar uma máquina, um compressor, um gerador elétrico ou uma hélice (Manhabosco, 2005). O vapor de alta pressão e temperatura é expandido na turbina, onde a energia de pressão do vapor é convertida em cinética durante sua expansão, e em seguida a quantidade de movimento do fluxo de vapor é transferida às palhetas fixas e móveis do motor, transformando-se em trabalho de eixo. O gerador é a máquina elétrica que realiza a conversão de energia mecânica em energia elétrica, sendo formado por dois conjuntos eletromecânicos distintos: o rotor, que é a parte móvel da máquina e é geralmente a parte mais interna da máquina; e o estator, que é a parte fixa da máquina, geralmente a parte externa da mesma. O rotor é formado por um conjunto de bobinas (campos) em que, aplicando-se corrente contínua, forma-se um campo magnético no espaço compreendido entre o rotor e o estator (entreferro). Isto é, o rotor opera como um eletroímã, cuja intensidade de campo magnético é controlada pela corrente contínua injetada nas bobinas (corrente de excitação) (Ferreira, 2006). Em centrais termoelétricas, a água é o meio mais utilizado para efeito de resfriamento. Em um sistema de resfriamento semi-aberto, a água de resfriamento é bombeada através do condensador da turbina, constituído por um feixe de tubos por onde passa o vapor que já 38 realizou na turbina trabalho através de sua conversão termodinâmica Este vapor em vácuo e com baixa temperatura cede calor progressivamente através dos tubos para a água circulante no seu exterior; a água aquecida retorna então para um spray, onde o referido calor será entregue à atmosfera. No spray, a dissipação do calor é facilitada pelo esguicho da água bombeada sobre uma piscina de grande área que proporciona uma melhor troca térmica (Ferreira, 2006). Nas termoelétricas instaladas em Minas Gerais, existem dois tipos de resfriamento, resfriamento a ar (principalmente quando ocorre escassez de água) e resfriamento utilizando torres. O cálculo da potência de uma termoelétrica conforme o ciclo Rankine é dado pela equação: P = Q x PCI x η/860 ( 2.13) Sendo: P – potência da termoelétrica em kW/h Q – vazão de gás do alto-forno Nm³/h PCI – poder calorífico inferior do gás de alto-forno kcal.Nm--³ η - rendimento da termoelétrica Alguns valores típicos do rendimento dos componentes de uma central termoelétrica a vapor utilizados em Minas Gerais são: Rendimento total = 20%, sendo η caldeira = 82% η turbina = 72% η redutor-gerador = 94% η condensador = 36% As Tabelas 2.9 e 2.10 mostram alguns valores de PCI para várias substâncias. 39 Tabela 2.9 – Dados de poder calorífico inferior, coeficiente exergético e exergia química de gases de siderurgia. Poder calorífico inferior Coeficiente exergético Exergia química kJ/kg kJ/kg Carvão metalúrgico 21.689 1,09 23.588 Coque 29.035 1,06 30.690 Carvão vapor 23.865 1,09 25.965 Óleo combustível 40.133 1,07 43.062 kJ/m³ Gás Natural Gás kJ/m³ 30.960 1,04 32.198 de coqueria 18.841 1,00 18.841 de alto-forno 3.000 0,98 2.940 aciaria 9.000 1,00 9.000 (GCO) Gás (GAF) Gás de (GAC) Fonte: Costa (2002). Tabela 2. 10 – Valores de poder calorífico superior (PCS) e inferior (PCI) para alguns combustíveis, em kcal/Kg. Combustível PCS (kcal/kg) PCI (kcal/kg) Carbono (C) 8.140 - Hidrogênio (H2) 34.500 28.700 Carvão mineral 4.500 a 6.200 - 12.650 11.430 (9.400Kcal/m³) (8.500Kcal/m³) Metano (CH4) 14.730 13.290 Gasolina 11.000 10.000 Óleo Diesel 10.600 9.500 Álcool (etanol = C2H6O) 7.200 6.500 - 4.130 4.200 3.700 - 2.120 Gás natural (média Petrobrás) Bagaço de cana (base seca) Madeira (20% umidade) Lixo urbano Fonte: Ferreira (2006). 40 2.10 Turbina de Recuperação de Topo A Turbina de Recuperação de Topo (TRT) é um sistema que utiliza a pressão de escape e o calor oriundo do alto-forno da siderúrgica como fonte de energia. Nesse sistema, o gás de alto-forno produzido durante o processo de fundição do ferro é utilizado para a geração de eletricidade a partir do sistema TRT. Sem o sistema de geração de potência TRT, o gás de alto-forno será tratado por vários processos para redução de sua pressão e temperatura. A energia elétrica gerada por este sistema abrange cerca de 20% de toda a energia necessária para o funcionamento dos equipamentos do alto-forno, incluindo os ventiladores de ar (Mes, 2008). A Figura 2.19 mostra uma instalação de TRT. Figura 2. 19 - Turbina de Recuperação de Topo - TRT (KAWASAKI, 2004). Além da economia de energia, o sistema TRT também propicia a redução do ruído durante a passagem do gás pela turbina. Algumas empresas brasileiras já implantaram o sistema TRT, tais como: CST (capacidade de 20.000kW), Gerdau Açominas (11.340kW) e a Usiminas (18.800kW) (KAWASAKI, 2008). A Figura 2.20 mostra exemplo de fluxo da geração do gás de alto-forno e da utilização da TRT. 41 Figura 2.20 – Exemplo esquemático de um sistema TRT (YAMAGUCHI, 2005). Nota: DC: Dust Catcher VS: Venturi Scrubber Somente é possível a utilização deste tipo de turbina em altos-fornos com grandes pressões e vazão de gás de topo. Atualmente, somente altos-fornos a coque podem utilizar este tipo de equipamento. 2.11 Avaliação Econômica de Projetos de Termoelétricas Numa distribuição típica dos custos de um empreendimento energético, os custos distribuídos são modelados através de Fluxos de Caixa uniformes. Tal modelo se aplica, sem grande perda de generalidade, uma vez que se pode sempre calcular, com pequeno esforço adicional, o fluxo uniforme equivalente a um outro fluxo mais complexo quaisquer (Barja, 2006). No Fluxo de Caixa, projeta-se o investimento inicial para uma data futura ao fim de um tempo de construção e de instalação (Figura 2.21). Assim, estima-se o valor do investimento inicial como sendo o valor futuro relativo ao consumo do equipamento, somado ao valor futuro equivalente a série uniforme dos custos de instalação. Dessa forma, propõe-se que a análise comparativa seja feita em um tempo infinito, com reposições sucessivas ao final da vida útil para todas as alternativas consideradas (Barja, 2006). 42 Figura 2.21 - Fluxo de caixa de um empreendimento energético (BARJA, 2006). Assim, o Fluxo de Caixa pode ser decomposto em dois outros, sendo o primeiro uma série uniforme de valor CC + CM – VS, e o segundo um investimento inicial aplicado no tempo zero, somado a uma série uniforme de valores I – R. A série uniforme equivalente à soma destas duas composições de fluxo de caixa corresponde ao Custo Distribuído Total (Barja, 2006). (2.14) De posse do CDtotal, calcula-se a energia produzida (En) em kWh, que no período de um ano será igual à potência instalada (PI) em kW, multiplicado ao número de horas de um ano, corrigido pelo fator de capacidade (FC). O fator de capacidade pode ser definido como sendo a razão entre a energia efetivamente gerada ao longo de um ano e aquela que seria produzida se a instalação operasse a plena carga no mesmo período (Barja, 2006). (2.15) 43 Neste modelo, conforme Carvalho apud Barja (2006), a razão entre as expressões, isto é, o custo distribuído anual total e a energia anual produzida, é o principal indicador oferecido, ao passo que permite a comparação de alternativas de geração ou de economia de energia com sucessivas reposições ao fim da vida útil de cada uma. Este indicador avalia o custo da energia produzida ao ano e tem a vantagem adicional de permitir uma comparação direta com os preços da energia praticados pelas concessionárias de energia elétrica. A relação custo/benefício (C/B) de um empreendimento energético é expressa de forma mais ampla com poucas restrições. (2.16) C/B - relação custo / benefício em $/kWh CC - custo anual do insumo energético em $/ano CM - custo de manutenção específico em $/ano VS - valor do subproduto específico em $/ano R - valor residual em $ I - investimento inicial em $ FC - fator de capacidade V - vida em anos PI - potência instalada em kW i - taxa de juros ao ano 2.12 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo Aplicado a Termoelétrica As alterações climáticas são consideradas uma das mais sérias ameaças à sustentabilidade do meio ambiente, à saúde, ao bem-estar dos homens e à economia global. A comunidade científica internacional em sua maioria concorda que o clima da Terra está sendo afetado pelo acúmulo de gases geradores do efeito estufa, como o dióxido de carbono, decorrentes da atividade humana, e que ações preventivas devem ser imediatamente tomadas. A resposta política internacional às alterações climáticas tomou corpo, no âmbito da ONU, com a Convenção Quadro sobre Mudança do Clima (UNFCCC). Adotada em 1992, a convenção entrou em vigor em 21 de março de 1994. Com 186 signatários, ela estabelece uma proposta de ação para a estabilização das concentrações atmosféricas dos gases 44 geradores do efeito estufa, inibindo algumas ações humanas (contribuições antrópicas) caracterizadas como interferências perigosas ao sistema climático (CEBDS, 2009). A UNFCCC – United Nations Framework Convention on Climate Change – é uma repartição específica da ONU que, dentre outras atribuições, trata dos projetos de MDL – Mecanismos de Desenvolvimento Limpo - e tem como atribuições: aprovar metodologias; formalizar a participação de ANDs – Autoridades Nacionais Designadas; credenciar entidades responsáveis pela avaliação externa (EODs – Entidades Operacionais Designadas) e; registrar os projetos e emitir os Certificados de Emissões Reduzidas (CERs). Para que um projeto possa ser registrado é necessária a elaboração de um documento de concepção de projeto (PDD – Project Document Design), onde deverá ser aplicada uma metodologia de definição de Linha de Base e de Monitoramento de Projeto. Essa metodologia deverá ser aprovada pelo Comitê Executivo do UNFCCC. Essas metodologias são periodicamente reavaliadas em função de novas tecnologias e métodos mais rigorosos de quantificação de redução ou remoção de gases de efeito estufa. Para o registro do projeto, são averiguadas se as exigências e critérios de elegibilidade estabelecidos pela ONU, AND e EOD foram atendidos e, uma vez registrado, o projeto estará apto a ser implementado, começando a gerar CERs. A categoria de linha de base das atividades em estudo é especificada de acordo com a lista de categorias de atividades de projeto MDL de pequena-escala contida no Apêndice B do Relatório da Conferência das Partes no Protocolo de Quioto em sua primeira sessão, realizada em Montreal de 28 de novembro a 10 de dezembro de 2005 (Report of the Conference of the Parties serving as the meeting of the Parties to the Kyoto Protocol on its first session, held at Montreal from 28 November to 10 December 2005). Os procedimentos e modalidades simplificadas para as atividades de projeto de MDL em pequena-escala se encaixam no tipo/categoria I.D – projetos de energia renovável/geração de eletricidade renovável para uma rede de abastecimento – sendo objetivo do estudo a geração de eletricidade a partir de fontes renováveis em substituição à energia fornecida pela rede pública. Já as categorias I.A, I.B e I.C envolvem tecnologias de energia renovável para fornecimento de energia elétrica, mecânica e térmica, respectivamente, direto ao consumidor. 