Otimização da resistência à compressão de pelotas de minério de ferro para redução direta

UFOP - CETEC - UEMG
REDEMAT
REDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
UFOP – CETEC – UEMG
Dissertação de Mestrado
"Otimização da Resistência à Compressão de Pelotas
de Minério de Ferro para Redução Direta pela
Aplicação de Projeto Robusto"
Autor: Eng. Ricardo Vinícius Pereira da Costa
Orientador: Cláudio Batista Vieira, MSc., Dr.
Co-Orientador: Carlos Augusto de Oliveira, MSc.
Abril de 2008

i
UFOP - CETEC - UEMG
REDEMAT
REDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
UFOP – CETEC – UEMG
Ricardo Vinícius Pereira da Costa
"Otimização da Resistência à Compressão de Pelotas
de Minério de Ferro para Redução Direta pela
Aplicação de Projeto Robusto"
Dissertação de Mestrado apresentada ao Programa
de Pós-Graduação em Engenharia de Materiais da
REDEMAT, como parte integrante dos requisitos
para a obtenção do título de Mestre em Engenharia
de Materiais.
Área de concentração: Processos de fabricação
Orientador: Cláudio Batista Vieira, MSc., Dr.
Co-Orientador: Carlos Augusto de Oliveira, MSc.
Ouro Preto, abril de 2008

ii
Catalogação: sisbin@sisbin.ufop.br

iv
Dedico este trabalho a minha esposa Alessandra,
a meus filhos Ana Paula, Henrique e Gabriel e a meus
pais Maria da Conceição e Dermeval Costa (in Memorian)

v
ÍNDICE
AGRADECIMENTOS............................................................................................................viii
RESUMO ................................................................................................................................... x
ABSTRACT..............................................................................................................................xi
ÍNDICE DAS FIGURAS .........................................................................................................xii
ÍNDICE DAS TABELAS .......................................................................................................xvi
1 - INTRODUÇÃO .................................................................................................................... 1
2 - OBJETIVOS ......................................................................................................................... 3
3 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ............................................................................................. 4
3.1 – Processo de Pelotização de Minério de Ferro ................................................................... 4
3.2 – Propriedades Químicas, Físicas e Metalúrgicas das Pelotas de Minério de Ferro............ 8
3.2.1 – Desenvolvimento das Propriedades das Pelotas............................................................. 9
3.2.1.1 – Mecanismos de Desenvolvimento da Resistência Física .......................................... 10
3.2.1.1.1 – Retração das Partículas e Formação de Poros Durante a Sinterização .................. 11
3.2.1.1.2 – Ocorrência de Trincas e Formação de Estrutura Duplex na Pelota Queimada ...... 19
3.3 – Variáveis do Processo de Produção de Pelotas de Minério de Ferro.............................. 24
3.3.1 – Efeito dos Aditivos – Calcário e Magnesita................................................................. 24
3.3.2 – Efeito da Granulometria do Calcário e do Carvão ....................................................... 28
3.3.3 – Efeito da Adição de Carvão ......................................................................................... 30
3.3.4 – Efeito do Perfil Térmico do Forno de Pelotização....................................................... 31
3.3.5 – Influência das Variáveis do Processo Produtivo da Samarco sobre a Resistência à
Compressão.............................................................................................................................. 34
3.3.5.1 – Estudos em Escala Piloto .......................................................................................... 34
3.3.5.2 – Estudos em Escala Industrial..................................................................................... 36
3.4 – A Engenharia Robusta e o Controle de Qualidade.......................................................... 37
3.4.1 - Características Funcionais do Produto.......................................................................... 38
3.4.2 – Desenvolvimento de um Projeto Robusto.................................................................... 39
3.4.2.1 – Projeto dos Parâmetros.............................................................................................. 40
3.4.2.2 – Relação Sinal/Ruído (S/R) ........................................................................................ 41
3.4.2.3 - Arranjos Ortogonais................................................................................................... 43
3.4.2.4 – Análise Estatística das Médias .................................................................................. 45
3.4.2.5 - Análise da Variância.................................................................................................. 45
3.4.2.6 – Metodologia da Superfície de Resposta.................................................................... 46
3.4.2.7 – Otimização de Processos através de Métodos Combinados...................................... 46
4 - MATERIAIS E MÉTODOS............................................................................................... 47

vi
4.1 – Definição da Classe de Pelotas para o Estudo................................................................. 48
4.2 – Definição dos Níveis das Variáveis e do Arranjo Ortogonal.......................................... 48
4.3 – Preparação e Caracterização da Amostra de Pellet Feed ................................................ 49
4.4 – Preparação e Caracterização das Amostras de Calcário, Carvão e Magnesita................ 50
4.5 – Preparação das Misturas e Confecção das Pelotas Cruas................................................ 54
4.6 – Processamento Térmico das Pelotas em Pot Grate ......................................................... 56
4.7 – Caracterização Química, Física e Metalúrgica das Pelotas Queimadas.......................... 58
4.7.1 – Análise Química........................................................................................................... 58
4.7.2 – Resistência ao Tamboramento ..................................................................................... 58
4.7.3 – Resistência à Compressão a Frio.................................................................................. 59
4.7.4 – Porosidade (% de vazios) ............................................................................................. 60
4.7.5 – Grau de Metalização..................................................................................................... 60
4.7.6 - Caracterização Microestrutural das Pelotas.................................................................. 60
5 - RESULTADOS E DISCUSSÕES...................................................................................... 61
5.1 – Resultados das Análises Químicas das Misturas e das Pelotas Queimadas.................... 61
5.2 – Resultados das Análises Físicas e Metalúrgicas das Pelotas Queimadas........................ 62
5.3 - Análise de Variância para Relação Sinal/Ruído e para a Média utilizando a Metodologia
de Taguchi................................................................................................................................ 63
5.3.1 – Influência dos Efeitos Principais sobre a Variabilidade e a Média da Resistência à
Compressão.............................................................................................................................. 63
5.3.2 – Influência dos Efeitos Principais sobre a Variabilidade e a Média do Índice de
Tamboramento ......................................................................................................................... 66
5.3.3 – Influência dos Efeitos Principais sobre a Variabilidade e a Média do Grau de
Metalização .............................................................................................................................. 68
5.4 – Previsibilidade das Características de Qualidade das Pelotas utilizando Metodologia de
Superfície de Resposta ............................................................................................................. 70
5.4.1 – Modelo de Superfície de Resposta para a Resistência à Compressão.......................... 70
5.4.2 – Modelo de Superfície de Resposta para o Índice de Tamboramento........................... 72
5.4.3 – Modelo de Superfície de Resposta para o Grau de Metalização.................................. 73
5.4.4 – Modelo de Superfície de Resposta para a Porosidade (% Vazios) .............................. 75
5.5 – Efeito das Variáveis sobre as Características de Qualidade da Pelota Queimada .......... 76
5.5.1 – Efeito do Teor de CaO da Pelota Queimada ................................................................ 76
5.5.2 – Efeito da Granulometria do Calcário e do Carvão ....................................................... 77
5.5.3 – Efeito do Teor de Carbono da Pelota Crua .................................................................. 79
5.5.3.1 – Efeito sobre a Resistência à Compressão.................................................................. 79
5.5.3.2 – Efeito sobre o Índice de Tamboramento ................................................................... 85
5.5.4 – Efeito do Teor de MgO da Pelota Queimada ............................................................... 86

vii
5.5.5 - Efeito do Processamento Metalúrgico no Forno de Pelotização – Perfil Térmico e
Ritmo de Produção................................................................................................................... 87
5.6 - Otimização Econômica da Resistência à Compressão das Pelotas de Redução Direta... 88
6 - CONCLUSÕES .................................................................................................................. 92
7 - SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS.............................................................. 94
8 - REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS................................................................................ 95
Anexo I – Resultados dos Testes de Moagem do Calcário e do Carvão Mineral no Moinho de
Torque do Laborátório de Controle de Processo da Unidade de Germano............................ 101
Anexo II - Componentes do Pot Grate da Samarco Mineração S/A e Procedimento para
Preenchimento da Panela ....................................................................................................... 102
Anexo III – Perfis Térmicos e Ritmos de Produção Utilizados no Estudo............................ 104
Anexo IV - Procedimento para Determinação da Porosidade das Pelotas Queimadas (Padrão
Samarco)................................................................................................................................. 105
Anexo V – Procedimento para Caracterização Microestrutural das Pelotas Queimadas....... 106
Anexo VI.a – Análise de Variância para a Superfície de Resposta da Resistência à
Compressão Suprimindo o Efeito Quadrático do CaO .......................................................... 107
Anexo VI.b - Gráficos de Superfície de Resposta da Resistência à Compressão em Função dos
Pares de Variáveis Estudadas................................................................................................. 108
Anexo VI.c - Significância dos Termos do Modelo de Superfície de Resposta para a Média do
Índice de Tamboramento........................................................................................................ 109
Anexo VI.d - Significância dos Termos do Modelo de Superfície de Resposta para a Média do
Grau de Metalização............................................................................................................... 110
Anexo VI.e - Significância dos Termos do Modelo de Superfície de Resposta para a Média da
Porosidade.............................................................................................................................. 111
Anexo VII – Análises Micrográficas das Pelotas (aumento de 500x) ................................... 112

viii
AGRADECIMENTOS
Agradeço a todos que participaram deste trabalho em todos os momentos de sua duração. De
forma especial, agradeço:
A SAMARCO MINERAÇÃO S.A. pela oportunidade de crescimento profissional por meio
do programa de capacitação e desenvolvimento de pessoas.
Ao Engenheiro MSc. Maury de Souza por ter propiciado as condições necessárias para este
mestrado ser concluído, sempre se colocando à disposição em ajudar no que fosse necessário.
Ao Engenheiro MSc. Dr. Denílson Araújo por ter propiciado as condições necessárias para
este mestrado ser concluído, sempre se colocando à disposição em ajudar no que fosse
necessário e pelo honroso aceite em participar da banca examinadora.
Ao Prof. Dr. Cláudio Batista pela valiosa orientação, incentivo e inquestionável dedicação
durante todo o desenvolvimento do trabalho, mantendo sempre um elevado nível técnico e
científico da abordagem.
Ao Prof. MSc. Carlos Augusto pelos valiosos ensinamentos sobre a metodologia de Taguchi e
pela prontidão apresentada durante toda a co-orientação do trabalho.
À memória do inolvidável Engenheiro Ari Dias Turrer eterno mestre, amigo e que foi o
grande mentor deste trabalho.
Ao Engenheiro Hélio Sérgio por ter me liberado para cursar as disciplinas para obtenção dos
créditos necessários para ingressar no programa de mestrado da REDEMAT.
Ao Engenheiro Eduardo Pessotti por ter incentivado a realização do trabalho e pelos
importantes ensinamentos sobre teoria econômica e fundamentos de simulação e otimização
de processos industriais.
Ao Engenheiro Kleber Terra por ter acreditado no trabalho desde sua fase inicial, ainda na
etapa de defesa da proposta da dissertação, defendendo a importância do tema para a Samarco
e para seus clientes.

