3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.4 PÓ FLUXANTE NO LINGOTAMENTO CONTÍNUO DE PLACAS
Os pós fluxantes têm um papel importante no lingotamento contínuo. São alimentados continuamente no topo da superfície líquida de metal, onde então se inicia o processo de fusão e solidificação em função da diferença de temperatura entre o aço líquido e a atmosfera. A camada de fluxante formada tem uma profundidade total que varia de 10 a 15cm (GÖRNERUP et al., 2004). A figura 8 apresenta uma imagem da vista
Figura 7 - Diagrama esquemático da planta industrial do processo de fabricação de fluxantes com partículas esféricas da empresa Carboox.
superior do molde de lingotamento contínuo de placas onde o pó fluxante é adicionado.
Fonte: MILLS et al., 2014.
Durante o lingotamento, o pó fluxante funde na superfície do aço e forma uma camada de escória líquida. Subsequentemente, essa escória se infiltra entre a “pele” do aço e o molde oscilante e cria um filme de escória que se solidifica em uma fase vítrea e outra cristalina. As propriedades desta escória estão associadas às principais funções do pó fluxante, ou seja, a lubrificação e a transferência de calor (KROMHOUT, 2013). A lubrificação e o fluxo de calor na horizontal são as chaves para o sucesso no lingotamento contínuo e por isso o fluxante é tão importante ao processo. (LI, THACKRAY e MILLS, 2004).
Segundo Mills, Fox, Thackray e Li (2004), quando o pó fluxante entra em contato com o aço forma-se primeiro a camada sinterizada e em seguida a camada líquida. Esta escória líquida se infiltra nas laterais do molde e lubrifica a pele solidificada. Entretanto, grande parte do líquido se solidifica quando em contato com o sistema de refrigeração do molde e forma uma escória vítrea (camada sólida). Parte da escória vítrea pode se cristalizar e essa transformação dependerá da composição química e posterior formação de fases do pó fluxante.
A Figura 9-(a) apresenta esquematicamente as camadas formadas pelo fluxante no molde e na interface molde/pele solidificada. Cada camada tem uma função específica: o fluxante “in natura” e sinterizado possui a função de isolante; já a zona
líquida e rica em carbono previne contra a reoxidação e também tem a função de lubrificação e por fim a relação entre a zona vítrea e cristalina faz o controle na taxa de transferência de calor. Quanto maior a fração de fase vítrea maiores serão as taxas de transferência de calor. Já a figura 9-(b) apresenta um típico exemplo da formação de fases vítrea e cristalina obtido em laboratório (MENG e THOMAS; 2003).
Fonte: Adaptado de MENG e THOMAS, 2003.
A ocorrência de defeitos superficiais no lingotamento contínuo de placas é influenciada pela transferência de calor durante o primeiro estágio de solidificação no molde. O excessivo fluxo de calor, por exemplo, causa trinca longitudinal nas superfícies das placas (CHO et al.,1998).
O fluxo de calor na horizontal é controlado pela espessura e natureza do filme de escória do fluxante formado entre a pele de aço solidificada e o molde de cobre. Além disso, no processo de lingotamento contínuo, o fluxo de calor é dependente do comportamento de cristalização do pó fluxante (temperatura de cristalização e os tipos de fases cristalinas). Portanto, é imprescindível que o pó fluxante possua propriedades Figura 9 - Camadas formadas pelo fluxante sobre o molde e na interface molde/pele de aço durante a
solidificação de aços no lingotamento contínuo. (a) Esquema mostrando a seção longitudinal e (b) micrografia obtida em escala de laboratório da típica formação da camada cristalina e vítrea em um
de cristalização ideais para se obter o requerido fluxo de calor no processo (SEO et al., 2014).
O resfriamento não uniforme na placa de aço é causado pela cristalização parcial dos pós fluxantes que causam defeitos superficiais na placa devido ao stress térmico. Em particular, um componente ternário, cuspidina (3CaO.2SiO2.CaF2), cristaliza-se em vários tipos de filmes de fluxantes durante o lingotamento contínuo e a cristalização afeta a transferência de calor (WATANABE et al., 2000).