45 À categoria I.D compreende as unidades de geração de energia renovável, como fotovoltaicas, hidrelétricas, de marés/ondas, eólicas, geotérmicas e de biomassa renovável, que forneçam eletricidade para um sistema de distribuição e/ou substituam a eletricidade de um sistema de distribuição que seja ou tenha sido abastecido por pelo menos uma unidade geradora de energia a partir da queima de combustíveis fósseis. De acordo com as modalidades e procedimentos simplificados para as atividades de projeto MDL de pequena-escala, o estudo avalia a geração de eletricidade a partir de fontes renováveis, substituindo o fornecimento de eletricidade gerada pela rede pública. Conseqüentemente, a metodologia de monitoramento a ser utilizada deverá consistir da medição da eletricidade gerada pela tecnologia renovável. No caso de plantas coalimentadas, a quantidade de biomassa introduzida e seu conteúdo de energia deverão ser monitorados. Vale notar que poderá haver casos nos quais os combustíveis renováveis (i.e., gás de alto-forno) não serão supridos em quantidades suficientes para gerar a eletricidade necessária. O estudo sobre a geração de energia elétrica à base de combustíveis renováveis do setor siderúrgico visa reduzir as emissões de gases de efeito estufa ao substituir a geração de eletricidade à base de combustíveis fósseis pela geração através da cogeração. Mais especificamente, o estudo propõe a queima do excedente de gás de alto-forno para geração elétrica. Entre os gases causadores do efeito estufa, considera-se num estudo de termoelétrica somente o CO2. As emissões de metano (CH4) não serão modificadas no estudo, tendo em vista que o gás de alto-forno, que contém aproximadamente 2% de metano, sofre combustão tanto no cenário de referência quanto no estudo e os compostos N2O (óxido nitroso) , HFCs ( hidrofluorcarbonetos), PFCs ( perfluorcarbonetos) e SF6 (hexafluoreto se enxofre) não se aplicam a este estudo. Para todos os sistemas, exclusive os que utilizam óleo combustível e/ou diesel, gás de aterro, gás residual, tratamento de águas residuárias e projetos agroindustriais, a linha de base são os kWh produzidos pela unidade de geração renovável multiplicados por um coeficiente de emissão (medido em kg CO2e/kWh), calculado da seguinte maneira: a) Uma margem combinada (CM), consistindo da combinação da margem operacional (OM) e da margem de construção (BM), de acordo com os procedimentos 46 prescritos na “Ferramenta para calcular o fator de emissão de um sistema elétrico”; ou b) A média ponderada das emissões (em kg CO2e/kWh) da matriz de geração atual. Devem ser usados os dados do ano em que ocorra a geração do projeto (CQNUMC, 2009). Os fatores de emissão de CO2 calculados de acordo com a ferramenta metodológica “Tool to calculate the emission factor for an electricity system” aprovada pelo Conselho Executivo do MDL têm como objetivo estimar a contribuição, em termos de redução de emissões de CO2, de um projeto de MDL que gere eletricidade para a rede. Resumidamente, o fator de emissão do sistema interligado para fins de MDL é uma combinação do fator de emissão da margem de operação, que reflete a intensidade das emissões de CO2 da energia despachada na margem, com o fator de emissão da margem de construção, que reflete a intensidade das emissões de CO2 das últimas usinas construídas. É um algoritmo amplamente utilizado para quantificar a contribuição futura de uma usina que vai gerar energia elétrica para a rede em termos de redução de emissões de CO2 em relação a um cenário de base. Esse fator serve para quantificar a emissão que está sendo deslocada na margem. A sua utilidade está associada a projetos de MDL e se aplica, exclusivamente, para estimar as reduções certificadas de emissões (RCEs) dos projetos de MDL (MCT, 2009). O Ministério de Ciência e Tecnologia fornece os valores anuais do fator de emissão de CO2 pela geração de energia elétrica no Sistema Interligado Nacional do Brasil. A fórmula usada para medir as reduções nas emissões é descrita abaixo: ER = (Ep * Gp) - (Ec * Gc) - (Et * Ct) – L ( 2.17) onde: Ep: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de linha de base (energia produzida) Gp: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário de linha de base 47 Ec: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de projeto (energia consumida) Gc: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário de projeto Et: Energia produzida no cenário de projeto Ct: Intensidade de carbono da energia no cenário de projeto L: Emissões de carbono por vazamento Uma vez que o cenário de referência (linha de base) tenha sido definido, é relativamente simples se determinar as reduções de gases de efeito estufa obtidas através do uso de combustível renovável na produção de energia elétrica pelas atividades do estudo. Economias líquidas na emissão (ER) são calculadas pela quantidade de energia da rede pública substituída, descontando-se todas as emissões relacionadas à operação da usina termoelétrica e qualquer vazamento. A quantidade de energia da rede pública substituída é calculada como a diferença entre a energia requerida no cenário de referência menos a energia requerida do projeto em estudo, considerando-se que esta diferença foi causada pela energia adicional provida pelas atividades de projeto em estudo. Como exemplo, a energia requerida para manter uma usina termoelétrica foi estimada em 10% da capacidade da termoelétrica. Portanto, uma termoelétrica de 5MW irá consumir 500kW. O valor anual de consumo da termoelétrica passa a ser de 3456MW, considerando que ela trabalhará 80% do tempo. 48 A Figura 2.22 mostra os dados de volume e preço do mercado de carbono para o ano de 2006. Figura 2.22 – Níveis de emissão de CO2 e valores estimados da tCO2e para diversos mercados de carbono no ano de 2006 (SANQUETTA, 2009). A duração das atividades de cada projeto deve ser de cerca de 20 anos, enquanto o primeiro período de crédito de carbono dura cerca de 7 anos. 49 3 METODOLOGIA Para alcançar os objetivos pretendidos foi empregada a seguinte metodologia baseada em aplicação de questionários para identificar a situação atual do setor e em fórmulas matemáticas para determinar a eficiência de equipamentos de controle de poluição. 3.1 Pesquisa Bibliográfica Foi realizada pesquisa bibliográfica contendo os seguintes itens: - Processo de produção em altos-fornos; - Equipamentos de limpeza de gás de alto-forno; - Equipamento de limpeza de água de lavagem (decantador e filtros); - Termoelétricas para aproveitamento do gás de Alto-Forno; -Turbinas de Recuperação de Topo; - Estudo de custo benefício para implantação de termoelétricas; - Projetos de Mecanismo de Desenvolvimento Limpo. Foi ainda realizada pesquisa nos arquivos da Secretaria de Estado de Meio Ambiente e Desenvolvimento Sustentável – SEMAD, nos processos de empresas que possuem altosfornos e a levantamentos já existentes no setor nos anos de 1992, 1998 e 2005 realizados pela FEAM – Fundação Estadual do Meio Ambiente. Deve-se ressaltar a dificuldade de se realizar pesquisa bibliográfica de altos-fornos a carvão vegetal, porque esta é uma atividade quase que exclusivamente brasileira, que teve seu início no Estado de Minas Gerais, não tendo portanto muitos dados comparativos. 3.2 Confecção de Questionário e Aplicação nas Empresas Siderúrgicas Foi elaborado um questionário para aplicação em todas as empresas que produzem ferrogusa no Estado de Minas Gerais. 50 Para ajudar na aplicação dos questionários foram contratadas duas engenheiras que foram treinadas para este fim. O questionário se concentrou no objetivo do trabalho, ou seja, obter informações a respeito do processo produtivo no alto-forno, do gás de alto-forno e equipamento de limpeza do gás de alto-forno. Foram utilizadas unidades que são normalmente conhecidas pelo setor. As perguntas referentes às termoelétricas não fizeram parte do questionário, sendo que foram realizadas separadamente e os resultados foram diretamente preenchidos em uma planilha excell. Sendo assim, as empresas que possuem termoelétricas chegaram a ser visitadas no mínimo por duas vezes, sendo uma para aplicação do questionário e uma para preenchimento da tabela sobre a termoelétrica. 3.3 Visitas Técnicas a Fabricantes de Equipamentos e Empresas Projetistas Foram realizadas visitas técnicas e reuniões na FEAM com empresas projetistas de equipamentos de limpeza de gás de alto-forno, equipamentos de controle de poluição, empresas projetistas de alto-forno, e empresas construtoras de caldeiras para termoelétricas. As empresas foram: Biochamm Caldeiras – Curitiba – Paraná Equipalcool – Sertãozinho – São Paulo Engemac – Santa Luzia – Minas Gerais Paul Wurth do Brasil – Belo Horizonte – Minas Gerais Modulax – Montagem tecnologias e Projetos - Sete Lagoas- Minas Gerais JB Consultoria – Belo Horizonte- Minas Gerais Renner – Porto Alegre – Rio Grande do Sul Bernauer – Tecnologia do Ar e Meio Ambiente – São Paulo – São Paulo Efficientia – Belo Horizonte – Minas Gerais 51 Forsin – Divinópolis – Minas Gerais Sprayng Sistem – Belo Horizonte – Minas Gerais 3.4 Compilação e Análise Estatística dos Dados Com os questionários aplicados nas empresas e as planilhas realizadas foram feitas as análises estatísticas dos dados com o objetivo principal de se conhecer o setor de ferrogusa a carvão vegetal, e através das informações do próprio setor, conseguir determinar o sistema de limpeza de gás mais adequado. Adotaram-se os seguintes princípios. - Procurou-se sempre respeitar as informações fornecidas pelas empresas, mesmo sabendo que em muitos casos, não correspondiam com dados da literatura, deixando que o estudo estatístico se encarregasse de demonstrar eventuais enganos. - Os dados referentes a consumo do carvão em m³.t-1, quando eram fornecidos em consumo de carbono, usou-se uma densidade do carvão vegetal de 270 m³.t-1 e teor de carbono no carvão de 70% para fazer a conversão. - Não foi realizada análise estatística dos fornos a coque uma vez que já possuem eficientes sistemas de limpeza de gás. 3.5 Estudo dos Sistemas de Limpeza de Gás Implantados para Utilização nas Termoelétricas. Foi realizado um estudo das empresas com termoelétricas implantadas, focando os equipamentos de limpeza de gás de alto-forno existentes, utilização de ventiladores adicionais, características das termoelétricas, visando apresentar um cenário da situação atual e tecnologias empregadas, e apresentá-las através de fluxogramas esquemáticos. 52 3.6 Propostas dos Sistemas Mais Adequados. Para propor o sistema mais adequado foi considerado que a concentração máxima de material particulado no gás na chaminé das caldeiras é 50 mg.Nm-³ porque este é o padrão de emissão nacional utilizado para altos-fornos em siderúrgicas integradas e para termoelétricas, e as empresas construtoras de caldeiras pesquisadas não adotam um valor de referência de particulado no gás a ser queimado. O trabalho se concentrou no lavador venturi uma vez que filtros de manga e precipitadores eletrostáticos são ainda muito caros e não são comumente utilizados na limpeza de gás de alto-forno, sendo que o filtro de manga ainda se mostrou até o momento, tecnicamente inadequado, e os equipamentos a seco como ciclones e balões gravitacionais possuem baixa eficiência de remoção. Para se estimar a melhor configuração de lavador venturi foram realizados dois estudos: - Análise estatística sobre eficiência de lavador venturi Através do questionário aplicado nas empresas e análise de desenhos de lavador venturi empregados, tentou-se realizar uma correlação entre eficiência do venturi e perda de carga. Neste caso o estudo não se limitou às informações do questionário, foram realizadas pesquisas nos processos da FEAM (Relatórios de Controle Ambiental RCA e Planos de Controle Ambiental PCA) e analisados desenhos de lavadores venturi cedidos durante as vistorias e nos RCA’s e PCA’s, ainda foram descartados dados considerados inconsistentes (por exemplo, empresas que consideraram torres lavadoras como lavadores venturi). Quando não fornecidas, as perdas de carga dos lavadores venturi foram calculadas utilizando a equação 2.12, a vazão de gás do alto-forno foi considerada como 2200 Nm3.t-1 de gusa e a vazão de água igual a 1L.Nm-3 de gás, que é a comumente utilizada no setor. - Análise por modelo matemático sobre eficiência do lavador venturi 53 Através de um modelo matemático descrito nas equações 2.10 e 2.11, procurou-se determinar um intervalo de perda de cargas do lavador venturi onde se consegue uma concentração de 50 mg.Nm-3 . A eficiência total foi calculada utilizando a equação Etotal = 1 – (1-E1)*( 1-E2)*(1-E3)*(1-En) (3.1) Onde: Etotal = Eficiência Total En = Eficiência do equipamento n Foram estudadas duas situações: Numa primeira, a concentração de particulado no gás que sai do forno antes do sistema de limpeza é de 10 g.Nm-3 (valor da literatura), para atingir uma concentração de 50 mg.Nm-3 na entrada da fornalha da caldeira, não considerando portanto o ar de combustão. Na segunda simulação, a concentração de particulado no gás do forno antes do sistema de limpeza é 17 g.Nm-3 (valor encontrado em RCA apresentado na FEAM), para atingir a mesma concentração de 50 mg.Nm-3 na saída da fornalha da caldeira, considerando neste caso o ar de combustão que é de aproximadamente 1,5 vezes o gás de alto-forno, gerando um volume de gás de combustão 2,5 vezes maior que o gás de alto-forno queimado considerando as densidades (ar, gás de alto-forno e gás de combustão) semelhantes nas Condições Normais de Temperatura e Pressão. Em ambas as simulações foi considerado que a eficiência do sistema preliminar (balão e ou ciclone com ou sem torre lavadora) é de 80%, e a concentração máxima de material particulado na chaminé da termoelétrica será de 50 mg.Nm-3 . 