ix
Ao Engenheiro MSc. Dr. Joaquim Donda pelo importante apoio na preparação das amostras
de calcário e carvão mineral e pelas sempre bem vindas orientações técnicas e profissionais.
Ao Prof. Dr. José Carlos D`Abreu pelo honroso aceite em participar da banca examinadora e
pelo tratamento sempre respeitoso.
Ao Prof. Dr. Fernando Gabriel pelo honroso aceite em participar da banca examinadora e
pelos valiosos ensinamentos transmitidos durante a realização dos créditos necessários para o
ingresso no programa de mestrado da REDEMAT.
Aos Engenheiros MSc. Maurício Otaviano, MSc. Adarlan Moreira da Silva, MSc. Vinícius
Fonseca, MSc. Maurício Cota, MSc. Alexandre Portilho, MSc. Flávio Lopes, MSc. Floriano
Wendling, Marcus Cancela, Ramiro Blacut e Fernando Boechat, pelo incentivo e pelas
importantes contribuições durante o desenvolvimento do trabalho e pela amizade.
A todos os colegas dos Laboratórios da SAMARCO MINERAÇÃO S.A., em especial aos
Técnicos de Processo Alaécio Meschiatti, Vinícius Perin, Anderson Pedruzzi, Wagner Dutra,
João Miranda e Felippe Neri e aos laboratoristas Alexandre Anacleto, João Luis e Heydi pela
importante contribuição no manuseio das amostras e na realização dos experimentos.

x
RESUMO
O crescente aumento da demanda mundial por pelotas de minério de ferro tem levado as
empresas de pelotização a intensificar seus investimentos em P&D, buscando a otimização
das características de qualidade das pelotas e o aumento da produtividade das plantas de
pelotização, especialmente para produção de pelotas do tipo redução direta, que apresentam
maior valor de mercado. A utilização pela Samarco de minérios hematíticos/goethíticos
acentua a necessidade de conhecer a influência das variáveis do processo de pelotização sobre
as propriedades físicas e melatúrgicas das pelotas produzidas. Por meio de projeto de
experimentos (DOE) e metodologia de engenharia robusta, aplicados na produção de pelotas
de redução direta em escala de laboratório (pot grate), buscou-se identificar os fatores do
processo de pelotização que mais influenciam os resultados de resistência à compressão a frio,
índice de tamboramento e grau de metalização desta classe de pelotas. Os fatores estudados
foram limitados a seis: distribuição granulométrica dos aditivos (calcário e carvão mineral)
adicionados ao pellet feed, teor de carbono da pelota crua, teores de CaO e MgO da pelota
queimada, ritmo de produção e perfil térmico do forno de pelotização. Para cada fator, foram
definidos três níveis e realizado um experimento ortogonal, seguindo a metodologia de
Taguchi. Depois de realizada uma réplica, para cada experimento foram aplicadas
transformações sinal-ruído, análise de variância e modelamento por meio de metodologia de
superfície de resposta (MSR). A resistência à compressão a frio das pelotas de redução direta
apresentou maior sensibilidade às alterações no teor de carbono, contido na pelota crua; teores
de CaO e MgO, da pelota queimada; perfil térmico e ritmo de produção do forno de
pelotização. O índice de tamboramento foi afetado pelo teor de carbono da pelota crua, perfil
térmico e ritmo de produção do forno de pelotização. O grau de metalização foi influenciado,
predominantemente, pela granulometria dos insumos. Seqüencialmente, foi realizada uma
otimização econômica das características de qualidade das pelotas de redução direta
estudadas, definindo os efeitos dos aditivos sobre a margem de lucro relativa desta classe de
pelotas. As variáveis utilizadas no estudo apresentaram efeito, predominantemente, sobre a
média das propriedades físicas e metalúrgica, não apresentando efeito significativo sobre a
variabilidade dos resultados destas características.

xi
ABSTRACT
The growing global demand for iron ore pellets has led pelletizing companies to intensify its
investments in R&D, seeking to optimize the quality of pellets and increasing the productivity
of pelletizing plants, especially for production of direct reduction (DR) pellets which have
higher market value. Samarco mines are composed mainly by hematite/goethite typology
ores. It is well-known and has already been studied that this mineralogy is prejudicial for
pellet physical strength and plant productivity. This study will evaluate the most important
variables of the pelletizing process that have effect on physical strength. Through design of
experiments (DOE) and methodologies of robust engineering, applied for production of DR
pellets in laboratory scale (pot grate), it is searched how to identify the pelletizing process
factors that exhibit the greatest influence on the results of the cold compression strength,
tumble index and metallization degree of pellets to be utilized in direct reduction shaft
furnaces. The factors studied were limited to six: sizing of additives (limestone and coal)
added to the pellet feed, carbon content on the green pellet, CaO content on the fired pellet,
MgO content on the fired pellet, grate productivity and thermal profile of the pelletizing
furnace. For each factor, three levels were defined and an orthogonal array was performed, in
accordance with the Taguchi methodology. After replication of each experiment, a signal to
noise transformation, analysis of variance and response surface methodology (RSM) were
applied. The results of cold compression strength of direct reduction pellets presented higher
sensibility to the changes of carbon content on the green pellet, thermal profile and
productivity of the traveling grate and the CaO and MgO contents on the fired pellets. Tumble
index was affected by carbon content on the green pellet, thermal profile and productivity of
the traveling grate. Metallization degree was influenced, mainly, by sizing of limestone and
coal. Sequentially, were performed a economic optimization of the quality characteristics of
DR pellets according to definy the effect of the control factors studied on the relative profit
gain for the production of pellets with different combinations for the levels of factors. The
control factors studied presented effect mainly on the average results of physical and
metallurgical properties, and wasn’t representative for the variability of these characteristics.

xii
ÍNDICE DAS FIGURAS
Figura 3.1 – Etapas de uma planta de pelotização (MARTIN).................................................. 5
Figura 3.2 – Fluxograma de uma planta de pelotização da Samarco......................................... 6
Figura 3.3 – Forno de pelotização Samarco (FONSECA et al., 2005). ..................................... 6
Figura 3.4 - Perfil térmico de um forno tipo Grelha Móvel (www.outokumpu.com.br) ........... 7
Figura 3.5 - Percentuais de ferro e de escória de pelotas, comercializadas para o mercado de
redução direta (FONSECA, M.C., 2004; apud ARAÚJO, 2007) .............................................. 8
Figura 3.6 – Desenho esquemático do fenômeno de sinterização. (JULIEN, 2007) ............... 10
Figura 3.7 – (a) Micrografia de uma pelota crua seca para alto-forno (b) Micrografia de uma
pelota para alto-forno sinterizada a 1360°C (FONSECA, 2003)............................................. 11
Figura 3.8 – Micrografia em MEV da formação de pescoço (ou ponte) entre duas partículas
esféricas de mesmo tamanho, induzidas pelo processo de sinterização. (GERMAN, 1983)... 11
Figura 3.9 – Geometria do modelo de sinterização de duas esferas, (a) formação de pescoço
com ausência de retração, (b) acompanhado de retração – um contorno de grão forma no
pescoço. (WYNNYCKYJ & FAHIDY, 1974)......................................................................... 12
Figura 3.10 – Estágios da sinterização no estado sólido (a) ponto de contato (b) estágio inicial
(c) estágio intermediário e (c) estágio final.............................................................................. 13
Figura 3.11 – Desenvolvimento da ligação entre as partículas, no qual a microestrutura é
transformada durante o processo de sinterização. (GERMAN, 1983)..................................... 13
Figura 3.12 – Geometria e localização dos poros (GERMAN, 1996; apud MOLISANI, 2004)
.................................................................................................................................................. 14
Figura 3.13 – Micrografia (MEV) de hematita porosa obtida por decomposição de amostra
sintética com 100 % de goethita. (PÉREZ-MAQUEDA et al., 1999) ..................................... 16
Figura 3.14 – Resultados das análises de área superficial (S), emanação térmica (ETA),
diferencial de temperatura (DTA) e termogravimetria (TA) durante transformação da goethita
em hematita porosa (BALEK, 2002)........................................................................................ 16
Figura 3.15 –Micrografia (MEV) de uma amostra de goethita (a) à temperatura ambiente, (b)
aquecida a 520 ºC, (c) aquecida a 680 ºC e (d) aquecida a 850 ºC (BALEK, 2002) ............... 17
Figura 3.16 – Resultado de testes que evidenciam a influência do CaO e da temperatura de
queima no tamanho dos grãos de hematita (MEYER, 1980)................................................... 18
Figura 3.17 (a) e (b) - Micrografias do centro de pelotas, produzidas com diferentes teores de
CaO e submetidas a um mesmo perfil de temperatura (FONSECA, 2003)............................. 19
Figura 3.18 – Pelotas com trincas (a) térmicas e (b) de resiliência (FONSECA, 2004).......... 20
Figura 3.19 – Arranjo dos átomos de (a) hematita (hexagonal compacto) e magnetita (cúbico
de face centrada). (SMALLMAN, 1999)................................................................................. 20
Figura 3.20 – Efeito do CaO sobre a temperatura de formação da magnetita (MEYER, 1980)
.................................................................................................................................................. 21
Figura 3.21 – Relação entre mudança de volume e resistência à compressão durante a
remoção do oxigênio (MEYER, 1980). ................................................................................... 22

xiii
Figura 3.22 – Fratura no grão devido a expansão de volume durante a redução da hematita
(EDSTROM, I.O., 1953 apud MEYER, 1980). ....................................................................... 23
Figura 3.23 – Micrografia de uma pelota apresentando estrutura duplex (SRINVAS, 2007) . 23
Figura 3.24 – Diagrama binário CaO-Fe2O3 (SLAG ATLAS, 1975)..................................... 25
Figura 3.25 – Efeito da adição de calcário na resistência à compressao de pelotas de minério
de ferro para diferentes temperaturas de queima (MEYER, 1980).......................................... 26
Figura 3.26 – Influência do teor de MgO na temperatura de formação da primeira fase líquida
na sinterização de minério de ferro ferro com diferentes teores de CaO (KASAI et al.,2000) 27
Figura 3.27 –Efeito da relação MgO/SiO2 na resistência à compressão. (SUGIYAMA, 1982)
.................................................................................................................................................. 27
Figura 3.28 - Influência do teor de CaO e do tamanho das partículas de calcário sobre a
temperatura de formação da primeira fase líquida durante a sinterização de minérios
hematíticos (KASAI et al.,2000).............................................................................................. 28
Figura 3.29 – Efeito da granulometria do calcário sobre a estrutura dos poros de pelotas de
minério de ferro hematítico; a) antes e b) após a sinterização (YANG, 1991) ........................ 29
Figura 3.30 – Relação entre a adição de carvão, resistência à compressão das pelotas e
produtividade da grelha durante a queima (MEYER, 1980).................................................... 30
Figura 3.31 – Efeito da adição de finos de coque sobre a resistência à compressão de pelotas
de alta basicidade (LU, 1990) .................................................................................................. 31
Figura 3.32 – Efeito da temperatura máxima de queima sobre a resistencia à compressão de
pelotas de alta basicidade com diferentes adições de finos de coque (LU, 1990) ................... 32
Figura 3.33 – Mecanismos de formação das fases (adaptado de HSIEH, 1989) ..................... 33
Figura 3.34 – Gráfico de pareto padronizado para os efeitos significativos para a resistência à
compressão de pelotas com diferentes basicidades e teores de carbono (TURRER, 2003) .... 34
Figura 3.35 – Gráfico de superfície resposta mostrando o efeito da basicidade binária e do teor
de carbono sobre a resistência à compressão de pelotas alto-forno (TURRER, 2003)............ 35
Figura 3.36 – Correlação múltipla entre as características do carvão mineral (TURRER, 2003)
.................................................................................................................................................. 35
Figura 3.37 – Modelo básico de resistência à compressão (R2 = 0.519) (GERHARD, 2004) 36
Figura 3.38 – Gráfico de superfície resposta: influência dos teores de carbono e CaO sobre a
resistência à compressão das pelotas de minério de ferro (Relatório interno da Samarco) ..... 36
Figura 3.39 – Evolução do controle de qualidade (adaptado de NETO,1997) ........................ 37
Figura 3.40 – Etapas de um Projeto de Engenharia Robusta (OLIVEIRA, 2006)................... 39
Figura 3.41– Representação dos parâmetros de um sistema de engenharia (BORGES, 2005)41
Figura 3.42 – Arranjo ortogonal L18, mostrando uma variável em 2 níveis - coluna A - e sete
variaveis em tres níveis - colunas B,C,D,E,F e G (Minitab ®)............................................... 44
Figura 4.1 – Fluxograma das etapas para condução do estudo ................................................ 47
Figura 4.2 – Análise termogravimétrica da amostra de pellet feed.......................................... 50
Figura 4.3 – Distribuições granulométricas das amostras de calcário em Mastersizer............ 51
Figura 4.4 – Distribuições granulométricas das amostras de carvão em Mastersizer.............. 52