De uma maneira geral, a formação da camada cristalina inibe a transferência de calor por radiação devido à opacidade desta fase. E, portanto, um pó fluxante ao se cristalizar reduz sensivelmente o fluxo de calor da placa para o molde (MILLS, FOX, THACKRAY E LI, 2004; CHO et al.,1998).
Segundo Billany e colaboradores (1991), pós fluxantes com alta cristalinidade são utilizados para reduzir o índice de trincas longitudinais pela redução da transferência de calor por radiação se comparado com a escória vítrea, apesar de a condutividade da escória cristalina ser maior.
O lingotamento de aços médio carbono (0,06-0,18%C) são os mais propensos a formarem trincas longitudinais devido à alta contração na passagem da fase “δ” (ferrita delta) para “γ” (austenita) e portanto escórias mais cristalinas são utilizadas neste caso, pois reduzem a transferência de calor placa/molde e amenizam a contração deste tipo de aço (LI, THACKRAY e MILLS, 2004).
Escórias com alta tendência de cristalização são sempre usadas para baixas velocidades de lingotamento, pois em altas velocidades a possibilidade de sticker e breakouts é elevada devido aumento de atrito entre o molde e a placa de aço (KASHIWAYA, CICUTT e CRAMB, 1998).
A figura 10 apresenta um desenho esquemático do mecanismo de formação das fases em um filme de pó fluxante (a) e a micrografia de um filme retirado na interface molde/pele solidificada em uma instalação de lingotamento contínuo de placas (b).
Fonte: Adaptado de LI et al., 2004; OLIVEIRA, 2009.
Durante o lingotamento contínuo, a transferência de calor no molde se torna bastante complexa devido à estratificação do pó fluxante na interface placa/molde. Neste caso, pode-se simplificar a interpretação do mecanismo de transferência de calor no filme de pó fluxante abordando o fenômeno como uma resistência total ao fluxo térmico.
Conforme já explicado antes no item 3.2, a resistência total à transferência de calor do aço para água de refrigeração pode ser representada por diversas resistências simplificadas e associadas em série. Considerando-se a transferência de calor a partir do molde e incluindo-se a presença dos filmes de escória vítrea e cristalina no processo, a resistência total através do fluxante até o molde podem ser representadas pelas equações 1 e 2 e é mostrada esquematicamente na figura 11 (OLIVEIRA et al., 2010). liq cris gl sol cu total R R R R R / (1) liq cris gl sol cu total k d k d k d R R / (2)
Onde: Rcu/sol é a resistência da interface entre o molde e a camada de fluxante
[m2.K/W]; d representa a espessura da fase [m]; k é a condutividade térmica da Figura 10 -(a) Ilustração do mecanismo de cristalização dos pós fluxantes na interface molde/pele
solidificada e (b) micrografia de um filme de pó solidificado retirado no molde de lingotamento contínuo.
camada [W/m.K] e os subescritos “gl”, “cris” e “liq” respresentam camada vítrea, cristalina e líquida, respectivamente.
Fonte: OLIVEIRA et al., 2010.
A transferência de calor e lubrificação placa/molde dependerão das propriedades químicas e físicas dos pós fluxantes e portanto serão discutidas posteriormente no item 3.5.
3.4.1 Funções dos pós fluxantes
As principais funções dos pós fluxantes no lingotamento contínuo são discutidas por diversos autores (PERSSON, GÖRNERUP e SEETHRAMAN, 2007; MILLS et al., 2004; SOARES et al.,1998; WATANABE et al., 2000). São elas:
Isolamento térmico: evita perdas de calor na superfície do aço líquido através da formação de pó de cobertura. Essa isolação térmica é realizada pela camada de pó fundido;
Proteção da superfície do aço líquido contra oxidação pelo oxigênio do ar;
Formação de um filme lubrificante entre a face do lingote recém formado e a superfície do molde: A fricção gerada por sólido-sólido pode causar trincas e portando deve existir um lubrificante entre a pele solidificada e o molde.
Absorção de inclusões de óxidos que flotam para a superfície do metal líquido;
Uniformidade da transferência de calor entre a casca solidificada e molde, a fim de minimizar a formação de trincas (fluxo de calor na horizontal).