3.7 Análise Econômica de Custo Benefício Tendo como base as informações apresentadas pelas empresas do setor siderúrgico foi possível calcular o custo/benefício da instalação de termoelétricas em todas as empresas 54 consumidoras de carvão vegetal adotando a metodologia descrita no item 2.11 e construídas planilhas excell. Tendo em vista que grande parte dessas empresas não possui termoelétrica, o cálculo considerou os dados de produção e vazão de gás de alto-forno gerados, propondo analisar a viabilidade econômica dessa instalação. Para se obter resultados mais correlatos, neste estudo optou-se por utilizar uma vazão de gás de 2200 Nm³.t-1 de gusa produzida e uma eficiência de produção de 90 %. A relação custo/benefício foi obtida a partir da seguinte equação: (3.2) sendo: C/B – relação custo/benefício CC – custo do insumo energético ($.ano-1) CM – custo de manutenção e operação da termoelétrica ($.ano-1) VS – valor do subproduto ($.ano-1) I – investimento inicial ($) IA – investimento adicional ($) i – taxa de juros (ano) v – vida útil da instalação (ano) R – valor residual do investimento ao final da vida útil de instalação ($) PI – potência instalada (kWh) FC – fator de capacidade (%) EI – energia líquida (%) Considerando que o processo de geração de energia se faz através da cogeração, sendo o insumo utilizado o gás de alto-forno, resíduo da produção do gusa que seria enviado para a atmosfera, foram considerados como nulos os custos do insumo energético e valor do subproduto. Para o cálculo da potência instalada, tem-se que: 55 (3.3) sendo: Q – vazão de gás no topo do alto-forno (Nm³.h-1) PCI – poder calorífico do gás de alto-forno (kcal.Nm-3) η – rendimento da termoelétrica O dado de vazão de gás é dividido por 2 na fórmula supracitada, considerando-se que 50% do gás gerado no alto-forno é encaminhado para o glendon e 50% segue para a tocha. Essa proporção varia entre as empresas, sendo determinado um valor médio. A eficiência utilizada é de 20 %. Já o cálculo do investimento inicial pode ser realizado considerando-se que: (3.4) ou seja, o investimento inicial equivale à potência instalada multiplicado a R$3.500, sendo esse o valor estimado pelo custo do kWh. Foi considerado que todos os dados de produção e vazão apresentados equivalem ao somatório da produção e vazão de todos os fornos da empresa que utilizam como matériaprima o carvão vegetal. Os fornos que utilizam coque como matéria-prima não foram considerados nesses cálculos. Para os cálculos de custo/benefício, foram considerados dois tipos de investimentos adicionais: de R$2.500.000,00, chamado investimento adicional IA1 e de R$1.500.000,00, chamado investimento adicional IA2. Esses investimentos foram inseridos ao investimento inicial para cada forno, estando relacionados com os custos adicionais para a instalação de equipamentos mais modernos e eficientes nas termoelétricas. O investimento de IA1, seria para termoelétricas que optassem por modificar a casa de máquinas com turbo compressor e lavador de 1000 mmca(9,8N.m-²), e o investimento IA2, seria para instalar o mesmo lavador venturi e modificar a casa de máquinas de forma convencional ( acrescentando exaustores de ar na casa de máquinas). 56 Os valores de investimentos adicionais citados foram adquiridos com as empresas fabricantes e consultores citados no item 3.3, sendo que são valores estimados informados nas entrevistas. Das empresas visitadas somente a empresa Bernauer enviou um orçamento para implantação de um filtro de mangas para gás de alto-forno. A partir dos cálculos de custo/benefício sem investimento adicional e com investimentos adicionais IA1 e IA2 foram calculados os tempos de retorno desses investimentos, utilizando a fórmula: (3.5) Sendo: TR – tempo de retorno (ano) I – investimento inicial ($) IA – investimento adicional ($) P – produção (t/dia) c – consumo de energia (kW.t-1) PE – preço da energia ($) C/B – custo/benefício ($) Para a análise dos dados obtidos foram gerados gráficos, relacionando Produção versus Tempo de Retorno e Empresa versus Custo/Benefício demonstrados nas figuras 4.60 e 4.61. Para o valor da taxa de juros foi considerado uma variação anual de inflação de 4,5% , a vida útil da instalação de 20 anos e o consumo de energia é de 84 kW.por tonelada produzida. 3.8 Cálculo do Ganho de Crédito de Carbono Através do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo 57 Conforme discutido no capítulo 2.12, entre os gases causadores do efeito estufa, considera se nesse estudo somente o CO2 sendo que as emissões de metano (CH4) não serão modificadas e os N2O, HFCs, PFCs e SF6 não se encontram no gás de alto-forno. O Ministério de Ciência e Tecnologia fornece os valores anuais do fator de emissão de CO2 pela geração de energia elétrica no Sistema Interligado Nacional do Brasil, sendo determinado para o ano-base 2008 o fator de emissão médio (tCO2.MWh-1) equivalente a 0,1458 para margem de construção e 0,4766 para margem de operação , totalizando uma média de 0,3112 tCO2.MWh-1. Para cálculo da emissão evitada de CO2 foi utilizada a equação 2.17, considerando que nenhum combustível adicional será utilizado na termoelétrica e os chamados vazamentos (L) mencionados na equação serão considerados nulos nesta simulação. As economias líquidas na emissão (ER) foram calculadas pela quantidade de energia da rede pública substituída, descontando-se todas as emissões relacionadas à operação da usina termoelétrica. Foi considerada que a energia produzida (Ep) equivale a 90% da potência instalada para cada empresa, sendo essa última determinada pela vazão de gás de alto-forno calculada a partir dos dados de produção de todos os fornos, equação 3.2, utilizando a vazão teórica de 2200 Nm³.t-1. A determinação da energia consumida (Ec) foi realizada considerando-se apenas 10% da energia produzida, visto que essa seria a energia requerida para o funcionamento da própria termoelétrica. Considerando ainda as eliminações anteriormente citadas, tem-se a fórmula final utilizada para calcular as emissões reduzidas de CO2. ER = (Ep * Gp) - (Ec * Gc) (3.5) Onde: ER: Emissão reduzida Ep: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de linha de base (energia produzida) Gp: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário de linha de base Ec: Energia requerida do sistema nacional durante o cenário de projeto (energia consumida) 58 Gc: Intensidade de carbono da energia fornecida pelo sistema nacional durante o cenário de projeto O valor da tonelada de CO2 utilizado foi de US$ 13,00 da figura 2.22. 4 DISCUSSÃO E RESULTADOS Como conseqüência da compilação dos dados dos questionários aplicados nos altos-fornos no Estado de Minas Gerais, o setor se apresenta resumidamente conforme a Figura 4.1 com a distribuição dos altos-fornos a coque e a carvão vegetal. Figura 4.1 – Distribuição dos altos-fornos a coque e a carvão vegetal em Minas Gerais Verifica-se que os altos-fornos a coque possuem maior capacidade produtiva e são em número muito menor enquanto que os altos-fornos a carvão vegetal possuem menor capacidade produtiva e são em maior número. Atualmente em Minas Gerais existe um determinado nível de produção, aproximadamente 1000 t/dia, em que se pode utilizar tanto o coque quanto o carvão vegetal. Os altos fornos a carvão vegetal podem ser modificados para utilizarem coque. 59 4.1 Cenário do Aproveitamento Energético do Gás de Alto-Forno Para Geração de Energia Elétrica. Obviamente a diferença entre altos-fornos a coque e altos-fornos a carvão vegetal não se esgota na diferença de produção e tamanho dos fornos. Quando se pretende analisar o cenário da utilização de gás de alto-forno para geração de energia elétrica é importante verificar a disparidade que existe nas pressões de topo, vazões e concentração de material particulado nos gases da chaminé do glendon ou Cowper como mostrado na Figura 4.2. Figura 4.2 – Altos-fornos a coque e a carvão vegetal no Estado de Minas Gerais. No entanto quando examinamos somente os altos-fornos a carvão vegetal, não verificamos uma relação muito clara entre pressão de topo, vazão de gás e concentração de particulado no gás. O motivo disto será discutido neste trabalho. Os valores de variação de material particulado e pressão de topo na Figura 4.2 é apenas um indicativo da realidade não podendo ser interpretado como valores exatos, mas como uma ferramenta didática para exemplificarmos a diferença entre coque e carvão vegetal em Minas Gerais. 60 Como visto na Figura 4.2, os altos-fornos a coque possuem uma pressão de topo muito mais alta, vazões muito mais altas e concentração de material particulado no gás muito mais baixa. Isto faz com que o gás de alto-forno seja aproveitado para geração de energia elétrica através da utilização das chamadas turbinas de recuperação de topo. As turbinas de recuperação de topo são utilizadas em fornos a coque utilizando a energia cinética do gás (grande vazão e grande energia de topo) e só é possível esta utilização porque o gás possui baixa concentração de material particulado (menor que 5 mg.Nm-3). É importante salientar que neste trabalho estamos tratando do gás de alto-forno puro, sem ser misturado com outros gases. Quando o gás de alto-forno passa pela turbina de recuperação de topo para gerar energia elétrica o seu poder calorífico ainda é aproveitado na usina, mas depois de passar por um balão de gás onde o mesmo é misturado com outros gases (de coqueria e aciaria por exemplo). A Figura 4.3 mostra como é o aproveitamento do gás de alto-forno a coque em uma turbina de recuperação de topo. Figura 4.3 - Aproveitamento de gás de alto-forno a coque em turbina de recuperação de topo. A Figura 4.4 mostra o Lay Out de uma turbina de recuperação de topo instalada em Minas Gerais. 61 Figura 4.4 – Turbina de Topo empresa Shaangu Group ( 2008) Conforme verificado na Figura 4.4, o princípio de funcionamento da turbina de recuperação de topo é muito simples, uma vez que o gás passa pela turbina e aciona um gerador apenas aproveitando a energia cinética do gás. A tabela 4.1, mostra o cenário da utilização das turbinas de recuperação de topo no Estado de Minas Gerais.Tabela 4. 