xiv
Figura 4.5 – Análise termogravimétrica da amostra de calcário (granulometria intermediária)
.................................................................................................................................................. 53
Figura 4.6 – Análise termogravimétrica da amostra de carvão (granulometria intermediária) 53
Figura 4.7 – Misturador Eirich modelo R-08W....................................................................... 55
Figura 4.8 – Disco-piloto utilizado na confecção das pelotas cruas, mostrando: 1) panela do
disco de 1m de diâmetro; 2) raspadores fixos; 3) correia de alimentação e 4) silo de mistura 55
Figura 4.9 – Visão geral do forno de queima piloto (pot grate) da Samarco Mineração S/A.. 56
Figura 4.10 – Set point dos perfis térmicos suave, normal e agressivo utilizado nos testes com
ritmo de produção de (a) 6,75 milhões t /ano, (b) 7,0 milhões t /ano e (c) 7,25 milhões t /ano
.................................................................................................................................................. 57
Figura 4.11 – Tambor de abrasão utilizado no teste de tamboramento.................................... 58
Figura 4.12 – Prensa hidráulica para testes de resistência à compressão, mostrando: a) visão
geral do equipamento; b) detalhe do prato alimentador; c) êmbulo hidráulico; d) distribuição
de freqüência de resultados de resistência à compressão......................................................... 59
Figura 4.13 – Forno rotativo para determinaçao do grau de metalização após redução .......... 60
Figura 5.1 – Gráfico de regressão linear entre o % CaO e a basicidade da pelota queimada .. 62
Figura 5.2 – Gráfico dos efeitos principais para relação sinal/ruído da compressão............... 64
Figura 5.3 – Gráfico dos efeitos principais para a média da compressão ................................ 64
Figura 5.4 – Gráfico dos efeitos principais para relação sinal/ruído do tamboramento........... 67
Figura 5.5 – Gráfico dos efeitos principais para a média do índice de tamboramento ............ 67
Figura 5.6 – Gráficos dos efeitos principais para a relação sinal/ruído do grau de metalização
.................................................................................................................................................. 69
Figura 5.7 – Gráfico dos efeitos principais para a média do grau de metalização................... 69
Figura 5.8 – Gráfico de saída do response optimizer para uma pelota redução direta com
%CaO = 0,75 %; Carbono = 1,15 %; Perfil Térmico = 2 (Normal); % MgO = 0,30 % e Ritmo
de Produção de 7,0 milhões de toneladas/ano.......................................................................... 72
Carbono = 0,95 %; Perfil Térmico = 2 (Normal) e Ritmo de Produção = 7,0 MMt/ano......... 73
CaO = 0,75 %, Granulometria de Insumos = 1 (Grossa), Carbono = 1,15 %; Perfil Térmico =
2 (Normal) e CaO = 0,10 %, .................................................................................................... 74
Figura 5.11 – Gráfico de saída do response optimizer para uma pelota redução direta
produzida com CaO de 0,75 % e carbono na pelota crua de 1,00 % ....................................... 75
produzida com granulometria fina de calcário e carvão .......................................................... 77
Figura 5.13 - Micrografia do centro de pelotas produzidas com granulometria de calcário e
carvão (a) fina e (b) grossa. (aumento de 100x)....................................................................... 77
Figura 5.14 - Micrografia da pelota do teste 16, produzida com granulometria grossa de
calcário e carvão (aumento de 100 x)....................................................................................... 78

xv
Figura 5.15 - Micrografia da pelota do teste 17, produzida com granulometria intermediária de
calcário e carvão (aumento de 500 x)....................................................................................... 78
produzida com teor de carbono de 0,78 %............................................................................... 79
Figura 5.17 – Gráfico de dirpersão entre (a) % carbono da pelota crua e porosidade da pelota
queimada e (b) % carbono da pelota crua e % FeO da pelota queimada ................................. 80
Figura 5.18 – Micrografias de pelotas produzidas com teores de carbono na pelota crua de (a)
0,65 %, (b) 1,00 % e (c) 1,30 % (aumento de 12,5x).............................................................. 81
Figura 5.19 – Micrografias de pelotas produzidas no teste-9 (1,30 % carbono), mostrando as
regiões localizadas (a) na borda, (b) na intermediária e (c) no centro (aumento de 500x)...... 81
Figura 5.20 – Micrografias de pelotas produzidas no teste-5, mostrando as regiões localizadas
(a) na borda, (b) na intermediária e (c) no centro (aumento de 500x) ..................................... 82
Figura 5.21 – Gráfico de contagem de poros das pelotas queimadas obtidas nos testes ......... 82
Figura 5.22 – Gráfico do efeito do % carbono da pelota crua sobre a resistência à compressão
da pelota queimada................................................................................................................... 83
produzida com teor de carbono na pelota crua de 0,95 %........................................................ 85
Figura 5.24 - Micrografias do centro de pelotas queimadas produzidas com teor de CaO de
0,60 % e teor de MgO de (a) 0,30 % e (b) 0,50 % (aumento de 100x).................................... 86
Figura 5.25 – Curvas TGA dos constituintes das pelotas queimadas utilizados no estudo ..... 87
Figura 5.26 – Síntese dos modelos de superfície de resposta obtidos no estudo ..................... 88
Figura 5.27 – Gráfico de dispersão entre resistência à compressão e o índice de tamboramento
.................................................................................................................................................. 90
Figura 5.28 – Gráfico de dispersão entre resistência à compressão e o grau de metalização .. 90

xvi
ÍNDICE DAS TABELAS
Tabela 3.1 – Arranjos ortogonais de Taguchi (PADKE, 1989) ............................................... 45
Tabela 4.1 – Classe de pelotas definida para o estudo............................................................. 48
Tabela 4.2 – Níveis das variáveis (fatores) selecionados para o estudo .................................. 48
Tabela 4.3 – Disposição das variáveis dentro do arranjo ortogonal L-18................................ 49
Tabela 4.4 – Caracterização química, física e mineralógica da amostra de pellet feed ........... 49
Tabela 4.5 - Caraterização química das amostras de calcário, magnesita e carvão mineral.... 51
Tabela 4.6 – Caracterizaçao física das amostras de calcário, magnesita e carvão mineral...... 51
Tabela 4.7 – Balanço de massa para preparação da mistura do experimento 2 ....................... 54
Tabela 5.1 – a) arranjo ortogonal utilizado no estudo, b) dosagem de aditivos, c) análise
química da mistura ................................................................................................................... 61
Tabela 5.2 – Resultados das análises químicas das pelotas queimadas ................................... 61
Tabela 5.3 – Resultados dos testes físicos e metalúrgicos dos experimentos.......................... 63
Tabela 5.4 – ANOVA para relação sinal/ruído e para média da resistência à compressão ..... 63
Tabela 5.5 – ANOVA para relação sinal/ruído e para média da resistência à compressão
suprimindo a variável granulometria dos insumos................................................................... 65
Tabela 5.6 – ANOVA para relação sinal/ruído e para média do tamboramento ..................... 66
Tabela 5.7 – ANOVA para relação sinal/ruído e para média do tamboramento suprimindo as
variáveis % CaO, granulometria dos insumos e % MgO......................................................... 66
Tabela 5.8 – ANOVA para relação sinal/ruído e para média do grau de metalização............. 68
Tabela 5.9 – ANOVA para relação sinal/ruído e para média do grau de metalização
suprimindo a variavel % CaO .................................................................................................. 68
Tabela 5.10 – Significância dos termos do modelo de regressão utilizando os efeitos
principais e os termos quadráticos .......................................................................................... 70
Tabela 5.11 – Significância dos termos do modelo de superfície de resposta para a resistência
à compressão utilizando os efeitos principais e o efeito quadrático do carbono...................... 71
Tabela 5.12 – ANOVA para o modelo de superfície de resposta da resistência à compressão71
Tabela 5.13 – ANOVA para o modelo de superfície de resposta do índice de tamboramento 73
Tabela 5.14 – ANOVA para o modelo de superfície de resposta do grau de metalização ...... 74
Tabela 5.15 – ANOVA para o modelo de superfície de resposta da porosidade..................... 75
Tabela 5.16 – Tabela de características de qualidade e margem de lucro relativa de diferentes
tipos de pelota redução direta................................................................................................... 89

1
1 - INTRODUÇÃO
A pelotização é um processo de aglomeração que visa o aproveitamento da fração ultra-fina
de minério de ferro de concentrados ou de minérios naturais, transformando-a em pelotas,
com características de qualidade adequadas à utilização em altos-fornos e reatores de redução
direta. A composição química das pelotas busca preencher características específicas da carga
metálica dos reatores industriais, ao passo que as propriedades físicas e metalúrgicas são
determinadas, baseadas no seu comportamento durante o transporte, manuseio e
processamento metalúrgico.
Ao longo das últimas décadas, a tecnologia de pelotização de minério de ferro tem evoluído
consideravelmente. Os requisitos das indústrias siderúrgicas têm se tornado mais complexos,
fazendo com que as pelotas sejam produzidas sob encomenda, visando atender às
necessidades dos clientes (PAQUENET, 2005).
Pioneira na explotação de itabirito, minério de baixo teor de ferro, a Samarco Mineração S/A
atua no ramo de mineração desde 1977, produzindo e exportando pelotas de minério de ferro
de alta qualidade. As principais minas são Alegria-126, Alegria-345 e Alegria-9, localizadas
no complexo Alegria, e são constituídas de itabiritos hematíticos hidratados (COSTA, 2005).
Na unidade de Germano é produzido o concentrado, cuja composição mineralógica é,
predominantemente, constituída de hematita especular e martítica, contendo quantidades
apreciáveis de goethita. Este é transportado por um mineroduto até a unidade de Ponta Ubu,
onde é filtrado, recebe a adição de insumos, é pelotizado em discos para posterior produção de
pelotas queimadas em fornos do tipo grelha móvel. O mix atual de produção é de 41 % de
pelotas para alto-forno e 59 % de pelotas para redução direta. Grande esforço tem sido
empregado na consolidação do mercado de redução direta, que tem merecido destaque
especial, principalmente, devido ao seu maior valor de mercado.
Uma adequada resistência física das pelotas queimadas é o objetivo principal de uma planta
industrial e é, freqüentemente, usado como parâmetro de controle do processo produtivo
(BATTERHAM, 1986), isto é, tem relação direta com a produtividade dos fornos de
pelotização. Isso é, particularmente, importante para o contexto da Samarco, onde se
empregam minérios hematíticos-goethíticos que impactam, negativamente, o binômio
resistência física-produtividade (TORÍBIO, 2001; SÁ, 2003; FONSECA, 2004).