3.4.1.1 Lubrificação e consumo do pó fluxante
Os pós fluxantes devem atuar para promover um filme lubrificante entre a casca sólida em formação e o molde resfriado por água. Um dos efeitos mecânicos prejudiciais é a força de atrito que ocorre entre as placas de cobre e a “pele” de aço formada afetando aqualidade superficial das placas e a produtividade de lingotamento (MA et al., 2008).
No molde, o atrito é proveniente de dois mecanismos: (i) movimento do molde relativo à casca solidificada que ocorre em contato com um filme de escória líquida e causa uma força de atrito devido à viscosidade do filme – a força de atrito gerada através deste mecanismo é chamada de “lubrificação líquida”; (ii) o movimento relativo que ocorre entre a parede do molde e o filme de escória sólida – a força de atrito gerada pelo contato sólido-sólido – é chamada de “atrito sólido” (YIN e YAO, 2005).
A força de atrito líquida é atuante na parte superior do molde devido à alta temperatura e à pressão razoavelmente uniforme. Já, a força de atrito sólido ocorre na parte inferior do molde (PINHEIRO, SAMARASEKERA, BRIMACOMBE, 1995).
É importante que haja lubrificação líquida ao longo do molde para que problemas não ocorram caso o fluxante se cristalize completamente abaixo da metade do molde e a lubrificação líquida seja perdida, como por exemplo a formação de trincas. Para todo fluxante líquido, assumindo o comportamento Newtoniano, a força de atrito do líquido “Fl” é dada pela equação 3 (MILLS et al., 2004).
l c m l d V V A F ( ) (3)
Onde “Vm” é a velocidade do molde [m/s], “Vc” é a velocidade de lingotamento, “A” é a
área do molde [m2], “Ƞ” é a viscosidade [Pa.s] e “d
l” é a espessura do filme do fluxante
líquido [m]. Pode-se concluir que o atrito diminui à medida que a viscosidade diminui e a espessura do filme do fluxante líquido aumenta.
O consumo de pó fluxante pode ser calculado pela equação 4. 12 2 3 g V m s (4)
Onde o consumo de pó fluxante “m” é dado em [kg/s.m], “Vs” é a velocidade de
lingotamento [m/s], “δ” é a espessura da camada de fluxo [m], “ρ” é a densidade do fluxo fundido [kg/m3], e “Ƞ” é a viscosidade [Pa.s]. Na equação 4, o primeiro termo refere-se ao consumo devido ao arraste newtoniado e o segundo é devido a força gravitacional. A segunda parcela tem maior influência sobre o consumo do fluxante e assim a equação 4 pode ser reduzida para a equação 5.
12 3 2 g m (5)
O consumo de fluxante pode ser dado também por “Qs” em [kg/m2] (massa de fluxante
por unidade de área de molde). Este consumo depende do tamanho do molde e o atrito aumenta à medida que a distância das extremidades aumenta. Então forças de atrito são maiores em placas > blocos > tarugos e aumenta na medida em que há um aumento da viscosidade do líquido. O consumo de pó “Qt” dado em [kg/t] (massa de
fluxante por tonelada de aço) pode ser convertido para Qs usando-se a equação 6 (MILLS et al., 2004). . 6 , 7 . . * l t s d R Q f Q (6)
Onde “f *” é a fração de escória de fluxante produzida, “ρ” densidade da escória líquida, “dl” é a espessura do filme do fluxante líquido [m] e “R” é a razão entre a
superfície e o volume do molde e é dado por 2(w+t)/wt onde w e t são largura e espessura do molde, respectivamente.
Segundo Pereira e colaboradores (2014), os fatores que influenciam no consumo de pó fluxante são: velocidade de lingotamento, viscosidade, amplitude e freqüência de oscilação e temperatura de solidificação.
O inadequado consumo de pó pode ocasionar diversos defeitos e problemas como, (i) trinca longitudinal, (ii) sticker breakout (que estão sempre associados com a falta de lubrificação), (iii) marca de oscilação profunda, (iv) trincas transversais, e (v) formação de depressão (MILLS et al., 2004).