1 Cenário da utilização das turbinas de recuperação de topo no Estado de Minas Gerais. Empresa Capacidade Potencia da Pressão Sistema Vazão Perda de Carga Concentração do Forno Turbina de de de Gás Lavador Particulado do Forno Limpeza (Nm³/h) Venturi Gás (mmca) do Gás (mmca) (mg/Nm³) 20000 1 balão 480000 4000 <5 450000 4000 <5 300000 4000 <5 (t/dia) 1 8500 Capacidade Topo 18 MW 2 venturi Geração de 9 a 12 MW 2 7800 10,45 MW 20000 1balão 2 venturi 2 4155 6,8 MW 20000 1 balão 2venturi no 62 Portanto existem 3 turbinas de recuperação de topo instaladas no Estado de Minas Gerais gerando aproximadamente 29,25 MW de energia elétrica. Os altos-fornos a carvão vegetal, possuem uma pressão de topo bem mais baixa, no máximo de 2000 mmca(9,8N.m-²), e normalmente uma alta concentração de material particulado, geralmente maior que 50 mg.Nm-3, impossibilitando a utilização de turbinas de recuperação de topo. Conforme demonstra a Figura 4.5, a alternativa para os altos-fornos a carvão vegetal passa a ser a termoelétrica, onde se aproveita o poder calorífico do gás para queimá-lo em uma caldeira para gerar vapor que, por sua vez irá movimentar as palhetas de uma turbina que estará acoplada a um eixo de um gerador de energia elétrica. As caldeiras implantadas podem ser flamotubulares ou aquatubulares, conforme as Figuras 4.6 e 4.7. Figura 4.5– Esquema de utilização de gás de alto-forno em Minas Gerais- Termoelétrica 63 Figura 4.6– Caldeira Flamotubular ( Catálogo Empresa Biochamm 2008) Figura 4.7- Caldeira Aquatubular (Catálogo Empresa Biochamm 2008) 64 As tabelas 4.2 e 4.3 demonstram a situação atual das termoelétricas instaladas no Estado de Minas Gerais e as que estão em construção. Tabela 4.2 Cenário das termoelétricas a gás de alto-forno em Minas Gerais Empresa Forno Produção (t/dia) 1 3(1) 1 2 1 2 3 1 80 145 80 120 160 158 3 1 4 2 5 6 7 8 9 10 Vazão (Nm³/h) Pressão Topo (mmca) Tipo caldeira Prod. Vapor t/h Potencia kW Pressão de vapor kgf/cm² Parada Para limpeza Emissão (mg/Nm³) flamotubular 12 1200 21 mensal >150 flamotubular 25 2500 25 mensal >100 11460 600 600 700 1200 1700 1000 flamotubular 13 1200 21 4em4 mes 100 110 11460 900 flamotubular 13 1200 21 4em4 mes 100 1 2 1 420 500 200 600 800 870 flamotubular 20 2000 21 parada 80 21984(2) 10200 flamotubular 12 1000 21 4em4 mes 70 1 2 1 2 1 282 420 170 330 440 36667 800 aquatubular 30 5000 35 acidente 70 33000 850 aquatubular 30 6000 44 Início operação 90 18000 380 flamotubular 18 2000 24 mensal >100 1 2 1 2 120 210 1200 600 14166 400 700 2900 2800 flamotubular 20 1200 21 bimensal 80 aquatubular 60 12900 60 Para com manutenção do(s) fornos <10 8500 11200 40500 Observações (1) – Uma empresa possui 2 termoelétricas. (2) – Somente o gás do forno 2 vai para a termoelétrica Conforme a tabela 4.2 demonstra, a produção atual de energia elétrica no Estado de Minas Gerais é de aproximadamente 36,2 MWh utilizando o gás de alto-forno em termoelétricas em altos-fornos a carvão vegetal. As caldeiras mistas existentes no Estado também foram classificadas com flamotubulares na tabela 4.2. Com relação à emissão demonstrada na tabela 4.2, não foram utilizados somente os dados fornecidos pelas empresas durante as visitas, mas também dados que foram adquiridos pesquisando os projetos de sistemas de limpeza nos arquivos da FEAM- Fundação Estadual do Meio Ambiente através do sistema informatizado. Esses dados, referem-se a concentração de material particulado do gás na chaminé do glendon. 65 Já as informações referentes à freqüência das paradas foram fornecidas pelas empresas durante as visitas. Verifica-se que ocorrem paradas mensais, bimensais, quadrimensais, dependendo do teor de material particulado no gás. Para reduzir estas paradas para limpeza das caldeiras, propõe-se que o teor de particulado na chaminé do glendon (ou da chaminé da termoelétrica) seja de no máximo 50 mg.Nm-3 visando também atender a legislação nacional para emissão de material particulado em siderúrgicas integradas e para termoelétricas. Tabela 4. 3 - Termoelétricas em Construção Empresa 1 Forno Prod. Vazão Pressão Tipo Prod. Potencia Pressão Equipamento (t/dia) Termoelétrica Topo Caldeira Vapor kW de vapor limpeza do gás Nm³/h mmca 1 420 2(2) 500 t/h kgf/cm² 1100 15800 1300 de Balão, ciclone e aquatubular 17 2200 45 venturi Ventilador adicional (3) 2 6AF(1) 170 43312 500 aquatubular 42 8800 42 Balão e lavador Ventilador adicional Lavador adicional Obs. (1) Esta empresa possui 7 fornos iguais, sendo que funcionará apenas com 6 fornos de 170 t/dia (2 ) Somente em um alto-forno (3) Adicional refere-se a equipamentos adicionais na linha da termoelétrica Conforme observado na tabela 4.3 haverá ainda a geração de mais 11 MWh de energia elétrica no Estado de Minas Gerais em duas termoelétricas que se encontravam em construção no momento da pesquisa. Foi cálculada a potência teorica que poderia ser produzida através da equação 3.2. 66 As Figuras 4.8 e 4.9 mostram as vazões e potencias teóricas que poderiam ser instaladas comparadas com as vazões e potencias das termoelétricas instaladas informadas. Figura 4.8 - Dados de vazão de gás na entrada da termoelétrica informado e calculado. Figura 4.9 - Dados de potência de saída da termoelétrica informada e calculada 67 Analisando as Figuras 4.8 e 4.9, observa-se que os dados calculados, tanto de vazão de gás, quanto de potência, apresentaram-se maiores em relação aos dados informados pelas empresas, com poucas exceções. Esse fato pode ser justificado pelo motivo de que na realidade, a maior parte do gás é dirigido ao glendon e não à termoelétrica e também, as empresas foram conservadoras ao dimensionar as termoelétricas visando garantir mais gás para os glendons, enquanto que os dados calculados são estimados de acordo com a produção total de cada forno, em plena produção. A figuras 4.10 mostra o gráfico indicando a quantidade de termoelétricas por município. Figura 4. 10 - Termoelétricas por Município 4.2 Configurações de Sistemas de Limpeza de Gás de Alto-Forno a Carvão Vegetal em Termoelétricas no Estado de Minas Gerais. As Figuras 4.11 a 4.18 a seguir representam esquematicamente as principais configurações de sistemas de limpeza de gás de alto-forno que é queimado em termoelétricas instaladas no Estado. Nesta Figuras: P topo =Pressão de Topo do alto-forno em mmca(9,8N.m-²) 50%- Porcentagem do gás que é dirigido para termoelétrica ou para o glendon 68 Pentrada= Pressão do gás na entrada da caldeira da termoelétrica. Teor de Particulado= Teor de material particulado no gás medido na chaminé do glendon. Figura 4. 11 - Configuração 1 Nesta configuração, a pressão de topo do alto-forno é pequena, na ordem de 600 mmca( 9,8N.m-²), fazendo com que a empresa adote um sistema de controle de baixa eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e multiciclone. A empresa tentou compensar a baixa eficiência de limpeza com outro multiciclone na linha da termoelétrica, o que adiantou pouco, fazendo com que a concentração de particulado seja considerada alta, maior que 150 mg.Nm-3. Nesta configuração a empresa optou por utilizar como ventilador adicional (para compensar a baixa pressão na linha) o próprio ventilador da termoelétrica, o que não é recomendado pelos fabricantes de caldeira por ocasionar grandes riscos de explosão. 69 A empresa neste caso se preocupou em apenas melhorar a limpeza de gás que é dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para o glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado. Para manter a temperatura de sopro, necessita-se de mais gás no glendon, faltando gás para a termoelétrica. Figura 4.12 – Configuração 2 Nesta configuração a empresa também opera com pressão de topo do alto-forno pequena, na ordem de 700 mmca(9,8N.m-²), fazendo com que seja adotado um sistema de controle de baixa eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e multiciclone. Neste caso a empresa tentou compensar a baixa eficiência de limpeza com a implantação de um lavador de baixa energia na linha da termoelétrica, o que também adiantou pouco, fazendo com que a concentração de particulado seja considerada alta, na faixa de 100 a 150 mg.Nm-3. Nesta configuração a empresa optou por implantar um ventilador adicional (para compensar a baixa pressão na linha). Este ventilador, no entanto constantemente precisa ser limpo porque o gás com particulado não permite o seu funcionamento correto (sujando 70 as palhetas), e também ocorre risco de explosão devido à presença de pressão negativa na linha de gás de alto-forno. A empresa também neste caso preocupou se apenas em melhorar a limpeza de gás que é dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para o glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado prejudicando a sua eficiência de operação. Figura 4.13 - Configuração 3 Nesta configuração a empresa opera com pressão de topo do alto-forno muito pequena, na ordem de 400 mmca(9,8N.m-²), e a empresa adota um sistema de controle de baixa eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e dois lavadores de baixa energia. A empresa compensou a baixa eficiência de limpeza com a implantação de mais um lavador de baixa energia na linha da termoelétrica, e um ventilador depois do lavador para compensar a perda de carga necessária. O conteúdo de particulado para a termoelétrica é considerada alta, na faixa de 100 mg.Nm-3. 71 Este ventilador, por estar depois do lavador, requer menos limpeza porque o gás está com menor concentração de particulado, porém neste caso, também ocorre risco de explosão devido à presença de pressão negativa na linha de gás de alto-forno. A empresa também neste caso preocupou-se apenas em melhorar a limpeza de gás que é dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para o glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado prejudicando a sua eficiência de operação. Figura 4.14 – Configuração 4 Nesta configuração a empresa opera com pressão de topo do alto-forno baixa, na ordem de 800 mmca(9,8N.m-²), e adota um sistema de controle de baixa eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e lavador de baixa energia. A empresa compensou a baixa eficiência de limpeza com a implantação de um lavador venturi na linha da termoelétrica, e um ventilador antes do lavador para compensar a perda de carga necessária para dirigir o gás até a termoelétrica. O conteúdo de particulado medido é na faixa de 70 mg.Nm-3 devido à boa eficiência do lavador venturi. 72 Este ventilador, por estar antes do venturi, requer muitas paradas para limpeza de suas pás, para não desbalancear, e também neste caso, ocorre risco de explosão devido à presença de pressão negativa na linha de gás de alto-forno. A empresa também se preocupou apenas em melhorar a limpeza de gás que é dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para o glendon, fazendo com que o mesmo continue com altos teores de particulado prejudicando a sua eficiência de operação. Figura 4.15 – Configuração 5 Esta configuração na realidade foi um teste realizado em uma das empresas com termoelétrica em construção, sendo que a pressão de topo do alto-forno é pequena, na ordem de 500 mmca(9,8N.m-²), fazendo com que seja adotado um sistema de controle de baixa eficiência consistindo de balão (separador gravimétrico) e lavador de baixa energia. A empresa tentou compensar a baixa eficiência de limpeza com a instalação de um filtro de mangas na linha da termoelétrica, o que não funcionou, porque a umidade e o conteúdo de alcatrão no gás não permitiram o funcionamento a contento do filtro de mangas, ocasionando o entupimento das mangas. A tentativa era de alcançar uma emissão de 50 mg.Nm-3 na chaminé da termoelétrica. 