2
De acordo com a literatura, diversas variáveis do processo industrial influenciam, de forma
acentuada, na resistência física de pelotas queimadas. A análise desta influência, utilizando
bancos de dados industriais, é bastante complexa e problemática, considerando os ruídos
presentes no processo produtivo e o fato de trabalhar-se com grandes quantidades de pelotas.
Estudos em escala piloto (pot-grate) com utilização de projetos de experimentos, são partes
essenciais de um programa, visando melhorar a qualidade das pelotas, no qual o número de
testes é dependente do número de fatores estudados e dos seus níveis.
Neste sentido, às vezes, o custo de levar-se adiante um projeto de experimento torna-se muito
alto, devido ao grande número de combinações existentes entre as variáveis. A utilização da
metodologia de Taguchi permite avaliar, de forma eficiente, a influência sobre uma ou mais
variáveis resposta, de um conjunto de fatores, em diversos níveis, com um mínimo de testes
experimentais, possibilitando a obtenção de produtos robustos, menos sensíveis às variações
(ruídos) do processo produtivo.
O Método de Taguchi, também denomidado de “Engenharia da Qualidade”, “Projeto
Robusto” ou “Engenharia Robusta” já foi empregado com sucesso em várias áreas do
conhecimento em todo o mundo. Muitas dissertações de mestrado e teses de doutorado já
foram realizadas, tendo como tema a metodologia de Taguchi. Alguns trabalhos
desenvolvidos no Brasil, que datam de 1991 a 2001, foram citados por BORGES (2005). No
entanto, nenhum estudo, até o momento, abordou a utilização da metodologia dentro da área
de pelotização de minério de ferro.
Neste contexto, objetiva-se estudar em escala-piloto o efeito das principais variáveis do
processo produtivo de pelotização da Samarco Mineração S/A, sobre os resultados de
resistência física de pelotas de redução direta, por meio da utilização do método de Taguchi.

3
2 - OBJETIVOS
São objetivos específicos deste trabalho:
- Estudar, em escala piloto (pot-grate), o efeito de 6 (seis) fatores importantes para o processo
produtivo de pelotização da Samarco, sobre a média e a variabilidade dos resultados de
resistência à compressão a frio, índice de tamboramento e grau de metalização das pelotas de
redução direta, por meio da utilização do método de Taguchi, visando obter ganhos nestas
características de qualidade;
Os fatores avaliados foram: granulometria dos insumos (calcário e carvão), teor de carbono da
pelota crua, teor de CaO e MgO da pelota queimada, perfil térmico e ritmo de produção do
forno de endurecimento.
- Identificar e definir o nível desses seis fatores, visualizando a região de comprometimento
ou acordo - trade-off (1)
- dos resultados de resistência à compressão, índice de tamboramento
e grau de metalização, buscando otimizar a margem de lucro relativa das pelotas produzidas
para utilização em reatores de redução direta.
___________________________________________________________________________
(1)
Trade-off: expressão que define situação de escolha, isto é, quando uma ação que visa a
solução de um determinado problema traz inevitavelmente consequência negativa a outro(s)
(http://pt.wikipedia.org/wiki/Trade-off)

4
3 - REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Neste capítulo é apresentada uma revisão bibliográfica sobre o processo de pelotização de
minério de ferro, com ênfase no entendimento do efeito das seguintes variáveis de matérias-
primas e processo sobre as propriedades físicas (principalmente resistência à compressão) das
pelotas queimadas: granulometria dos insumos (calcário e carvão), teor de carbono da pelota
crua, teor de CaO e MgO da pelota queimada e perfil de queima do forno de endurecimento.
Conceitos sobre a teoria de sinterização e otimização de processos, por meio dos métodos de
Taguchi de Engenharia Robusta também fazem parte deste capítulo.
3.1 – Processo de Pelotização de Minério de Ferro
O processo de pelotização de minério de ferro teve início no final dos anos 40, principalmente
nos E.U.A., como um processo de aglomeração do concentrado produzido pelo
beneficiamento de minério magnetítico, denominado taconito, de baixos teores (~30% Fe) que
tinham que ser moídos abaixo de 200 # (74 m) para liberar a ganga e elevar o teor de Fe
acima de 64 % por separação magnética. As plantas de pelotização tinham a vantagem
adicional de poderem ser construídas perto das minas e as pelotas transportadas até as usinas
siderúrgicas, enquanto as plantas de sinterização precisavam, necessariamente, estarem
localizadas dentro de usinas integradas, pois o sinter não podia ser transportado por longas
distâncias sem deterioração da qualidade (KALLURAYA et al., 2006).
No início dos anos 70, o aumento da demanda mundial por minérios com altos teores de Fe
levou à descoberta de novos depósitos de minérios de ferro de diferentes composições
química e mineralógica em vários países. Tal fato representou um marco na tecnologia do
processo de pelotização que passou a utilizar diferentes “blends” de minérios naturais e
concentrados provenientes de diferentes minas, dando início à construção de novas plantas
pelotizadoras próximas a portos, dentre as quais: VALE (Tubarão), Samarco (Ponta Ubu),
Marcona (Peru), Wabush (Canadá), Hamersley e Robe River (Austrália).
Atualmente, as duas principais tecnologias utilizadas para produção de pelotas de minério de
ferro são a grelha móvel com forno rotativo (grate kiln) e a grelha móvel (traveling grate). No
forno tipo grate kiln as reações de oxidação ocorrem em um leito estacionário de pelotas.

5
Logo em seguida, as pelotas são carregadas em um forno rotativo para serem sinterizadas. No
forno tipo traveling grate, o leito estacionário de pelotas é transportado por meio de carros de
grelha pelas zonas de secagem, pré-queima (oxidação), queima (sinterização) e resfriamento.
Basicamente uma planta de pelotização é constituída de duas etapas principais, conforme
mostrado na Figura 3.1.
Figura 3.1 – Etapas de uma planta de pelotização (MARTIN)
A primeira etapa compreende a formação das pelotas cruas (ou verdes) em discos ou
tambores, onde o minério de ferro, constituído por partículas, extremamente finas com
distribuição granulométrica adequada, após ter sido misturado aos aditivos, é pelotizado com
adição ou não de água complementar. Nesta etapa, a função dos aditivos, dentre os quais se
destacam o calcário, a magnesita, o carvão e o aglomerante, é corrigir as características
químicas e de aglomerabilidade do minério de ferro, visando o atendimento das etapas
posteriores. Cabe ressaltar que a adequação da composição química visa o atendimento das
especificações de qualidade, exigidas pelos clientes, e influenciam de forma decisiva as
características físicas e metalúrgicas finais da pelota queimada.
Na segunda etapa, as pelotas verdes são submetidas ao tratamento térmico, onde são secas,
pré-aquecidas, queimadas e resfriadas, por meio de ciclos térmicos pré-determinados, visando
a produção das pelotas queimadas.
Finos Naturais Concentrado
Secagem
Moagem
Filtragem
Mistura
Pelotamento
Secagem
Pré-Queima
Queima
Resfriamento
Pelotas
Aditivos
Preparação
das
Matérias
Primas e
Aditivos
para
Formação
da Pelota
Crua
Etapa Fluxograma do Processo de Pelotização
Ciclo
Térmico no
Forno de
Pelotização
para
Produção
da Pelota
Queimada
Finos Naturais Concentrado
Secagem
Moagem
Filtragem
Mistura
Pelotamento
Secagem
Pré-Queima
Queima
Resfriamento
Pelotas
Aditivos
Preparação
das
Matérias
Primas e
Aditivos
para
Formação
da Pelota
Crua
Etapa Fluxograma do Processo de Pelotização
Ciclo
Térmico no
Forno de
Pelotização
para
Produção
da Pelota
Queimada

6
A Figura 3.2 apresenta o fluxograma esquemático de uma planta de pelotização da Samarco
Mineração S/A que utiliza forno do tipo grelha móvel.
Figura 3.2 – Fluxograma de uma planta de pelotização da Samarco
Uma das principais vantagens da tecnologia do forno tipo grelha móvel é a utilização de
vários queimadores nas zonas de pré-queima e queima, o que permite que os perfis de
temperatura, ao longo do forno, possam ser ajustados para tratamento térmico de matérias-
primas (minério de ferro e aditivos) de diferentes características (SURESH, 2006).
Tipicamente, o perfil térmico de um forno grelha móvel é composto por 4 fases: secagem (S),
pré-queima (PQ), queima (Q) e resfriamento (R). A Figura 3.3 mostra um desenho
esquemático de um forno de pelotização.
Figura 3.3 – Forno de pelotização Samarco (FONSECA et al., 2005).
O fluxo de gás primário atravessa o leito de pelotas duas ou três vezes; inicialmente, em
sentido ascendente, na primeira fase do resfriamento. Este fluxo é então distribuído e é
direcionado, de forma descendente, pelo leito nas zonas de queima (Q) e pré-queima (PQ).
Tipicamente, parte deste gás é recuperada e utilizada ou na primeira etapa da secagem de
forma ascendente (SA) ou descendentemente na segunda etapa da secagem (SD).

7
O fluxo de gás secundário passa, ascendentemente, pela segunda fase do resfriamento e,
então, é usado na primeira ou na segunda fase da secagem (para complementar a rota do fluxo
de gás primário). Como o primeiro fluxo gasoso sai do primeiro estágio do resfriamento, ele
possui uma temperatura média de 1000 ºC. Junto com o calor dos queimadores nas zonas de
pré-queima (PQ) e queima (Q), o novo fluxo gasoso destas zonas é dividido para queimar as
pelotas a, aproximadamente, 1300ºC. A temperatura do gás destas zonas é, normalmente, da
ordem de 400ºC. Parte deste fluxo de gás é então usado, junto com o gás da saída do
resfriamento, a temperaturas entre 200ºC e 400ºC, para secar o leito de pelotas, reduzindo o
spalling (fenômeno de fragmentação das pelotas devido à pressão do vapor gerado, quando as
pelotas são secas a taxas muito rápidas; tipicamente, causado pela utilização de fluxo gasoso
com temperaturas muito altas).
Outra preocupação é a fragilização das pelotas molhadas, devido (1) ao próprio peso delas no
leito, (2) a re-condensação da umidade do fluxo de gás, retornando para dentro do leito, e (3)
as forças exercidas pela queda de pressão, gerada pelo fluxo gasoso através do leito. Estas são
as razões predominantes, pelas quais a maioria dos fornos de pelotização usa zonas de
secagem.
A Figura 3.4 apresenta exemplo do perfil térmico de um forno de pelotização do tipo grelha
móvel, que, além das 4 zonas descritas acima, possui também uma zona de pós-queima,
servindo de etapa intermediária entre a queima e o resfriamento.
Figura 3.4 - Perfil térmico de um forno tipo Grelha Móvel (www.outokumpu.com.br)
Como produto do processo de pelotização são obtidas pelotas queimadas com características
físicas, químicas e metalúrgicas adequadas, visando o processamento metalúrgico nos altos-
fornos e reatores de redução direta, cuja utilização como componente da carga metálica
apresenta vantagens, quando comparada ao sinter e aos minérios granulados, destacando-se
sua elevada resistência física, alta metalização, boa porosidade e uniformidade de tamanho.

8
3.2 – Propriedades Químicas, Físicas e Metalúrgicas das Pelotas de Minério de Ferro
As propriedades das pelotas de minério de ferro são influenciadas pela tipologia e natureza do
minério ou concentrado, pelos aditivos utilizados e pelo subseqüente tratamento térmico para
produção das pelotas queimadas (RIGAUD, 1992). A interação entre os constituintes do
concentrado e dos aditivos, isto é, óxidos de ferro, ganga, fundentes e carbono, resulta na
formação de várias fases mineralógicas, as quais afetam o grau e a natureza das ligações na
pelota e a estrutura e distribuição dos poros, determinando em larga escala as características
físicas e metalúrgicas das pelotas, destinadas aos processos de redução: altos-fornos e reatores
de redução direta.
A resistência física das pelotas é medida, principalmente, pelos índices de tamboramento e
resistência à compressão a frio, melhorando, à medida que ocorre o aumento de ambos.
Quanto ao aspecto metalúrgico, as pelotas devem ter alta redutibilidade com adequado
volume e tamanho de poros, desde que sua resistência física não seja prejudicada.
Nesse trabalho, os esforços foram direcionados para a verificação da influência das variáveis
do processo de pelotização citadas, no início deste capítulo, sobre as propriedades físicas
(tamboramento e compressão) e metalúrgicas (grau de metalização) de pelotas para utilização
em reatores de redução direta. Esta classe de pelotas caracteriza-se pelo elevado teor de Fe
(ferro total) e níveis reduzidos de óxidos básicos (CaO e MgO) e de ganga, principalmente,
SiO2 e Al2O3, conforme mostrado na Figura 3.5.
Figura 3.5 - Percentuais de ferro e de escória de pelotas, comercializadas para o mercado de
redução direta (FONSECA, M.C., 2004; apud ARAÚJO, 2007)

9
A produção de pelotas resistentes e altamente redutíveis é possível a partir de uma ampla
faixa de combinações de temperatura e tempo de queima. O aumento de ambas melhora a
abrasão e a compressão, mas piora a redutibilidade, requerendo um “acordo”. Quando a
quantidade de calcário é muito baixa para formar uma quantidade de escória adequada para as
ligações, o tamboramento e a compressão podem ser inadequados. Grandes adições de cal
tendem a aumentar o tamboramento e a compressão com efeito desprezível na redutibilidade.
(BOWLING, 1980)
Reconhecendo a complexidade do processo de pelotização, vários autores (CRIBBES e
KESTNER, 1977; BOWLING, 1980; SRINIVAS, 2007) avaliaram, em um mesmo programa
de estudo, os efeitos das condições de queima, do tipo e granulometria do minério, e dosagem
de aditivos sobre as propriedades de pelotas de minério de ferro.
Descrevem-se, a seguir, os mecanismos envolvidos no desenvolvimento das propriedades das
pelotas de minério de ferro.
3.2.1 – Desenvolvimento das Propriedades das Pelotas
Segundo MEYER (1980), dois tipos de ligações térmicas são decisivos para as propriedades
das pelotas hematíticas :
a) mudança da estrutura cristalina durante a queima, por transformação ou crescimento
dos cristais;
b) reação dos constituintes da escória formada que presentes como ganga nos minérios
ou concentrados, ou adicionados antes da formação das pelotas, tais como bentonita,
quartzo ou aditivos básicos. Os componentes básicos reagem com os componentes
ácidos e, sob certas condições, também com o óxido de ferro.
Visto que os minérios ou concentrados sempre têm uma certa quantidade de ganga e que
também aditivos são, usualmente, utilizados na produção das pelotas, ambos os mecanismos
de ligação ocorrem, simultaneamente, sob condições normais de operação.
O processo de endurecimento (sinterização) das pelotas via suprimento de calor por gases
quentes de combustão, ocorre em dois estágios: pré-queima e queima. Na pré-queima, de
acordo com o tipo de minério envolvido, a temperatura é elevada de 300-350 ºC para 1250-
1340 ºC, através de um contínuo e controlado suprimento de calor. No estágio seguinte, de

10
queima, a carga de pelotas é mantida em uma temperatura ideal para cada tipo de minério, por
um período determinado.
A velocidade da pré-queima depende, sobretudo, dos componentes contidos na pelota, sendo
que os tipos de ligações decisivas para a obtenção das propriedades finais das pelotas surgem
na zona de queima. (MEYER, 1980)
3.2.1.1 – Mecanismos de Desenvolvimento da Resistência Física
Para pelotas produzidas sem utilização de fundentes, o aumento da resistência é associado
com as reações de sinterização (ligação por difusão), acompanhado por um aumento na
densidade da pelota e um decréscimo no volume. Em pelotas com adição de fundentes, fases
líquidas aparecem durante o aquecimento e o aumento na densidade pode ocorrer muito mais
rapidamente. O reagrupamento das partículas pode levar a uma grande redução na área
superficial e retração. As fases líquidas podem também auxiliar o desenvolvimento de reações
químicas e precipitação de soluções, as quais, posteriormente, aumentam a resistência.
(BATTERHAM, 1985)
Devido à difusão atômica que ocorre em altas temperaturas, próxima ao ponto de fusão, os
átomos difundem de uma partícula para outra, formando pontes entre elas, cuja energia da
superfície é maior que a da partícula, o que induz à difusão preferencial da superfície da
partícula para a ponte, cujo tamanho aumenta. A presença de uma fase líquida entre as
partículas permite aumentar a difusão e acelerar a sinterização. (JULIEN, 2007) Na Figura 3.6
é mostrado um desenho esquemático do fenômeno de sinterização.
.
Figura 3.6 – Desenho esquemático do fenômeno de sinterização. (JULIEN, 2007)
Além da ligação dos grãos, por meio de pontes, ocorre agregação das partículas (crescimento
de algumas e consumo de outras), recristalização e crescimento do grão (então, uma parcela
da matriz formada pela agregação das várias partículas tem a mesma orientação do seu plano

11
cristalográfico, consistindo, assim, de um único cristal, embora de superfície muito irregular),
ao redor dos poros. (WYNNYCKYJ & FAHIDY, 1974)
A Figura 3.7 mostra a micrografia de uma pelota crua, antes do processo de queima e uma
pelota queimada.
(a) (b)
Figura 3.7 – (a) Micrografia de uma pelota crua seca para alto-forno (b) Micrografia de uma
pelota para alto-forno sinterizada a 1360°C (FONSECA, 2003)
A matriz que consiste, inicialmente, de partículas dispersas, com uma ampla distribuição
granulométrica, transforma-se em uma rede sólida contínua, rodeada por poros.
3.2.1.1.1 – Retração das Partículas e Formação de Poros Durante a Sinterização
A força motriz do processo de sinterização é a diminuição da energia livre, via diminuição da
superfície e, para que isto ocorra, é necessário o deslocamento de matéria, que sairá das
partículas em direção à porosidade, preenchendo-a. Durante a sinterização, o crescimento do
pescoço (ou ponte), pelo movimento de massa para o mesmo, é desejável, pois reduz a
energia livre pela redução da área superficial total (Figura 3.8).
Figura 3.8 – Micrografia em MEV da formação de pescoço (ou ponte) entre duas partículas
esféricas de mesmo tamanho, induzidas pelo processo de sinterização. (GERMAN, 1983)
200x 200x

12
Os mecanismos de transporte, reconhecidamente importantes na sinterização de óxidos, são
difusão por superfície, difusão por contorno de grão e difusão por volume. Adicionalmente,
fluxo viscoso, deformação plástica e evaporação/condensação são importantes na sinterização
de outros sólidos e, possivelmente, para os óxidos também. Além disso, o mecanismo
dominante deve variar com a temperatura, tamanho das partículas e tempo de sinterização.
Difusão por superfície pode levar ao crescimento de pescoço ou ponte (Figura 3.9.a) e
aumentar a resistência de um aglomerado, constituído de muitas partículas sem, entretanto,
ocorrer retração. Retração e densificação (Figura 3.9.b) deveriam envolver contornos de grão,
servindo como absorvedor de vacâncias e também, como difusão por volume e/ou contorno
de grão. (WYNNYCKYJ & FAHIDY, 1974)
Figura 3.9 – Geometria do modelo de sinterização de duas esferas, (a) formação de pescoço
com ausência de retração, (b) acompanhado de retração – um contorno de grão forma no
pescoço. (WYNNYCKYJ & FAHIDY, 1974)
A retração é de fundamental importância para a sinterização e é associada ao desenvolvimento
da resistência. Os estágios iniciais da sinterização, quando a consolidação é somente pelo
crescimento do pescoço (ou ponte) entre as partículas, sem que estes se choquem com algum
outro, são bem descritos pela equação de contração : (BATTERHAM, 1985)
L/Lo = kt n
onde L é a mudança na dimensão do compacto, Lo é a dimensão inicial do compactado, k é
a constante de Boltzmann, t é a temperatura absoluta e n é o expoente característico do
mecanismo predominante.
r = raio da esfera
x = tamanho do pescoço ou ponte
Lo = comprimento incial das partículas
L = comprimento final das partículas
L = retração das particulas
A1 = Difusão por volume, da superfície
para o pescoço ou ponte.
A2 = Difusão por volume, do contorno de
grão para o pescoço
B = Difusão por contorno de grão
C = Difusão por superfície
a) b)
B

13
Outra medida da sinterização é a relação entre o tamanho do pescoço (X) e o diâmetro da
partícula (D). As Figuras 3.10 e 3.11 mostram os estágios de sinterização, respectivamente,
para um modelo de duas esferas e para um aglomerado de partículas.
Figura 3.10 – Estágios da sinterização no estado sólido (a) ponto de contato (b) estágio inicial
(c) estágio intermediário e (c) estágio final.
Figura 3.11 – Desenvolvimento da ligação entre as partículas, no qual a microestrutura é
transformada durante o processo de sinterização. (GERMAN, 1983)
O estágio inicial da sinterização ocorre quando a relação do tamanho do pescoço, X/D, for
menor do que 0.3 (Figura 3.10 b e 3.11 b). Durante este estágio, a cinética é dominada pelo
gradiente de curvatura perto do pescoço das interpartículas. A estrutura do poro é aberta e
(a) Partículas livres (início do crescimento das ligações)
(b) Estágio inicial (contração do volume de poros)
(c) Estágio intermediário (formação dos contornos
de grãos nos contatos)
(d) Estágio final (poros ficam isolados)
Ponto
inicial de
contato
Primeiro
estágio
formação
de pescoço
Segundo
estágio
crescrimento
do pescoço
Terceiro
estágio
Esfera
coalescida
Partícula esférica
D = diâmetro
X = tamanho do pescoço
contorno
de grão
70 a 92 %
densidade
teórica
> 92 %
densidade
teórica
a)
b)
c)
d)
Ponto
inicial de
contato
Primeiro
estágio
formação
de pescoço
Segundo
estágio
crescrimento
do pescoço
Terceiro
estágio
Esfera
coalescida
Partícula esférica
D = diâmetro
X = tamanho do pescoço
contorno
de grão
70 a 92 %
densidade
teórica
> 92 %
densidade
teórica
a)
b)
c)
d)

14
interconectada inteiramente, embora a forma do poro não seja muito lisa e o tamanho do grão
não seja maior que o tamanho inicial da partícula.
No estágio intermediário, a estrutura do poro é muito mais lisa, a densidade está entre 70 % e
92 % da teórica e o aglomerado possui uma estrutura cilíndrica interconectada (Figura 3.10-c
e 3.11-c). As propriedades do aglomerado são desenvolvidas, predominantemente, neste
estágio. É comum que um considerável crescimento do grão ocorra na última parcela do
estágio intermediário de sinterização. Isto é acompanhado por uma possível isolação do poro.
Um tamanho de grão pequeno é muito importante para manter-se uma taxa elevada de
sinterização. O crescimento do grão e a separação dos poros, nos contornos de grão, são
eventos desfavoráveis, com respeito à densificação do aglomerado. O crescimento do grão
ocorre no final do estágio intermediário; assim, o tamanho de grão é maior que o tamanho da
partícula inicial.
A rede aberta de poros torna-se, geometricamente, instável, quando a porosidade contrai para,
aproximadamente 8 %, (92 % da densidade teórica). Neste momento, os poros cilíndricos
desdobram-se em poros esféricos, que não são eficazes no retardamento do crescimento dos
grãos (Figura 3.10 d e 3.11 d). O aparecimento de poros isolados sinaliza o começo do estágio
final de sinterização e de lenta densificação. A presença de gás nos poros, neste momento,
limitará o valor final da densidade.
A geometria dos poros varia em função da sua localização, ou seja, poros situados no interior
dos grãos tendem a forma esférica, enquanto os poros situados nas faces e arestas dos grãos
tendem a forma lenticular e, finalmente, poros situados nos cantos dos grãos tendem a forma
de tetraedros arredondados (Figura 3.12). (GERMAN, 1996; apud MOLISANI, 2004)
Figura 3.12 – Geometria e localização dos poros (GERMAN, 1996; apud MOLISANI, 2004)