73 Nesta configuração a empresa optou por utilizar um ventilador adicional (para compensar a perda de carga necessária). A empresa neste caso se preocupou também em apenas melhorar a limpeza de gás que é dirigido para a termoelétrica, não se preocupando com a limpeza do gás que é dirigido para o glendon, fazendo que o mesmo continue com altos teores de particulado. Para manter a temperatura de sopro, necessitar-se-ia de mais gás no glendon, o que diminuiria o gás para a termoelétrica. Figura 4.16 - Configuração 6 74 Figura 4.17 -Configuração 7 Nas configurações 6 e 7 as empresas ( três usinas) optaram por instalar um equipamento de limpeza de gás de maior eficiência que é o lavador venturi. No entanto optaram por instalar lavadores venturi de baixa energia. Esta configuração tem a vantagem de se obter um gás mais limpo para ser dirigido à termoelétrica e ainda também conseguem limpar o gás que é dirigido ao glendon. No entanto não alcançaram a eficiência necessária para se obter uma concentração de 50 mg.Nm-3 medida na chaminé do glendon, sugerida por este trabalho. Na configuração 7, algumas empresas optaram por adicionar um ventilador na linha da termoelétrica para ajudar a vencer a perda de carga necessária para dirigir o gás, porque as pressões de topo dos fornos não são altas o suficiente. Esta opção como discutido anteriormente é preocupante porque pode estar criando pressão negativa na linha de gás de alto-forno, fazendo com que provável injeção de ar na linha cause risco de explosão. Foram relatados pelo menos dois casos que tal fato ocorrera. Pelo menos uma empresa modificou a casa de máquina para aumentar a pressão de topo evitando a utilização do ventilador adicional. 75 Figura 4.18 - Configuração 8 Nesta configuração o alto-forno possui alta pressão de topo proporcionando a utilização de lavadores venturi de alta energia e alta eficiência, sendo que a concentração de material particulado no gás antes da termoelétrica é menor que 10 mg.Nm-3. Nesta configuração o glendon também fica limpo e a casa de máquina utiliza o turbo compressor. Ocorre parada para limpeza da caldeira somente com as paradas programadas dos altosfornos. É importante destacar que a concentração de material particulado em todas estas configurações são medidas nos glendons, portanto deve-se levar em consideração o ar de combustão utilizado no glendon que eleva a quantidade do gás de combustão em aproximadamente 2,5 vezes o gás de alto-forno e não foi considerado o carbono presente no particulado do gás (aproximadamente 40 %) que pode ser queimado nos glendons e nas tochas. 76 4.3 Cenário do Setor de Produção de Ferro-Gusa a Carvão Vegetal no Estado de Minas Gerais Conforme a metodologia proposta no projeto procurou-se através da própria experiência do setor de ferro-gusa a carvão vegetal detectar as melhores tecnologias de processo e limpeza de gás de alto-forno que poderiam ser aproveitadas pelas demais empresas. Para tanto foi realizado o diagnóstico do setor referente aos anos de 2008 e 2009. O setor produtor de ferro-gusa possui um total de 74 empresas a carvão vegetal no Estado de Minas Gerais, sendo que, dentre estas, 1 estava em construção e 8 estavam paradas há anos por intervenção judicial ou por ser massa falida. Essa parcela corresponde a 12% das empresas do setor. Das 65 empresas à carvão vegetal restantes, 6 não responderam ao questionário, o que corresponde a 9% das empresas visitadas. Dentre as 59 empresas onde foi obtido o questionário, havia apenas 29 empresas operando pelo menos 1 forno, o que corresponde a 49% destas, as demais não se encontrava em operação. A Figura 4.19 mostra a relação de empresas por município, considerando as 65 empresas analisadas. Figura 4.19 Relação de empresas por município 77 O setor siderúrgico possui atualmente 102 fornos, estando 98 em condições de funcionamento e 4 paralisados há anos, sendo desconsiderados nesse levantamento. A Figura 4.20 mostra a capacidade instalada unitária considerando o total de alto-fornos em condições de funcionamento. A capacidade de produção total destes fornos por dia é de 27.515 toneladas de gusa. De acordo com os dados obtidos, o total de carvão vegetal consumido pelas empresas foi de 73.703 m³.dia-1, com exceção de duas empresas que não informaram o consumo de carvão. O consumo médio de energia elétrica é de 84 kw.h-1 por tonelada produzida. Figura 4.20 - Capacidade instalada unitária (t/dia) por número de alto-fornos em condições de funcionamento. O levantamento verificou junto às empresas o tipo de vazamento de gusa, podendo esse ser contínuo ou intermitente demonstrado na Figura 4.21. 78 Figura 4.21 - Porcentagem de alto-fornos com vazamento contínuo ou intermitente de gusa. Outro dado analisado no levantamento se refere à presença de sistema de injeção de finos (Figura 4.22), onde se observou que, dos 98 fornos analisados, ainda a maior parte não possui sistema de injeção de finos. Figura 4.22 - Porcentagem de alto-fornos que possuem sistema de injeção de finos. 79 Algumas informações também foram realizadas nesse levantamento quanto às características dos glendons, como o número de glendons pelo total de alto-fornos analisados (Figura 4.23), número de queimadores por glendon (Figura 4.24) e porcentagem de empresas com sopradores de ar combustão nos glendons (Figura 4.25). Dos 98 alto-fornos analisados, 4 utilizam cowper em seu processo produtivo, sendo 3 cowpers para cada forno, totalizando 12 cowpers. Outra característica analisada se refere à posição da chaminé nos glendons (Figura 4.26). Figura 4.23 - Porcentagem de glendons por alto-forno. Figura 4.24 - Porcentagem de queimadores por glendon. 80 Figura 4.25 – Porcentagem de empresas com sopradores de ar combustão. . Figura 4.26 - Porcentagem de empresas com chaminés no topo ou base. Ainda referente ao processo produtivo, as informações referentes à tocha são mostradas na Figura 4.27. Das 98 tochas existentes, cerca de 64 possuem ignição manual, o que equivale a 86% dos alto-fornos analisados. 81 Figura 4.27 - Porcentagem de tochas com ignição manual ou automática. . A Figura 4.28 mostra as faixas do índice de produtividade de cada alto-forno, sendo esse índice determinado pela divisão da produção do forno pelo seu volume útil conforme a equação 2.1. Figura 4.28 - Porcentagem de altos-fornos com variados índices de produtividade. 82 Conforme observado a maior parte das empresas possuem índice de produtividade que varia entre 2 a 2,5. Os dados de pressão de topo foram correlacionados à potência total dos ventiladores, à produção e à pressão de sopro, conforme apresentados nas Figuras 4.29, 4.30 e 4.31. Figura 4.29 - Relação entre pressão de topo e potência total dos ventiladores. Figura 4.30 - Relação entre pressão de topo e produção. 83 Figura 4.31 - Relação entre pressão de topo e pressão de sopro. Observa-se na Figura 4.29 a falta de correlação matemática entre pressão de topo e potencia total de ventiladores, ( R² pequeno) o que teoricamente deveria existir ( maior potencia maior deveria ser a pressão de topo). Este fato nos mostra que existem problemas de perda de pressão nos fornos muito frequentemente devido a vazamentos no sistema de carregamento e problemas de projeto e desgaste. O mesmo vale para a Figura 4.31, onde também deveria haver uma correlação matemática entre pressão de topo e pressão de sopro. A Figura 4.30 demonstra que os fornos com vazamento intermitente trabalham com uma pressão de sopro maior que aqueles com vazamento contínuo, o que confirma uma preocupação constante detectada na aplicação dos questionários pelas empresas, de que fornos com vazamento contínuo precisam trabalhar com pressão de topo menor para a escória não vazar pelo canal de gusa devido a diminuição da chamada zona de amolecimento no forno. Ainda não se sabe se esta constatação verificada no levantamento é função desta “crença” ou é técnicamente necessária. Também não foi possível observar uma correlação matemática ( R² pequeno). 84 Figura 4.32 – a) Relação entre vazão de gás da coroa e vazão de gás de topo do alto-forno; b) mesma relação em a), considerando apenas os dados aproximados. Conforme a teoria, deveria haver uma correlação entre a vazão de gás na coroa e vazão de gás no topo, e esta relação entre pressão topo e pressão da coroa ( que seria o coeficiente angular) deveria ser aproximadamente entre 1,4 e 1,5 devido ao balanço de Nitrogenio o que não foi detectado na Figura 4.32a. Infelizmente isto demonstra que grande parte das empresas não tem conhecimento da vazão de gás no topo do alto-forno sendo que muitas responderam no questionáruio que a vazão de topo é a mesma na coroa. Desta forma os dados considerados equivocados foram desconsiderados e a Figura 4.32b mostra uma correlação entre vazão de topo e vazão na coroa. Figura 4.33 – a) Relação entre produção e vazão de gás do topo do alto-forno; b) mesma relação de a), considerando apenas os dados aproximados. 85 Assim como o ocorrido na Figura 4.32, na figura 4.33 a relação entre produção e vazão do gás de topo teoricamente deveria existir e seria na ordem de 2100 a 2300 Nm³ de gás por tonelada produzida. Pelos mesmos motivos da Figura 4.32 (desconhecimento técnico dos entrevistados), esta correlação somente é observada na Figura 4.33b. Figura 4.34 - Relação entre consumo de carvão vegetal e pressão de topo A Figura 4.34 mostra a relação entre o consumo de carvão vegetal e a pressão de topo, onde observa-se através do baixo valor de R² que não há uma relação direta entre as variáveis, percebendo-se no entanto uma importante tendência de menor consumo de carvão com o aumento da pressão de topo. 86 Figura 4.35 - Relação entre temperatura de sopro e consumo de carvão vegetal. Na análise da Figura 4.35, a relação entre temperatura de sopro e consumo de carvão vegetal pode ser entendida no sentido de que, com o aumento da temperatura de sopro, ocorrre uma dimiuição do consumo de carvão vegetal, uma vez que diminui a necessidade energética do carvão. As interpretações das Figuras 4.34 e 4.35 podem ser complementares uma vez que aumentando a pressão de topo, existe maior disponibilidade de energia para limpeza do gás, e portanto um gás mais limpo é dirigido ao glendon, aumentando a eficiencia do mesmo e consequentemente aumentando a temperatura de sopro diminuindo a necessidade de consumo de carvão. Esta análise não leva em conta aspectos metalúrgicos como a melhoria da permeabidade da carga, favorecendo as reações químicas envolvidas e diminuindo a necessidade de carvão com o aumento da pressão. Na Figura 4.36 observa-se que um menor consumo de carvão é alcançado com empresas que utilizam sistemas de injeção de fino. 87 Figura 4.36 - Relação entre produção e consumo de carvão vegetal. As Figuras 4.37 e 4.38 relacionam o volume útil do forno a potência total dos ventiladores, e a produção. Figura 4.37 – Relação volume útil e potência total dos ventiladores 88 Figura 4.38 – Relação volume útil e produção Uma relação direta foi observada nas Figuras 4.37 e 4.38, demonstrando uma necessidade de maior potência dos ventiladores para uma maior vazão de sopro na coroa, à medida que se tem um forno com volume útil maior e também uma possibilidade de produção de gusa maior. Entretanto, nota-se que não é a única condição, visto que há fornos com o mesmo volume útil que alcançam uma produção maior o que já foi demonstrado na Figura 4.28 onde demonstrou diferentes índices de produtividade dos fornos. Quanto ao sistema de limpeza dos gases dos altos-fornos foi elaborada a Figura 4.39. A análise dos sistemas de tratamento de gases de alto-forno foi realizada considerando os tipos de sistemas mais utilizados, equivalentes ao sistema a seco e úmido, sendo esse último constituído por lavador comum ou venturi. Os fornos definidos por sistema a seco apresentam somente esse tipo de limpeza dos gases, enquanto os fornos com lavadores também possuem sistema a seco. 89 Figura 4.39 Porcentagem de alto-fornos com sistemas de limpeza de gases a seco ou úmido. Além dos sistemas tratamento de efluentes atmosféricos, foram analisados também os sistemas de tratamento da água de lavagem dos gases (Figura 4.40) e sistema de desidratação do lodo (Figura 4.41). Figura 4.40 - Porcentagem de empresas com decantador circular ou retangular. 90 Figura 4.41 Porcentagem de empresas com os variados sistemas de desidratação de lodo. Observa-se que a metade das empresas do setor que utilizam lavadores ainda utiliza o sistema de decantadores retangulares, cuja dificuldade de retirada do lodo é bem maior e apresentam uma eficiencia, no caso de altos-fornos, bem menor que os decantadores cirulares. Também é preocupante que 63 % das empresas não utilizam nenhum sistema de desidratação do lodo. È muito importante que as empresas utilizem um sistema eficiente de sedimentação e tratamento do lodo para recircular a água para o lavador, visando não só a melhoria da limpeza do gás do alto-forno, mas também a água de limpeza do gás é muito tóxica, chegando a ter níveis de fenóis na ordem de 600 mg.L-1, não podendo ser descartada em corpo receptor. Como discutido anteriormente, a maior parte do setor utiliza sistema a úmido na limpeza dos gases, sabidamente mais eficiente que o sistema a seco. Entretando, esse fato não ficou claramente demonstrado nas Figuras 4.42 e 4.43, visto que alguns dados de sistema a seco alcançaram concentrações de material particulado bem menores que a faixa da maioria dos lavadores, levando ao questionamento da qualidade das medições na chaminé dos glendons, condições de operação e projeto dos lavadores e excesso de ar de combustão utilizado nos glendons podendo estar ocorrendo diluição do efluente. 91 Empresa Figura 4.42 - Níveis de concentração de material particulado em sistemas a seco e úmido. Figura 4.43 - Níveis de concentração de material particulado para diferentes sistemas de limpeza. 92 Figura 4.44 - Relação entre vazão da coroa e vazão total das chaminés dos glendons A Figura 4.44 mostra a relação entre a vazão da coroa e a vazão total dos glendons medida. Observa-se que para a mesma vazão da coroa tem-se diferentes vazões totais das chaminés dos glendons, não conseguindo se efetuar uma relação, que teoricamente deveria existir, devido as grandes inconstâncias de funcionamento dos glendons, com diferentes vazões de ar de combustão, e problemas nas medições de chaminé, não se conseguiu estabelecer uma correlação. Assunção (2006) obteve as vazões volumétricas de ar de combustão e de gás de alto-forno no glendon. O valor médio nas condições normais de temperatura e pressão (CNTP) encontrado para o ar de combustão foi a relação de 1,67 Nm3. h-1 para 1 Nm3.h-1 de gás de alto-forno. Considerando o princípio de conservação das massas e o fato de que a densidade do gás de combustão (na chaminé do glendon) ser semelhante á densidade do gás de alto-forno e do ar, a quantidade de gás nas chaminés dos glendons deveria ser 2,67 vezes a quantidade de gás de alto-forno. 4.4 Proposta do Sistema de Limpeza de Gás mais Adequado Conforme a metodologia utilizada foi considerado que a concentração máxima de material particulado no gás a ser queimado nas caldeiras da termoelétrica é 50 mg.Nm-3 medido na chaminé da termoelétrica e o estudo se concentrou no lavador venturi pelos motivos discutidos no capítulo 3. 93 4.4.1 Análise estatística sobre eficiência de lavador venturi Através do questionário aplicado nas empresas e análise de desenhos de lavadores venturi empregados, tentou-se realizar uma correlação entre eficiência do venturi através do resultado de medição na chaminé dos glendons e perda de carga nos lavadores venturi. A Figura 4.45 foi construída em função das perdas de carga informadas no questionário dos lavadores venturi do sistema de limpeza do gás de alto-forno utilizado no setor, sendo estas informações complementadas nos Relatórios de Controle Ambiental (RCA) e Planos de controle Ambiental (PCA) no sistema informatizado da Fundação Estadual do Meio Ambiente. Figura 4.45 Relação da concentração de material particulado da chaminé dos glendons com a perda de carga dos lavadores. A fim de se obter uma melhor correlação dos dados, na Figura 4.46, excluiu-se os pontos considerados equivocados devido aos mencionados erros de medição nos glendons e eventual diluição com ar do efluente também no glendon, onde lavadores com perda de carga inferior a 200 mmca(9,8N.m-²) obtiveram uma concentração de material particulado na chaminé do glendon inferior a 100 mg/Nm3, 94 Figura 4.46 - Relação modificada da concentração de material particulado da chaminé dos glendons com a perda de carga dos lavadores venturi. Observa-se na Figura 4.46 que uma concentração de material particulado inferior a 50 mg.Nm-3 só foi obtida com lavadores venturi com perdas de carga superiores a 800 e 1000 mmca(9.8N.m-²). Nota-se uma relação inversa entre a perda de carga e a concentração de material particulado, porem não foi possível obter uma correlação matemática (R² pequeno). Apesar da metodologia escolhida adotar o valor de 50 mg.Nm-3 na chaminé da termoelétrica ou do glendon, foi calculado também a concentração de particulado no gás na tubulação antes do glendon levando-se em conta uma relação de 2,5 Nm³ de gás de combustão para 1 Nm³ de gás de alto-forno conforme a Figura 4.47. 95 Figura 4. 47 - Relação modificada da concentração de material particulado na tubulação antes da chaminé dos glendons com a perda de carga dos lavadores venturi Observa-se que a concentração de particulado no gás que é dirigida para a termoelétrica na verdade é bem maior que o encontrado na chaminé do glendon. 4.4.2 Análise através de modelo matemático Visando verificar as observações da análise estatística, foram utilizadas as equações descritas no item 2.6. Calculou-se a eficiência de lavadores venturi com perda de carga de 700, 800, 900, 1000, 1100 e 1200 mmca(9,8N.m-²), com variação da pressão de entrada do líquido de 5, 7 e 10 kgf/cm2 e relação líquido (m³.h-1)/gás (Nm3.h-1) = 1,0, obtendo-se a concentração de material particulado no gás após sua limpeza no sistema preliminar a seco e/ou úmido de baixa energia (considerado uma eficiência de 80%) e no lavador venturi. O resultado obtido pode ser visualizado na tabela 1 do apêndice. A quantidade de particulado no gás antes do sistema de limpeza nesta simulação é de 10 g.Nm-3 ( dado de literatura) A partir dos dados obtidos foram geradas as Figuras 4.48, e 4.49 96 Figura 4. 48 – Concentração final de material particulado após a limpeza do gás em sistema a seco com eficiência de 80% e lavador venturi, conforme a perda de carga no venturi. Figura 4. 49 – Relação perda de carga no lavador com diferentes pressões de entrada do líquido e eficiência de limpeza. Para as perdas de carga entre 700 a 1200 mmca(9,8N.m-²), a velocidade na garganta variou de 98,7 a 129,3 m.s-1. Conforme a literatura consultada e descrita no capítulo 2.6, esta variação de velocidade pode ser de 60 a 180 m.s-1. 97 Uma concentração de material particulado igual a 51 mg.Nm-3 é alcançada com um lavador venturi de 1000 mmca(9,8N.m-2) trabalhando com pressão de entrada de 7 kgf.cm-2. Na Figura 4.50, destaca-se a eficiência para lavadores de 1000 mmca(9,8N.m-²) com pressão de entrada do líquido de 10, 7 e 5 kgf.cm-2, sendo maior a eficiência para pressão maior de entrada do líquido. O efeito da diferença de pressão de entrada do líquido tende a diminuir com o aumento da perda de carga no lavador. Nota-se que considerando uma concentração inicial de particulado do gás do alto-forno de 10 g.Nm-3, alcança-se uma concentração inferior a 50 mg.Nm-3 já na entrada da caldeira, com um lavador com eficiência maior que 97,5% e um sistema de limpeza preliminar com 80% de eficiência. De acordo com a simulação efetuada, concentrações próximas ou inferiores a 50 mg.Nm-3 só foram obtidas em lavadores com perda de carga igual ou superior a 1000 mmca(9,8 N.m-2) Entretanto apenas 29% dos fornos do setor (Figura 4.50) possuem pressão de topo superior a 1000 mmca(9,8N.m-²). O que poderia ser alterado, em alguns casos, com melhorias nas casas de máquinas e concomitantemente em outros casos, principalmente por problemas de lay-out da usina ou distancia da termoelétrica, seria preciso a instalação de ventiladores na linha da termoelétrica, sempre funcionando com pressão positiva. Figura 4.50 – Porcentagem de fornos por pressão de topo. 98 Foi realizada uma avaliação teórica da eficiência de lavadores variando a perda de carga, pressão de entrada do líquido e relação líquido/gás, conforme tabela 2 no apêndice, gerando as Figuras (4.51 e 4.52). Figura 4.51 – Eficiência dos lavadores em função da perda de carga e relação líquido/gás, considerando pressão de entrada do líquido de 7 kgf/cm2. Figura 4.52 – Eficiência dos lavadores em função da perda de carga e pressão de entrada do líquido, considerando relação líquido/gás = 1. 99 Conforme observado nas simulações, podem-se variar os parâmetros relação líquido/ gás, pressão entrada do líquido e perda de carga do lavador para obter diferentes eficiências e concentração de material particulado no gás de 50 mg.Nm-3. O aumento da pressão de entrada do líquido leva a um aumento da eficiência, entretanto a utilização de pressões elevadas pode danificar os bicos spray do lavador venturi, em função do material em suspensão presente na água de lavagem e levar a um consumo de energia desnecessário. Os fabricantes de bicos consultados garantem a sua operação com uma pressão de até 25 kgf.cm-². Nestas simulações, a concentração de 50 mg.Nm-3 está sendo atingida na entrada da termoelétrica, para uma concentração inicial de 10 g.Nm-3. O valor na chaminé da termoelétrica levando-se em conta o ar de combustão seria de aproximadamente 20 mg.Nm-3. No entanto, pesquisando os arquivos eletrônicos da FEAM, descobriu-se que em pelo menos duas medições realizadas do gás de alto-forno em empresas diferentes, antes do sistema de tratamento a concentração do particulado era 17 g.Nm-3. Foi então realizada outra simulação apresentada na tabela 4.4, sem considerar o ar de combustão, ou seja, na entrada da caldeira da termoelétrica e construídas as Figuras 4.53 e 4.54. 100 Tabela 4.4 Avaliação teórica de lavadores venturi Perda de carga Veloc. ∆p (m/s) (mmca) Pressão de entrada do líquido (kgf/cm2) Relação QL/Qgás (l/Nm3) Efic. lavador Efic. sistema preliminar Efic. total Conc. de MP inicial (mg/Nm3 ) Conc. de MP final (mg/Nm3) Conc. de MP inicial (mg/Nm3) Conc. De MP final (mg/Nm3) 900 111,9 7 1,00 0,96901 0,8 0,99380 10000 62 17000 105 900 91,4 7 1,50 0,97088 0,8 0,99418 10000 58 17000 99 900 79,2 7 2,00 0,97262 0,8 0,99452 10000 55 17000 93 1000 118 7 1,00 0,97471 0,8 0,99494 10000 51 17000 86 1000 96,4 7 0,8 0,99524 10000 48 17000 81 83,45 7 1,50 2,00 0,97619 1000 0,97748 0,8 0,99550 10000 45 17000 77 1100 123,8 7 1,00 0,97920 0,8 0,99584 10000 42 17000 71 1100 101,1 7 1,50 0,98034 0,8 0,99607 10000 39 17000 67 1100 87,5 7 2,00 0,98135 0,8 0,99627 10000 37 17000 63 900 111,9 5 1,00 0,96791 0,8 0,99358 10000 64 17000 109 900 111,9 10 1,00 0,97058 0,8 0,99412 10000 59 17000 100 1000 118 5 1,00 0,97385 0,8 0,99477 10000 52 17000 89 1000 118 10 1,00 0,97594 0,8 0,99519 10000 48 17000 82 1100 123,8 5 1,00 0,97851 0,8 0,99570 10000 43 17000 73 1100 123,8 10 1,00 0,98017 0,8 0,99603 10000 40 17000 67 Figura 4.53 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e relação líquido/gás, considerando pressão de entrada do líquido de 7 kgf/cm2. 101 Figura 4. 54 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e pressão de entrada do líquido, considerando relação líquido/gás = 1. Conforme verificado, nesta nova simulação, um lavador venturi de 900 mmca(9,8N.m-²) já atenderia o objetivo do trabalho, pois haveria uma emissão antes da caldeira de 109 mg.Nm-3 ou 43 mg.Nm-3 na chaminé da termoelétrica, valor este já bem próximo do objetivo e do discutido no capítulo 4.4.1. Foi realizada uma última simulação para aproximar mais o estudo teórico da realidade e com o capítulo 4.4.1, utilizando a concentração inicial de 17 g.Nm-3 e levando-se em consideração a relação de ar de combustão como 1,5 vezes o gás de alto-forno e foi construída a tabela 4.5. 