15
Os poros isolados podem ser eliminados por um ou mais mecanismos de transporte de
matéria, dependendo da sua localização no grão. (CHIANG et al., 1997; apud MOLISANI,
2004) Se a mobilidade do poro for mais lenta que a mobilidade do contorno de grão em
crescimento, o poro tenderá a ficar isolado no interior do grão, resultando em uma lenta
densificação, porque a eliminação do poro se dará, somente, por difusão pela rede.
(GERMAN, 1996; apud MOLISANI, 2004) Por outro lado, se a mobilidade do poro é
elevada, este poderá permanecer unido ao contorno, resultando em rápida densificação,
porque os poros serão eliminados por difusão pela rede e/ou pelo contorno de grão. A
mobilidade do contorno de grão depende da taxa de difusão dentro do contorno de grão,
enquanto a mobilidade do poro depende da curvatura do poro (tamanho do poro) e dos
mecanismos de transporte da matéria. (GERMAN, 1996; apud MOLISANI, 2004)
Para as pelotas de minério de ferro, onde há porosidade entre e dentro das partículas de
minério e formação de escória, o processo de difusão não ocorre seguindo um modelo pré-
estabelecido. A difusão acontece entre as partículas de minério de ferro e entre estas fases
escorificadas. Estas últimas, por sua vez, têm seus átomos difundidos entre si e entre outras
fases escorificadas contendo espécies diferentes. Estudos de TORÍBIO (2001) e SÁ (2003)
concluíram que a eficiência de sinterização é influenciada pela tipologia do minério
processado, com destaque para seus teores de hematita (especular e porosa) e goethita. Para
cada tipo mineralógico que compõe o minério, as características intrínsecas são diferentes
(densidade real, difusividade térmica, área superficial) e estas diferenças podem levar a
comportamentos distintos durante a sinterização.
PÉREZ-MAQUEDA (1999), BALEK (2002) e CANN (2004) estudaram o efeito da
temperatura de aquecimento sobre a formação de poros e coalescimento de partículas
sintéticas de goethita e hematita porosa. Segundo os autores, a goethita pura decompõe-se em
hematita em dois estágios : (a) retirada da água de hidratação a temperaturas entre 120 ºC e
140 ºC e (b) des-hidrolização da goethita entre 250 ºC e 350 ºC; o produto final da
decomposição térmica da goethita, aquecida a 350 ºC, é a hematita porosa.
A Figura 3.13 apresenta micrografia eletrônica de varredura (MEV) de uma amostra de
hematita ( Fe2O3), obtida a partir da decomposição (des-hidrolização) da goethita
( FeOOH), mostrando o formato esférico dos poros no interior dos grãos.

16
Figura 3.13 – Micrografia (MEV) de hematita porosa obtida por decomposição de amostra
sintética com 100 % de goethita. (PÉREZ-MAQUEDA et al., 1999)
A Figura 3.14 mostra os resultados das análises de área supercifical (S), termogravimetria
(TG), diferencial de temperatura (DTA) e emanação térmica (ETA) da amostra sintética
composta por 100 % de goethita, testada por BALEK (2002). Segundo o autor, as curvas de
TG e DTA mostram, somente, os efeitos correspondentes à perda da água de hidratação
(130ºC) e a liberação da água estrutural (de cristalização) a 275ºC. O significante aumento na
taxa de liberação de radiação, E, observado na curva do ETA, no intervalo de temperatura
entre 70 e 310 ºC, corresponde à formação de microporos nas partículas desidratadas. Para
temperaturas acima de 350ºC, o valor de E decresce rapidamente, indicando o
desaparecimento dos microporos e o seu acúmulo nos macroporos.
S (m2/g)
E
Liberação
de Radiação
(unid. relativa)
TEMPERATURA (ºC)
S
200
100
0
ETA
DTA exotérmico
endotérmico
T
0 200 400 600 800 1000
m
(mg) TG
0
2
S (m2/g)
E
Liberação
de Radiação
(unid. relativa)
TEMPERATURA (ºC)
S
200
100
0
ETA
DTA exotérmico
endotérmico
T
0 200 400 600 800 1000
m
(mg) TG
0
2
Figura 3.14 – Resultados das análises de área superficial (S), emanação térmica (ETA),
diferencial de temperatura (DTA) e termogravimetria (TA) durante transformação da goethita
em hematita porosa (BALEK, 2002)

17
Para temperaturas acima de 720ºC, a alta mobilidade dos átomos, no cristal, leva ao aumento
de E. Este aumento na mobilidade causa a perda do formato anisotrópico das partículas de
hematita, a sinterização entre elas e o posterior decréscimo da área superficial (S), como
observado na Figura-3.14 na região entre 720 e 850ºC.
A Figura 3.15 mostra que uma intensa aglomeração e sinterização entre as partículas ocorrem
a, aproximadamente, 850 ºC, resultando na formação de partículas coalescidas de Fe2O3,
de formato irregular, e rodeada por poros (Figura 3.16-d). Este fenômeno foi indicado na
curva de ETA, pelo momentâneo decréscimo de E para temperaturas de cerca de 850ºC.
Figura 3.15 –Micrografia (MEV) de uma amostra de goethita (a) à temperatura ambiente, (b)
aquecida a 520 ºC, (c) aquecida a 680 ºC e (d) aquecida a 850 ºC (BALEK, 2002)
Em certos casos, a presença de aditivos pode auxiliar o coalescimento das partículas de
minério de ferro durante o aquecimento (sinterização). O CaO, por exemplo, favorece a
difusão atômica, aumentando a mobilidade dos elétrons na estrutura das pelotas. Isto ocorre
porque o CaO reage com a hematita e com a sílica, formando fases escorificadas, cujo ponto
de fusão, normalmente, é menor do que o ponto de fusão dos elementos puros. A presença de
uma fase líquida, capaz de dissolver algumas das partículas sólidas, produz um caminho de
transporte que é, geometricamente, o mesmo pelo contorno do grão na sinterização da fase
sólida. (NEWITT, 1958) Essas fases, em contato com a superfície das partículas de hematita,
funcionam como um veículo de transporte para o processo de difusão atômica .
poros

18
Desta forma, quanto mais se processa a difusão atômica e a mobilidade de elétrons, mais
eficiente é a sinterização e o crescimento dos grãos, partindo da superfície de contato entre as
partículas de minério de ferro. À medida que a relação X/D (Figura 3.10) aumenta, mais
expressivo é o crescimento dos grãos de hematita. A Figura 3.16 mostra o resultado de testes,
que evidenciam a influência do CaO, e da temperatura de queima no crescimento dos grãos de
hematita.
Figura 3.16 – Resultado de testes que evidenciam a influência do CaO e da temperatura de
queima no tamanho dos grãos de hematita (MEYER, 1980)
A Figura 3.17 (a) e (b) mostra micrografias do centro de pelotas, produzidas com diferentes
teores de CaO e submetidas a um mesmo perfil de temperatura, evidenciando o tamanho dos
grãos de hematita e o preenchimento de cavidades internas, com fases silicatadas, formadas
durante a queima. É notável que, na microestrutura da figura 3.3 (b), houve maior crescimento
de grão.
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
1100 1200 1300 1400
Temperatura de Queima (°C)
TamanhodoGrão(logd³)
0% CaO
1% CaO
2% CaO
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
1100 1200 1300 1400
Temperatura de Queima (°C)
TamanhodoGrão(logd³)
0% CaO
1% CaO
2% CaO

19
Silicatos
Silicatos
(a) – Pelota com teor de CaO=0,55%
Centro da pelota. Aumento 500X
(b) – Pelota com teor de CaO=2,0%
Silicatos
Silicatos
(a) – Pelota com teor de CaO=0,55%
(b) – Pelota com teor de CaO=2,0%
Figura 3.17 (a) e (b) - Micrografias do centro de pelotas, produzidas com diferentes teores de
CaO e submetidas a um mesmo perfil de temperatura (FONSECA, 2003)
Em geral, os aditivos de sinterização favorecem a densificação quando: (CHIANG et al.,
1997; apud MOLISANI, 2004) (i) diminuem a taxa de engrossamento (coarsening) em
estágios iniciais da sinterização; (ii) aumentam a taxa de densificação; (iii) diminuem a taxa
de crescimento de grão; e (iv) aumentam a mobilidade do poro, para que não ocorra a
separação poro-contorno de grão.
3.2.1.1.2 – Ocorrência de Trincas e Formação de Estrutura Duplex na Pelota Queimada
Alguns trabalhos têm mostrado a ocorrência de trincas e formação de estrutura duplex durante
o tratamento térmico de endurecimento (sinterização) das pelotas no forno de pelotização,
mostrando o efeito destes fenômenos sobre a queda da resistência física das pelotas
queimadas.
FONSECA (2004), estudando a influência da distribuição granulométrica do pellet feed no
processo de aglomeração e na qualidade de pelotas para processos de redução direta,
identificou a ocorrência de dois tipos de trincas durante o tratamento térmico das pelotas:
1) Trincas térmicas (Figura 3.18-a): decorrentes do choque térmico nas pelotas na transição
da etapa de secagem descendente para a etapa de pré-queima, que por sua vez é também
uma conseqüência da deficiência na etapa de secagem.
2) Trincas de resiliência (Figura 3.18-b): resultantes de esforços de compressão nas pelotas
nas etapas de secagem em função do excesso de umidade nas camadas superiores durante o
aquecimento do leito de pelotas;

20
Figura 3.18 – Pelotas com trincas (a) térmicas e (b) de resiliência (FONSECA, 2004).
Segundo o autor, as trincas de resiliência estão associadas à perda de resistência, que por sua
vez está associada à saturação dos poros da pelota com água. As trincas térmicas foram
associadas à secagem das pelotas e ao perfil térmico do forno. A minimização das trincas foi
obtida através de uma adequação do perfil térmico do forno, com melhoria da etapa de
secagem das pelotas, e otimização dos gradientes de temperaturas entre as zonas de secagem
descendente, pré-queima e queima.
Outro fenômeno que deve receber atenção especial refere-se às mudanças na estrutura
cristalina da matriz da pelota durante o tratamento térmico no forno de pelotização. A
transformação da hematita hexagonal em magnetita cúbica, gera tensões internas que
enfraquecem a estrutura das pelotas (LEITE, 1993), sendo que parte da magnetita deve se
reoxidar dando origem à hematita secundária ou reoxidada.
A Figura 3.19 mostra o arranjo dos átomos da hematita (hexagonal compacto) e magnetita
(cúbico de face centrada).
Figura 3.19 – Arranjo dos átomos de (a) hematita (hexagonal compacto) e magnetita (cúbico
de face centrada). (SMALLMAN, 1999)
b) trincas de resiliênciaa) trincas térmicas
a) Hematita (HC) b) Magnetita (CFC)