102 Tabela 4.5 - Perda de carga de lavadores com suas respectivas eficiência e concentração de material 600 700 800 900 1000 1100 1200 91,5 98,7 105,5 111,9 118 123,8 129,3 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 Pressão de entrada do líquido (kgf/cm2) 5 5 5 5 5 5 5 600 700 800 900 1000 1100 1200 91,5 98,7 105,5 111,9 118 123,8 129,3 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 7 7 7 7 7 7 7 0,93984 0,95225 0,96174 0,96901 0,97471 0,97920 0,98274 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,98797 0,99045 0,99235 0,99380 0,99494 0,99584 0,99655 17000 17000 17000 17000 17000 17000 17000 82 64,8 52 42 34,4 28,4 23,6 600 700 800 900 1000 1100 1200 91,5 98,7 105,5 111,9 118 123,8 129,3 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 1,0 10 10 10 10 10 10 10 0,94340 0,95492 0,96376 0,97058 0,97594 0,98017 0,98352 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,98868 0,99098 0,99275 0,99412 0,99519 0,99603 0,99670 17000 17000 17000 17000 17000 17000 17000 76,8 61,2 49,2 40 32,8 26,8 22,4 Perda de carga ∆p (mmca) Veloc. (m/s) Relação QL/Qgás (l/Nm3) 0,93732 0,95037 0,96031 0,96791 0,97385 0,97851 0,98219 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,8 0,98746 0,99007 0,99206 0,99358 0,99477 0,99570 0,99644 Conc. de MP inicial (mg/N m3) 17000 17000 17000 17000 17000 17000 17000 Efic. do lavador Efic. sistema prelimin ar Efic. total Conc. de MP final incluindo ar combustão(mg/Nm3) 85,2 67,6 54 43,6 35,6 29,2 24,4 Observa-se que para atingir a mesma concentração final de particulado, no caso de 17000 mg/Nm3 incluindo ar combustão, um lavador de 800mmca(9,8N.m-2) e pressão de entrada do líquido de 7kgf/cm2, seria suficiente. As Figuras 4.55 e 4.56 permitem uma melhor visualização. 8 28 48 68 88 Figura 4.55 - Concentração final de material particulado, considerando inicial de 17000, após a limpeza do gás em sistema preliminar com eficiência de 80% e lavador Venturi, conforme a perda de carga no lavador, considerando ar combustão 103 Figura 4.56 – Relação perda de carga no lavador com diferentes pressões de entrada do líquido e eficiência de limpeza, considerando ar combustão na inicial de 17000mg/Nm3. Foi ainda realizada uma avaliação teórica da eficiência de lavadores venturi variando a perda de carga, pressão de entrada do líquido e relação líquido/gás, conforme tabela 4.6, gerando as Figuras 4.57 e 4.58. Tabela 4. 6 - Avaliação teórica de lavadores Venturi considerando ar de combustão Perda de carga ∆p (mmca) Velocidade (m/s) Pressão Relação de entrada QL/Qgás do líquido (l/Nm3) (kgf/cm2) Eficiência lavador Eficiência sistema preliminar Eficiência total Conc. de MP inicial (mg/Nm3) Conc. De MP final incluindo ar combustão (mg/Nm3) 600 91,5 7 1,00 0,93984 0,8 0,98797 17000 82 600 74,7 7 1,50 0,94394 0,8 0,98879 17000 76,4 600 64,6 7 2,00 0,94750 0,8 0,98950 17000 71,2 700 98,7 7 1,00 0,95225 0,8 0,99045 17000 64,8 700 80,6 7 1,50 0,95536 0,8 0,99107 17000 60,8 700 69,8 7 2,00 0,95820 0,8 0,99164 17000 56,8 800 105,6 7 1,00 0,96186 0,8 0,99237 17000 52 800 86,2 7 1,50 0,96417 0,8 0,99283 17000 48,8 800 74,6 7 2,00 0,96627 0,8 0,99325 17000 46 900 112 7 1,00 0,96912 0,8 0,99382 17000 42 900 91,4 7 1,50 0,97088 0,8 0,99418 17000 39,6 900 79,2 7 2,00 0,97262 0,8 0,99452 17000 37,2 104 Figura 4.57 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e relação líquido/gás, considerando pressão de entrada do líquido de 7 kgf/cm2 e ar combustão. . Figura 4.58 – Eficiência dos lavadores Venturi em função da perda de carga e pressão de entrada do líquido, considerando relação líquido/gás = 1 e ar combustão. Portanto um lavador venturi com perda de carga de 800 mmca(9,8N.m-2 ) atende aos objetivos do trabalho, ou seja uma emissão de 50 mg.Nm-3, medida na chaminé da termoelétrica, nas condições especificadas e confere com o discutido no capítulo 4.4.1. 4.4.3 Configuração de sistema de limpeza proposto O diagrama da Figura 4.59, foi elaborado baseado nas discussões dos capítulos 4.4.1 e 4.4.2., sendo este a proposta de sistema de limpeza de gás de alto-forno deste estudo. 105 Apesar da simulação matemática indicar que um lavador de 800 mmca(9,8N.m-2) seria suficiente para atender o objetivo do trabalho, optou-se por um sistema de lavador venturi com perda de carga de 1000 mmca(9,8N.m-2) por segurança (a concentração de particulado no gás antes do sistema de limpeza pode passar de 17 g.Nm-3 devido às peculiaridades do processo produtivo) Figura 4.59 – Proposta sistema de limpeza de gás A razão da escolha de um duplo venturi está baseada na tabela 3 do apêndice, onde demonstra que 2 venturis em série com a mesma energia (800mmca(9,8N.m-²)), ou 400 mmca( 9,8N.m-²)cada venturi, alcança uma melhor eficiência devido a equação 3.1. Assim aplicando a equação de eficiência total, a emissão de um duplo venturi com a mesma energia de um único venturi chegaria a 14 mg.m-3. No entanto foi adotado o princípio da segurança, uma vez que o segundo venturi não teria a mesma eficiência do primeiro porque as partículas diminuem de tamanho à medida que são limpas pelos equipamentos (diminuindo a eficiência do segundo venturi em série) e neste trabalho foi considerado que a emissão final continuaria a ser de 50 mg.Nm-3. 106 É claro que esta é apenas uma sugestão, sendo que a escolha de um único venturi de 1000 mmca( 9,8N.m-²)de perda de carga conforme o modelo empregado chegaria ao resultado proposto de forma mais barata. A escolha de maior velocidade na garganta e maior ou menor consumo de água, é opção de cada empresa dependendo de vários fatores como disponibilidade de água e disposição de desgastar mais ou menos o material do venturi. A adoção de lavador venturi móvel, podendo-se variar a largura da garganta, é mais aconselhável porque permite um maior controle da pressão de topo do alto-forno. É importante lembrar novamente que os equipamentos preliminares como balão com ou sem lavador ou ciclone deve ter uma eficiência mínima de 80 %, ou seja, o gás dirigido ao venturi deverá conter no máximo 3400 mg.Nm-3. Na prática esta é uma condição muito conservadora, porque medições de material particulado na chaminé do glendon em empresas que apresentam somente como equipamento de limpeza de gás esta configuração nunca atingiram mais que 1000 mg.Nm-3 ou 2500 mg.Nm-3 considerando o ar de combustão. Está clara a necessidade da maioria das empresas pesquisadas modificarem a casa de máquinas para atingir a pressão de topo sugerida, de no mínimo 1400 mmca(9,8N.m-²), e não só modificar a casa de máquinas, solucionar problemas relativos a projetos do forno e vazamentos na área de carregamento de matérias primas, visando alcançar este objetivo. Sugere-se a utilização de casas de máquinas com os chamados turbo - compressores, já implantados em muitas empresas maiores e em uma empresa menor (produção menor que 500 t.dia-1), que possibilitam um melhor controle de parâmetros de processo como pressão e vazão, possuem maior eficiência energética porém, mais caros. È preferível não colocar ventiladores na linha da termoelétrica para evitar riscos de explosão, e assim os fornos deveriam funcionar com perdas de pressões de topo maiores, de 1600 a 1800 mmca(9,8N.m-²). No entanto sabemos que em muitos casos, por motivo de lay out da planta industrial e distancia da termoelétrica, a utilização do ventilador torna-se imperiosa. Neste caso é importante destacar que este ventilador na verdade deveria ser uma chamada torre elevatória, sendo que seria rigorosamente projetado para funcionar apenas 107 com pressão positiva, evitando a entrada de ar na tubulação, este ventilador deveria ter um inversor de freqüência e possuir controle de pressão e vazão na sua entrada. 4.5 Sistema de Limpeza da Água de Lavagem É muito importante que a água do venturi esteja em condições de ser utilizada na lavagem do gás, ou seja, deve conter no máximo 100 mg.L-1 de sólidos. A água deve ser recirculada e para tanto se utiliza como equipamento mais eficiente o espessador circular, com retirada continua da lama e um filtro prensa ou a vácuo. As tabelas 4.7 e 4.8 mostram a situação do setor com relação à utilização de espessadores e produtos químicos que auxiliam na sedimentação de partículas. 108 Tabela 4. 7 – Dados do espessador circular Área Altura Volume útil útil útil (m2) (m) (m3) 201,0 7,5 1518,0 113,0 10,6 113,0 Vazão Tempo de Velocidade de Concentração detenção sedimentação de sólidos (h) (m/h) (mg/L) 180,0 2,2 0,9 150 1200,0 580,0 2,1 5,1 200 10,6 1200,0 600,0 2,0 5,3 200 133,0 3,8 500,0 504,0 1,0 3,8 Não(2) 50,2 3,0 150,7 20,0 7,5 0,4 Não 20,4 1,7 35,2 32,0 1,1 1,6 Não 43,7 4,2 184,4 40,0 4,6 0,9 150 211,1 6,2 1300,0 600,0 2,2 2,8 200 49,0 4,0 196,0 40,0 4,9 0,8 Não 201,0 4,6 925,0 200,0 4,6 1,0 25 60,0 3,0 180,0 73,0 2,5 1,2 200 28,3 3,2 89,3 50,0 1,8 1,8 Não ni (1) ni 10,0 26,7 0,4 ni Não 15,8 5,2 81,3 90,0 0,9 5,7 Não 31,5 3,8 118,3 150,0 0,8 4,8 Não 47,0 4,5 211,0 70,0 3,0 1,5 60 ni ni 300,0 80,0 3,8 ni 100 6000,0 800,0 7,5 0,5 100 1500,0 4,0 Obs: (1) ni = não informado (2) Não = Não realiza (m3/h) 109 Tabela 4. 8 – Produtos químicos utilizados Produtos Químicos (g/m3) Sistema Polímero Anti- verificação cat./aniôn. espumante 0,7 11,6 10,4 2,3 150 1,0 5,2 1,0 2,1 150 2,1 10,4 2,1 4,2 200 0,4 6,3 7,1 1,7 50 Não(1) 20,5 24,7 Não 200 Não 5,2 Não Não Não Não 9,3 Não Não Não Não 2,9 3,8 2,0 60 20,8 13,9 Não Não 100 0,3 3,5 Não Não 100 Coagulante Dispersante de SS (mg/l) Obs: (1) Não = Não utiliza. Conforme verificado, muito poucas informações estão disponíveis sobre sistema de tratamento da água do lavador. No entanto podemos inferir que um espessador com pelo menos quatro horas de tempo de detenção e velocidade de sedimentação de no máximo 1 m.h-1 é capaz de atingir uma concentração de sólidos suspensos de 100 mg.L-1, se utilizar de forma adequada os produtos químicos necessários para a decantação das partículas que variam de empresas para empresa. É importante ressaltar novamente que este é um efluente muito tóxico, com teores de fenóis que podem atingir 600 mg.L-1, e sendo assim é prudente recomendar que este efluente deva ser inteiramente recirculado, e para assegurar, deveria existir um tanque adicional para estoque do efluente quando acontecer paradas para manutenção e vazamentos. 110 4.6 Estudo Econômico (Custo Benefício) Tendo como base as informações apresentadas pelas empresas do setor siderúrgico foi possível calcular o custo/benefício da instalação de termoelétricas em todas as empresas consumidoras de carvão vegetal utilizando as equações descritas no item 3.7 e 2.10. Contudo, tendo em vista que grande parte dessas empresas não possui termoelétrica, o cálculo considerou os dados de produção e vazão de gás de alto-forno gerado como 2200 Nm³.t-1, eficiência de produção de 90% e custo de instalação da termoelétrica de R$3500,00 por kWh. Para a análise dos dados obtidos foram geradas as planilhas excell nos anexos 5 e 6 e geradas as Figura 4.60 e 4.61, relacionando custo por empresa e produção versus tempo de retorno. Figura 4.60 Custo da energia com termoelétrica e investimentos adicionais 111 Produção X TRs 10,0 9,0 8,0 Anos 7,0 TR 6,0 5,0 TR-IA1 4,0 3,0 2,0 1,0 100 TR-IA2 300 500 700 900 1.100 1.300 1.500 1.700 1.900 P roduç ã o (t/dia ) Figura 4.61 - Correlação entre produção e tempo de retorno. Verifica-se que quanto maior a produção, menor o tempo de retorno do investimento. Os tempos de retorno denominados TRIA1 e TRIA2, que correspondem aos tempos de retorno contando os investimentos adicionais IA1 de R$ 2.500.000,00 e IA2 de R$1.500.000,00 não modificam de forma substancial o retorno do investimento inicial para as empresas com maior produção, o mesmo não valendo para as empresas menores, que em alguns casos até dobra o tempo. O custo da energia elétrica em kWh com termoelétrica varia de R$0,06 a R$0,09 dependendo do investimento inicial, sendo que a energia da concessionária custa para as empresas R$0,40 o kWh. As difernças de custo da energia entre os investimentos adicionais 1 e 2 variou devido a presença do número de fornos diferentes em cada empresa, o que onera o custo de instalação de investimentos adicionais para uma mesma produção. Nestes cálculos não estão computados os ganhos adicionais de queda de consumo de carvão ( com o aumento da pressão de topo do forno) e diminuição de parada das termoelétricas por funcionar com gas mais limpo. 