21
Segundo MEYER (1980) para que ocorra a dissociação térmica em pelotas de minério de
ferro, a condição indispensável é que a pressão parcial de oxigênio na hematita ultrapasse a
pressão parcial de oxigênio na fase gasosa que compõe o ambiente do forno de pelotização. O
equilíbrio da reação de dissociação [3.1] tende para a esquerda até temperaturas de cerca de
1400 ºC. Entretanto, à altas temperaturas começa a dissociação térmica da hematita e o
equilíbrio muda para a direita, causando a formação da magnetita.
Fe2O3  Fe3O4 + ½ O2 [3.1]
A dissociação da hematita começa à baixas temperaturas se as pelotas contiverem aditivos
básicos. De acordo com a quantidade destes aditivos a temperatura de transformação cai e a
porção de magnetita nas pelotas aumenta, conforme mostrado na Figura 3.20.
Figura 3.20 – Efeito do CaO sobre a temperatura de formação da magnetita (MEYER, 1980)
Sem adição de CaO as pelotas praticamente permanecem sem a formação de magnetita até a
temperatura de 1400 ºC (curva-I). O aumento no teor de CaO nas pelotas favorece a
transformação da hematita em magnetita (curvas II, III e IV). Este fenômeno é explicado pelo
aumento da temperatura dentro das pelotas, devido ao calor exotérmico de formação das
cálcio-ferritas e seu adicional calor de fusão, o que trás um superaquecimento do núcleo da
pelota para temperaturas superiores a 1400 ºC, levando à formação da magnetita.
O calor exotérmico causado pela formação da ferrita pode levar a um superaquecimento e
amolecimento do núcleo da pelota e a formação de uma estrutura vítrea por onde, durante o
resfriamento, a reoxidação é impedida. A tendência de formação de magnetita das pelotas que
contêm elevado valor de CaO pode ser reduzida através do abaixamento da temperatura de
queima (MEYER, 1980).
0,0
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
1150 1200 1250 1300 1350 1400 1450
Temperatura de Queima (o
C) →
MagnetitanaPelota(%)→
I - 0 %CaO
II - 1 %CaO
III - 2 %CaO
IV - 3 %CaO
IV
III
II
I
9,6 %

22
Além da dissociação térmica a hematita pode formar magnetita através de redução química.
No entanto, ainda não há investigações suficientemente abrangentes para esclarecer a
relevância deste mecanismo dentro do processo de produção de pelotas de minério de ferro,
tornando necessário utilizar conceitos empregados nos processos clássicos de redução de
minério de ferro, buscando estabelecer algum entendimento sobre este fenômeno.
KHAKI et al. (2002), estudando a cinética e o mecanismo de redução química entre óxidos de
ferro e carbono sólido relatam que o inicio da formação da magnetita deve ser a reação direta
entre o hematita e o carbono sólido especialmente em uma atmosfera inerte (reação [3.2]). A
partir da combustão do carvão (reações [3.3] e [3.4]) e uma vez iniciada a reação [3.5]
(equação de Boudouard) é possível imaginar que a interface entre o óxido e o carbono sólido
seja separada. Nesta situação, a reação deverá se proceder através do produto gasoso obtido
pela reação [3.5], levando à redução da hematita através da reação indireta [3.6].
3 Fe2O3 + C  2 Fe3O4 + CO [3.2]
C + O2  CO2 [3.3]
C + ½ O2  CO [3.4]
C + CO2  2 CO [3.5]
3 Fe2O3 + CO  2 Fe3O4 + CO2 [3.6]
Durante a transformação de fase ocorrem fissuras intragranulares nos grãos de hematita
original em decorrência da mudança da estrutura cristalina de HC para CFC. A redução da
hematita para magnetita é normalmente acompanhada de aumento de volume (Figura 3.21)
enquanto a reoxidação da magnetita acarreta redução de volume (contração).
100
110
120
130
140
150
VariaçãodeVolume(%)
0
20
40
60
80
100
ResistênciaàCompressão(%)
Fe2O3 Fe3O4 FexO Fe
1 - Variação de Volume
2 - Resistência a Compressão
1
2
Figura 3.21 – Relação entre mudança de volume e resistência à compressão durante a
remoção do oxigênio (MEYER, 1980).

23
De acordo com Edstrom (apud MEYER, 1980), devido ao aumento de volume durante a
redução química da hematita, o volume do cristal aumenta de acordo com a camada de
magnetita formada (S’). Para um aumento de volume de 11 % (camada S de magnetita
formada), um ângulo de = 6º, corresponde ao dano causado na estrutura do cristal (Figura
3.22).
Figura 3.22 – Fratura no grão devido a expansão de volume durante a redução da hematita
(EDSTROM, I.O., 1953 apud MEYER, 1980).
O indicativo da presença de magnetita (Fe3O4) nas pelotas queimadas é a elevação no seu teor
de FeO (FeO.Fe2O3), estando diretamente relacionados a uma baixa oxidação/reoxidação
durante o tratamento térmico no forno de pelotização. Para pelotas produzidas a partir de
minérios magnetíticos, isto pode levar à formação de uma estrutura duplex na pelota com o
centro não oxidado e cercado por hematita (Fe2O3), conforme mostrado na Figura 3.23.
Figura 3.23 – Micrografia de uma pelota apresentando estrutura duplex (SRINVAS, 2007)
A capacidade de resistir ao esforço de compressão desta estrutura duplex é baixa, resultando
em uma baixa resistência da pelota queimada. (SRINIVAS, 2007) Tal estrutura é
caracterizada pela presença de trincas concêntricas freqüentemente constituídas por magnetita
no centro e hematita nas regiões intermediária e periférica.
Centro
Borda
Camada Periférica
Camada Interna

24
3.3 – Variáveis do Processo de Produção de Pelotas de Minério de Ferro
Segundo WYNNYCKYJ (1993), as variáveis de processo importantes na sinterização
(endurecimento) de pelotas de minério de ferro são: a temperatura de queima, o tamanho das
partículas e sua distribuição granulométrica, o tempo em determinada temperatura e as
impurezas e/ou aditivos presentes na composição da pelota.
3.3.1 – Efeito dos Aditivos – Calcário e Magnesita
Dentre os principais aditivos utilizados para produção de pelotas de minério de ferro
destacam-se o calcário e a magnesita representando, respectivamente, fontes de óxido de
cálcio (CaO) e óxido de magnésio (MgO).
Apresentando-se na forma de carbonatos os quais são insolúveis em água e, portanto, sem
efeito como aglomerante na etapa de formação da pelota crua (MEYER, 1980), o calcário e a
magnesita são adicionados na pelota visando a neutralização da ganga ácida, com influência
na temperatura de formação das fases líquidas durante a etapa de queima no forno de
pelotização e efeito marcante sobre as características físicas e metalúrgicas das pelotas de
minério de ferro produzidas.
Durante o aquecimento das pelotas, no processo de queima, ocorre calcinação do calcário
(CaCO3), através da reação CaCO3 CaO + CO2 , liberando dióxido de carbono (CO2). A
liberação de CO2 possibilita a geração de trincas devido à expansão volumétrica deste gás.
(LINGSTAN et al., 1983). O monóxido de cálcio formado (CaO) reage com o minério de
ferro (Fe2O3), formando compostos denominados ferritos de cálcio (CF), de baixo ponto de
fusão, os quais se mantêm líquidos nas temperaturas de queima, fluindo imediatamente pelos
capilares existentes no interior das pelotas, devido à tensão superficial e/ou forças de
capilaridade, para a superfície do CaO, para as superfícies em torno das partículas de minério
de ferro, para os vazios, para o interior das partículas de CaO, através de trincas, e para o
interior das partículas de minério, através de poros abertos.
A Figura 3.24 apresenta o diagrama binário CaO-Fe2O3, mostrando a região onde ocorre a
formação dos ferritos de cálcio.

25
Figura 3.24 – Diagrama binário CaO-Fe2O3 (SLAG ATLAS, 1975)
A formação dos ferritos de cálcio se dá por cristalização da fase líquida e somente uma parte
resulta de reações no estado sólido (LEITE, 1993). O aparecimento de cristais de ferritos de
cálcio envolve difusão heterogênea dos átomos de cálcio na estrutura do óxido de ferro. Esta
difusão procede principalmente através dos defeitos dos cristais.
O aumento simultâneo da temperatura e do teor de CaO das pelotas aumenta o volume de
escória formada, o que consolida sua estrutura e reduz a quantidade de poros disponíveis
(THOMAS C. G. et al., 1974), existindo uma relação direta entre a resistência da pelota de
minério de ferro e a retração que acontece durante a queima destas pelotas. A adição de CaO
aumenta a retração com conseqüente aumento na resistência. (WYNNYCKYJ & FAHIDY,
1974) Este comportamento se deve à interação entre CaO, SiO2 e óxido de ferro que formam
silicato de cálcio e ferritos de cálcio.

26
Para a formação de silicatos em pelotas é necessário conduzir o processo de queima a uma
temperatura alta o suficiente para garantir a formação de certa quantidade de líquido. O
aparecimento deste líquido muda radicalmente os mecanismos de consolidação das ligações
das partículas (FONSECA, 2003).
A Figura 3.25 mostra a influência da temperatura e do tempo de queima na resistência à
compressão de pelotas para diferentes adições de calcário e temperaturas de queima.
2000
2500
3000
3500
4000
4500
5000
0 5 8 12
Adição de Calcário (%) →
ResistênciaaCompressão(N/pelota)→
1200 0
C
1150 0
C
Figura 3.25 – Efeito da adição de calcário na resistência à compressao de pelotas de minério
de ferro para diferentes temperaturas de queima (MEYER, 1980)
Os silicatos começam a aparecer praticamente quando do aparecimento dos ferritos de cálcio.
A fase líquida forma quando minério de ferro, fundente e carvão estão em contato. As reações
da fase líquida iniciam em torno de 1100 ºC (LEITE, 1993), sendo que a fase líquida formada
inicialmente, reagirá com os minérios circunvizinhos gerando mais líquido, no qual a
assimilação poderá ocorrer. Com o aumento da temperatura de queima, a fração fina da sílica
dissolve na fase líquida. Isto pode ocorrer pelo aumento da viscosidade da fase líquida.
Durante a sinterização de partículas de minério de ferro hematítico em presença de CaO e
MgO, a elevação do teor de MgO aumenta a temperatura de formação da primeira fase líquida
ao passo que o aumento do teor de CaO reduz esta temperatura (Figura 3.26). KASAI (2000)

27
Figura 3.26 – Influência do teor de MgO na temperatura de formação da primeira fase líquida
na sinterização de minério de ferro ferro com diferentes teores de CaO (KASAI et al.,2000)
Segundo FONSECA (2003), o aumento do MgO em pelotas hematíticas de baixa basicidade
destinadas à utilização em altos-fornos deve aumentar ligeiramente o volume de escória pela
formação de fases como os ferritos de magnésio. No entanto, o ponto de fusão do silicato de
magnésio (1400ºC, em equilíbrio), mais alto que o do silicato de cálcio (1250ºC, em
equilíbrio), deve permitir a presença de SiO2 livre. Nas pelotas de basicidade binária elevada
não se espera a presença de sílica livre, mas uma intensa formação de escórias vítreas de
cálcio. As fases de ponto de fusão mais elevado, formadas com magnésio, devem ser mais
viscosas que as escórias formadas com o cálcio, quando estiverem a uma mesma temperatura.
Com isso, espera-se que o preenchimento de cavidades, poros e vazios pelas fases contendo
magnésio seja menos intenso, acarretando maior porosidade e, daí, menor resistência à
compressão do que nas pelotas com teores de MgO mais baixos.
Estudos conduzidos por SUGIYAMA (1982), confirmando as hipóteses de FONSECA
(2003), mostraram a diminuição da resistência à compressão devido ao aumento da relação
MgO/SiO2 das pelotas queimadas (Figura 3.27) .
Figura 3.27 –Efeito da relação MgO/SiO2 na resistência à compressão. (SUGIYAMA, 1982)
Teor médio de CaO (%)
Temperaturadaprimeirafaselíquida(oC)
Compressão(Kg/p)Compressão(Kg/p)