112 4.7 Mecanismo de Desenvolvimento Limpo (Redução de Emissão de CO2) Considerando as informações prestadas sobre cálculo de redução de emissões e custo da tonelada de CO2 equivalente, esses dados foram estimados para as empresas do setor siderúrgico de Minas Gerais. Dessa forma, obtiveram os resultados apresentados nas Figuras 4.62 e 4.63. Figura 4.62 - Relação entre vazão de gás de alto-forno e emissões de CO2 evitadas. 113 Figura 4.63 - Relação entre vazão de gás de alto-forno e ganho em dólares pela redução de emissões de CO2. A relação entre a vazão de gás de alto-forno e as emissões evitadas de CO2 pela instalação da termoelétrica é crescente e similarmente, a relação entre a vazão de gás de alto-forno e ganho em dólares. Um estudo de projeto MDL, no ano de 2008, para se chegar na certificação não custa menos de R$300000,00 tendo em vista a necessidade de se contratar auditorias internacionais. Sendo assim a empresa deverá prestar atenção em sua vazão de gás para cálculo do ganho compensar o custo do estudo. Pelo menos uma empresa já possui estudo aprovado para certificação de créditos de carbono conforme a metodologia descrita neste trabalho, sendo que os certificados valem por 7 anos podendo ser renovados por este período até 20 anos. 114 5 - CONCLUSÃO A capacidade atual de geração de energia elétrica no Estado de Minas Gerais utilizando turbina de recuperação de topo é de aproximadamente 29 MW, em três altos-fornos. No entanto este tipo de aproveitamento energético somente é utilizado em fornos de grande porte (maior que 4000 t.dia-1) utilizando coque. Os altos-fornos a carvão vegetal utilizam a termoelétrica para geração da energia elétrica aproveitando o gás excedente, sendo que possui uma capacidade de produção de aproximadamente 32 MW contando com onze termoelétricas. Encontram-se em construção mais duas termoelétricas que irão gerar mais 11 MW. A capacidade teórica de produção de energia elétrica no Estado de Minas Gerais em termoelétricas a gás de altos-fornos a carvão vegetal é de 224 MW. Na prática as empresas estão implantando suas termoelétricas com capacidade inferior que a calculada teoricamente uma vez que aparentemente estão sendo conservadoras no dimensionamento das mesmas visando garantir mais gás para os glendons. O lavador venturi ainda é o equipamento de limpeza de gás de alto-forno mais eficiente, sendo que os dados fornecidos pelas empresas no campo através de questionários e pesquisando os arquivos e informações constantes nos processos na Fundação Estadual do Meio Ambiente – FEAM, demonstraram que um lavador venturi com perda de carga de 800 mmca(9,8N.m-²) já atinge a emissão de material particulado medida em chaminé do glendon ou da termoelétrica de 50 mg.Nm-3. No entanto o mesmo levantamento demonstrou que sistemas com esta perda de carga ainda permitiam emissões acima do valor citado, sendo que lavadores venturi com perda de carga acima de 1000 mmca( 9,8N.m-2) seriam os mais indicados. A emissão de 50 mg.Nm-3 foi adotada como referência porque é a exigida pela legislação ambiental brasileira uma vez que não há uma exigência dos fabricantes de caldeira para teor de particulado no gás na entrada da fornalha. O Estado de Minas Gerais possui atualmente 74 empresas utilizando carvão vegetal, com 102 fornos, estando 98 em condições de funcionamento e 4 paralisados há anos. A capacidade de produção total destes fornos por dia é de 27.515 toneladas de gusa. O 115 levantamento demonstrou que quanto maior a pressão de topo do alto-forno, maior é a temperatura de sopro e menor é o consumo de carvão vegetal. Foi demonstrado também o desconhecimento de boa parte das empresas (pelo menos dos seus representantes entrevistados) de parâmetros importantes de processo como vazão de topo, pressão de topo, temperatura na coroa dentre outros. O modelo matemático aplicado para calcular a eficiência do lavador venturi se ajustou muito bem aos dados fornecidos pela empresas e de literatura. O modelo demonstrou que lavadores venturi com perda de carga de 800 mmca(9,8N.m-²) são capazes de atingir a concentração em chaminé de 50 mg.Nm-3. Com a aplicação do modelo verificou-se que uma concentração de pó no gás na saída do alto-forno de 17 g.Nm-3 (valor medido em algumas empresas encontrado em arquivos da FEAM) é mais realista que a concentração de 10 g.Nm-3 encontrado na literatura. O trabalho propõe o sistema de limpeza descrito na Figura 4.59 (proposta sistema de limpeza de gás), sugerindo que o lavador venturi a ser implantado tenha uma perda de carga de 1000 mmca(9,8N.m-²) e tenha garganta móvel. Ficou demonstrada a necessidade da maioria das empresas pesquisadas modificarem a casa de máquinas para atingir a pressão de topo sugerida, de no mínimo 1400 mmca(9,8N.m-2), e não só modificar a casa de máquinas, solucionar problemas relativos a projetos do forno e vazamentos na área de carregamento de matérias primas, visando alcançar este objetivo. Sugere-se a utilização de casas de máquinas com os chamados turbo - compressores, já implantados em muitas empresas maiores e em uma empresa menor, que possibilitam um melhor controle de parâmetros de processo como pressão e vazão, possuem maior eficiência energética porém, mais caros. È preferível não colocar ventiladores na linha da termoelétrica para evitar riscos de explosão, e assim os fornos deveriam funcionar com pressões de topo maiores, de 1600 a 1800 mmca(9,8N.m-2). No entanto sabe-se que em muitos casos, por motivo de lay out da planta industrial e distancia da termoelétrica, a utilização do ventilador torna-se imperiosa. Devem sempre funcionar com pressão positiva na linha. Apesar dos poucos dados de espessadores adquiridos das empresas, verificou-se que um espessador com pelo menos quatro horas de tempo de detenção e velocidade de 116 sedimentação de no máximo 1 m.h-1 é capaz de atingir uma concentração de sólidos suspensos de 100 mg.L-1, se utilizar de forma adequada os produtos químicos necessários para a decantação das partículas que variam de empresas para empresa. Deveria existir um tanque adicional para estoque do efluente quando acontecer paradas para manutenção e vazamentos tendo em vista a toxidade do mesmo que pode ter teores de fenóis na ordem de 600 mg.L-1. O modelo de custo benefício adaptado para termoelétrica a gás de alto-forno indicou que o custo da energia elétrica passa de R$0,40 para a faixa de R$0,06 a R$0,09 o kWh dependendo do investimento com a utilização da termoelétrica. Quanto maior a produção com o menor número de fornos, menor será o tempo de retorno do investimento contando os custos adicionais propostos por este trabalho. Outra forma de se adquirir retorno do investimento com a termoelétrica é a aquisição de créditos de carbono através da emissão de certificados seguindo a metodologia do Mecanismo de Desenvolvimento Limpo, sendo que a relação entre a vazão de gás de altoforno e as emissões evitadas pela instalação da termoelétrica é crescente. 117 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ARAUJO, L.A. Manual de Siderurgia: produção. 2. ed. São Paulo: Arte & Ciência, 1996. v.1, 468p. ASSUNÇÃO, C.S. Glendon siderúrgico: análise termodinâmica e modelagem matemática simplificada. 114f.. Dissertação (Mestrado em Engenharia Mecânica) – Escola de Engenharia,. Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, 2006. ASSUNÇÃO, J.V., Coletores gravitacionais e centrífugos. Tecnologia de controle de poluição por material particulado. 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Factors that affect innovation, deployment and diffusion of energyefficient technologies: Case studies of Japan and iron/steel industry. In: Session Workshop on Mitigation at SBSTA22. Japan, 2005. 122 APÊNDICE TABELAS 1 , 2, 3 123 Tabela 1 - Perda de carga de lavadores com suas respectivas eficiência e concentração de material particulado. Relação QL/Qgás 3 (l/Nm ) Pressão de entrada do líquido Pl 2 (kgf/cm ) Eficiência do lavador Eficiência sistema preliminar Eficiência total Conc. de MP inicial 3 (mg/Nm ) Conc. de MP final 3 (mg/Nm ) 98,7 1,0 5 0,95037 0,8 0,99007 10000 99 800 105,5 1,0 5 0,96031 0,8 0,99206 10000 79 900 111,9 1,0 5 0,96791 0,8 0,99358 10000 64 1000 118 1,0 5 0,97385 0,8 0,99477 10000 52 1100 123,8 1,0 5 0,97851 0,8 0,99570 10000 43 1200 129,3 1,0 5 0,98219 0,8 0,99644 10000 36 700 98,7 1,0 7 0,95225 0,8 0,99045 10000 95 800 105,5 1,0 7 0,96174 0,8 0,99235 10000 77 900 111,9 1,0 7 0,96901 0,8 0,99380 10000 62 1000 118 1,0 7 0,97471 0,8 0,99494 10000 51 1100 123,8 1,0 7 0,97920 0,8 0,99584 10000 42 1200 129,3 1,0 7 0,98274 0,8 0,99655 10000 35 700 98,7 1,0 10 0,95492 0,8 0,99098 10000 90 800 105,5 1,0 10 0,96376 0,8 0,99275 10000 72 900 111,9 1,0 10 0,97058 0,8 0,99412 10000 59 1000 118 1,0 10 0,97594 0,8 0,99519 10000 48 1100 123,8 1,0 10 0,98017 0,8 0,99603 10000 40 1200 129,3 1,0 10 0,98352 0,8 0,99670 10000 33 Perda de carga ∆p (mmca) Velocidade na garganta (m/s) 700 124 Tabela 2 - Avaliação teórica de lavadores venturi Perda de carga ∆p (mmca) Velocidad Pressão de Relação Eficiência Conc. de Conc. de e na Eficiência Eficiência entrada QL/Qgás sistema MP inicial MP final total 3 3 garganta do líquido (l/Nm3) lavador preliminar (mg/Nm ) (mg/Nm ) 2 (m/s) (kgf/cm ) 900 900 900 111,9 91,4 79,2 7 7 7 1,00 0,96901 1,50 0,97088 2,00 0,97262 0,8 0,99380 0,8 0,99418 0,8 0,99452 10000 10000 10000 62 58 55 1000 1000 1000 118 96,4 83,45 7 7 7 1,00 0,97471 1,50 0,97619 2,00 0,97748 0,8 0,99494 0,8 0,99524 0,8 0,99550 10000 10000 10000 51 48 45 1100 1100 1100 123,8 101,1 87,5 7 7 7 1,00 0,97920 1,50 0,98034 2,00 0,98135 0,8 0,99584 0,8 0,99607 0,8 0,99627 10000 10000 10000 42 39 37 900 900 111,9 111,9 5 10 1,00 0,96791 1,00 0,97058 0,8 0,99358 0,8 0,99412 10000 10000 64 59 1000 1000 118 118 5 10 1,00 0,97385 1,00 0,97594 0,8 0,99477 0,8 0,99519 10000 10000 52 48 1100 1100 123,8 123,8 5 10 1,00 0,97851 1,00 0,98017 0,8 0,99570 0,8 0,99603 10000 10000 43 40 125 Tabela 3- Análise venturi incluindo ar combustão VENTURI PERDA DE CARGA, EFICIÊNCIA E CONCENTRAÇÃO FINAL DE PARTICULADO ENTRADA DE DADOS OPÇÕES DE VENTURI CALCULADO Velocidade (m/s) Vazão do gás AF (Nm3/h) Vazão de água (m3/h) Pressão de entrada do líquido (kgf/cm2) 2 garg. serie 74,6 18000 18 5 2 garg. paral. 74,2 9000 18 2 garg. paral. 107,7 9000 1 garg. 107,7 18000 1 garg. 87 18000 1 garg. 74,2 1 garg. 1 garg. ENTRADA DE DADOS CALCULADO Relação QL/Qgás (l/Nm3) Perda de carga ∆p (mmca) Efic. Venturi Eficiência sistema preliminar Efic. total 318 1,00 400 0,8932 0,8 0,99772 17000 15,6 5 225 2,00 791 0,9631 0,8 0,99262 17000 50 9 5 187 1,00 833 0,9631 0,8 0,99262 17000 50 18 5 265 1,00 833 0,9631 0,8 0,99262 17000 50 27 5 294 1,50 816 0,9634 0,8 0,99267 17000 50 18000 36 5 319 2,00 791 0,9631 0,8 0,99262 17000 50 65,5 18000 45 5 339 2,50 771 0,9631 0,8 0,99263 17000 50 59 18000 54 5 357 3,00 750 0,9632 0,8 0,99264 17000 50 2 garg. serie 74,6 18000 18 7 318 1,00 400 0,8982 0,8 0,99793 17000 14 2 garg. paral. 72,6 9000 18 7 228 2,00 757 0,9631 0,8 0,99262 17000 50 2 garg. paral. 106,7 9000 9 7 188 1,00 818 0,9632 0,8 0,99264 17000 50 1 garg. 106,7 18000 18 7 266 1,00 818 0,9632 0,8 0,99264 17000 50 1 garg. 85,5 18000 27 7 297 1,50 788 0,9632 0,8 0,99263 17000 50 1 garg. 72,6 18000 36 7 322 2,00 757 0,9631 0,8 0,99262 17000 50 1 garg. 63,7 18000 45 7 344 2,50 729 0,9632 0,8 0,99264 17000 50 1 garg. 57 18000 54 7 364 3,00 700 0,9633 0,8 0,99265 17000 50 Diâmetro da garganta (mm) Conc. de Conc. de MP final com MP inicial ar combustão (mg/Nm3) (mg/Nm3)