28
3.3.2 – Efeito da Granulometria do Calcário e do Carvão
Segundo MEYER (1980) é necessário que o calcário tenha granulometria das partículas
próxima à do minério de ferro visando garantir que, após a dissociação do carbonato de
cálcio, o óxido de cálcio reaja completamente com a hematita. O CaO livre não deve estar
presente na pelota queimada porque após certo tempo ele se hidrata e causa fragilização da
estrutura da pelota.
O aumento no tamanho das partículas de calcário leva ao aumento da temperatura de
formação da primeira fase líquida (Figura 3.28). (KASAI et al., 2000) o que pode dificultar o
preenchimento dos poros durante a sinterização.
Figura 3.28 - Influência do teor de CaO e do tamanho das partículas de calcário sobre a
temperatura de formação da primeira fase líquida durante a sinterização de minérios
hematíticos (KASAI et al.,2000)
YANG (1991), avaliando os mecanismos fundamentais de formação de poros em pelotas e
sinter de minério de ferro produzidos com calcário e carvão de diferentes granulometrias e
com diferentes quantidades adicionadas concluiu que:
a) Os poros são formados nos locais onde existem partículas de calcário. Partículas de
calcário reagem com as partículas de minério de ferro formando compostos de mais
baixos pontos de fusão e a fase líquida flui então imediatamente devido a sua tensão
superficial e/ou força de capilaridade. Quando as partículas de calcário são
consumidas completamente, poros são formados nos locais de dissociação do CaCO3;
b) Quando a fase líquida flui, preenche completamente ou parcialmente os vazios entre as
partículas adjacentes e alguns poros internos das partículas do minério de ferro;
Granulometria Calcário
Granulometria Calcário

29
c) Poros são formados em locais onde existiam partículas de carvão depois que elas
entram em combustão;
d) O tamanho das partículas de calcário, a quantidade de calcário e o tamanho das
partículas de carvão têm uma forte influência na estrutura dos poros e talvez possam
ser usados como um meio efetivo de mudança na estrutura dos poros.
A Figura 3.29 apresenta as micrografias das estruturas dos poros de pelotas de minério de
ferro obtidas por YANG para diferentes granulometrias de calcário.
Figura 3.29 – Efeito da granulometria do calcário sobre a estrutura dos poros de pelotas de
minério de ferro hematítico; a) antes e b) após a sinterização (YANG, 1991)
Os poros formados pelas partículas de calcário, foram classificados em 5 tipos:
Tipo 1: Poros formados pelos vazios provenientes do consumo do calcário;
Tipo 2: Poros formados pelo não preenchimento ou pelo preenchimento parcial de alguns
vazios provenientes do consumo do calcário e/ou da sinterização insuficiente entre
partículas adjacentes de minério de ferro;
Tipo 3: Poros internos de partículas de minério não preenchidos ou parcialmente
preenchidos;
Tipo 4: Poros formados pelos vazios provenientes do consumo de carvão;
Tipo 5: Trincas.
Estrutura da amostra (Dc = 1,4 a
1,68 mm) antes (a) e após (b)
sinterização
Estrutura da amostra (Dc = 0,71
a 1.0 mm) antes (a) e após (b)
sinterização
Estrutura da amostra (Dc = 355
a 500 m) antes (a) e após (b)
sinterização
(a)
(b)
(a)
(b)
(a)
(b)
(a)
(b)
(a)
(b)
(a)
(b)

30
3.3.3 – Efeito da Adição de Carvão
O carvão passou a ser utilizado nos processos de pelotização, com o objetivo de se obter uma
melhor distribuição de temperatura no interior da pelota durante a etapa de queima,
possibilitando uma redução do consumo de óleo combustível dos fornos de pelotização.
Testes realizados por B. HUNTER, relatados por MEYER (1980), mostraram o efeito da
adição de carvão, representado pelo % C fixo, na produção de pelotas de hematita e magnetita
(Figura 3.30).
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0 20
25
30
0 0,5 1,0 1,5 2,0
Resistênciaàcompressão(N/pelota)
Produçãodepelotas(ton/m/dia)3
C fixo (%)
I Resistência à compressão pelotas de hematita
II Resistência à compressão pelotas de magnetita
IIa pelotas de magnetitaProdutividade
Ia
IIa
I
II
Figura 3.30 – Relação entre a adição de carvão, resistência à compressão das pelotas e
produtividade da grelha durante a queima (MEYER, 1980)
No caso da hematita a resistência à compressão aumentou até 0,5% de C fixo. Depois
decresce, mas ainda apresentou-se suficientemente alta até 1,5% de C fixo. Para minérios
magnetíticos observou-se queda da resistência quando se utilizam teores até 0,5% C fixo com
queda constante na produtividade. Por outro lado, foi possível aumentar consideravelmente a
capacidade de produção da grelha móvel para pelotas de hematita. Por isso as influências
positivas e negativas devem ser consideradas para cada caso particular.
O efeito deletério de altas dosagens de carvão sobre a resistência à compressão a frio de
pelotas hematíticas foi confirmado por LU (1990), conforme mostrado na Figura 3.31. Este
resultado pode ser interpretado devido à redução parcial da hematita para magnetita e a

31
subsequente reoxidação incompleta da magnetita para hematita. Tais transformações
envolvem mudança na estrutura cristalina, ocorrendo geração de tensões que conduzem ao
enfraquecimento da pelota.
Figura 3.31 – Efeito da adição de finos de coque sobre a resistência à compressão de pelotas
de alta basicidade (LU, 1990)
Altas dosagens de carvão podem até mesmo resultar em uma posterior redução para formação
de wustita a qual, dentro do tempo disponível, não reoxida novamente e forma fayalita com a
sílica presente. A fayalita (2FeO.SiO2) é um composto frágil e indesejável como componente
de pelotas de minério de ferro.
3.3.4 – Efeito do Perfil Térmico do Forno de Pelotização
As considerações relativas aos fundamentos para produção de pelotas de minério de ferro
apresentadas nos itens anteriores demonstram a grande importância do tratamento térmico
para a qualidade final da pelota queimada. O efeito dos aditivos, só é completamente atingido
através de um adequado tratamento térmico das pelotas (MEYER, 1980).
A formação de ligações através de silicatos em pelotas de minério de ferro requer que o
processo de queima se dê em uma temperatura suficientemente alta para o aparecimento de
fases líquidas. Como já foi visto, estas fases líquidas exercem papel fundamental no

32
mecanismo de endurecimento das pelotas. Segundo LU (1990), além da temperatura máxima
alcançada, o tempo no qual a pelota é mantida nesta temperatura é também um importante
parâmetro. Experiências em nível de laboratório mostraram que, na faixa de 5 a 30 minutos, o
aumento do tempo em altas temperaturas aumenta a quantidade de ligação por escória e
conseqüentemente, a resistência mecânica das pelotas.
O efeito da temperatura máxima de queima pode ser visto na Figura 3.32. Estes resultados
evidenciam que existe uma temperatura de queima que maximiza a resistência à compressão
das pelotas. Isto pode ser entendido considerando que em temperaturas mais baixas não há
formação de uma quantidade de liquido suficiente para dar resistência às pelotas, sendo que
em temperaturas muito elevadas a redução de hematita a magnetita é favorecida, e, como já
foi visto esta transformação enfraquece a pelota.
Figura 3.32 – Efeito da temperatura máxima de queima sobre a resistencia à compressão de
pelotas de alta basicidade com diferentes adições de finos de coque (LU, 1990)
Segundo NEKRASOV e colaboradores (1982), a taxa de resfriamento das pelotas após a
queima também afeta as suas propriedades mecânicas, pois exerce influência sobre a
composição e estrutura dos silicatos formados. Foi constatado que em elevadas taxas de
resfriamento (da ordem de 400 a 500 o
C/minuto), os silicatos se solidificam na forma vítrea.
Já para taxas inferiores a 40 o
C/minuto, existem condições para uma completa cristalização
dos silicatos. Em taxas intermediárias obtem-se proporções variadas de silicatos vítreos e

33
cristalinos. Em algumas experiências, evidenciou-se que silicatos cristalinos são estruturas
que conduzem a pelotas mais resistentes.
Outro ponto que deve ser mencionado é que o efeito do gradiente térmico é um dos fatores
que pode causar heterogeneidade nas características das pelotas, uma vez que pelotas em
diferentes posições no leito de queima são submetidas a diferentes taxas de aquecimento e
resfriamento. Variações nos teores de carbono, CaO e MgO também podem provocar
modificações na estrutura das pelotas (CASTRO, 1992).
As fases presentes na microestrutura de aglomerados de ferro estão sintetizadas na Figura
3.33 (adaptada de HSIEH, 1989). Ressalta-se, no entanto que o potencial de oxigênio na
pelotização é idêntico ao do ar isto é, a 1350 ºC ele seria da ordem de -7,4 Kcal/mol de O2,
refletindo o caráter oxidante da atmosfera envolvida na pelotização.
Figura 3.33 – Mecanismos de formação das fases (adaptado de HSIEH, 1989)

34
3.3.5 – Influência das Variáveis do Processo Produtivo da Samarco sobre a Resistência à
Compressão
Neste capítulo serão tratados aspectos relativos à realização de testes em escala piloto e
industrial, buscando fundamentar o efeito das características de matérias-primas e de processo
abordadas nos capítulos anteriores sobre os resultados de resistência à compressão das pelotas
de minério de ferro produzidas pela Samarco Mineração S/A.
3.3.5.1 – Estudos em Escala Piloto
Através da realização de testes em pot-grate, utilizando experimento fatorial 22
completo,
TURRER et al (2003) avaliaram a influência da basicidade binária da pelota queimada e do
teor de carbono da pelota crua sobre os resultados de resistência à compressão de pelotas
produzidas pela Samarco para utilização em altos-fornos.
Para níveis de carbono da pelota crua de (0,91 % e 1,15 %) e basicidade binária (0,2 e 0,8)
adotados no estudo, o gráfico dos efeitos padronizados (Figura 3.34) mostrou que o teor de
carbono da pelota crua é tão ou mais influente do que a basicidade binária sobre os resultados
de resistência à compressão.
Figura 3.34 – Gráfico de pareto padronizado para os efeitos significativos para a resistência à
compressão de pelotas com diferentes basicidades e teores de carbono (TURRER, 2003)
Para maiores teores de basicidade é possível trabalhar com maiores valores de carbono,
mantendo-se a mesma resistência à compressão, conforme mostrado no gráfico de superfície
resposta apresentado na Figura 3.35. Desta forma é possível reduzir o consumo de óleo
combustível do forno de pelotização quando se trabalha com pelotas mais básicas por meio da
utilização de maiores teores de carbono na pelota crua (aumento da dosagem de carvão).

35
Figura 3.35 – Gráfico de superfície resposta mostrando o efeito da basicidade binária e do teor
de carbono sobre a resistência à compressão de pelotas alto-forno (TURRER, 2003)
A equação de regressão obtida no estudo, com R2
(ajustado) de 91 %, demonstrou que a
elevação da basicidade aumenta a resistência à compressão da pelota queimada enquanto a
acréscimo no teor de carbono da pelota crua causa sua redução. Pela análise do gráfico da
Figura 3.35 foi observada queda da resistência à compressão de 18 Kgf/pel para cada aumento
de 0,04 ponto percentual no teor de carbono da pelota crua.
A Figura 3.36 mostra a correlação múltipla entre o poder calorífico do carvão mineral e seu
teor de carbono fixo e matérias voláteis.
Figura 3.36 – Correlação múltipla entre as características do carvão mineral (TURRER, 2003)
Para pelotas produzidas com maiores teores de carbono (fixo) na pelota crua, a redução no
consumo de óleo combustível esta diretamente relacionada com o aumento do poder
calorífico da pelota crua, sendo que as matérias voláteis também contribuem, porém em
menor escala, na elevação do aporte térmico para produção das pelotas queimadas.

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