3.4.1.2 Absorção de inclusões
A absorção de inclusões pelo fluxante é importante porque as propriedades mecânicas do aço dependem do número e tamanho das inclusões presentes. Logo, se o fluxante for capaz de reduzir a presença das mesmas, melhor será a qualidade do aço.
A principal inclusão não metálica em aços acalmados ao alumínio é a alumina (Al2O3) que geralmente se forma como resultado da reação entre o alumínio e o oxigênio dissolvido no aço. Podem se formar também devido às reações entre o alumínio dissolvido no aço e óxidos reduzíveis na escória (SiO2, FeO e MnO) ou ainda por contato com o ar (MILLS et al., 2004).
Segundo Mills e colaboradores (2004), o processo de absorção envolve os seguintes caminhos: i) transporte de inclusão para interface escória/metal; ii) obtenção das condições interfaciais para a passagem de inclusão para a fase sólida; iii) dissolução das inclusões pela escória; iv) e transporte para o interior da escória.
A figura 12 ilustra a relação entre a alteração de concentração de SiO2 e Al2O3 no fluxante durante o lingotamento contínuo levando em conta que o aço esteve protegido contra reoxidação. Pode-se observar que à medida que o teor de SiO2 reduz, o teor de Al2O3 aumenta (BEZERRA, 2006).
Para se reduzir a maioria dos problemas citados, a alumina pode ser absorvida pelos fluxantes em função da redução de SiO2 do fluxante pelo Al do aço através da equação 7 (BEZERRA, 2006).
Fonte: BEZERRA, 2006.
Segundo Koyama e Nagano (1987), a dissolução de Al2O3 é acentuada pelas seguintes características dos fluxantes:
a) Fluxante que após a sua fusão gera um líquido homogêneo de baixa viscosidade;
b) Fluxante com crescentes teores de fluoretos; c) Substituição de Na2O por Li2O nos fluxantes;
d) Aumento da razão CaO/SiO2 nos fluxantes (abordado posteriormente); e) Teor de Al2O3 inicial mais baixa.
3.4.1.3 Isolamento térmico
As camadas superiores de escória devem promover excelente isolamento térmico a fim de reduzir a formação de casca sólida de aço ou corpos flutuantes e inclusive elevar a temperatura do menisco para manter a infiltração da escória no canal entre o molde e o aço em solidificação (WANG et al.,2011). A figura 13 evidencia os tipos de camada de escória que se formam no molde de lingotamento cotínuo.
Um bom isolamento térmico diminui a profundidade das marcas de oscilação e minimiza os defeitos superficiais (WANG et al, 2011). Um exemplo de defeito superficial é causado por bolhas de ar, ou “pinholes” (MILLS et al., 2004).
Figura 12 - Relação entre o aumento do teor de Al2O3 e redução da concentração de SiO2 em
Fonte: WANG et al., 2011.
As bolhas de ar podem ser reduzidas devido à minimização da solidificação do aço no molde ocasionada pelo aumento da temperatura do aço líquido na região do menisco. Dessa forma, há a prevenção de bolhas encapsuladas na placa de aço em solidificação, conforme mostrado na figura 14 (BEZERRA, 2006).
Fonte: MILLS et al., 2004.
Pode-se observar na figura 14 (A) que a pele de aço em solidificação é mais fina se comparada à figura 14 (B) e isso se deve a um melhor isolamento térmico. A pele mais fina facilita a saída de possíveis bolhas de ar geradas durante o processo de lingotamento contínuo que podem ser formadas devido à injeção de argônio. A injeção de argônio ocorre na válvula submersa com o objetivo de impedir sua obstrução na
Figura 13 - Representação esquemática das camadas superiores de escória na camada de aço fundido no molde de lingotamento contínuo.
Figura 14 - Diagrama esquemático que demonstra a influência do isolamento do menisco no enclausuramento de bolhas. (A) Melhor isolamento (B) Isolamento inferior.
passagem do aço líquido. Devido o fato da figura 14 (B) possuir uma pele de aço mais espessa provocada pelo inferior isolamento térmico, as bolhas de ar ficam impossibilitadas de sair do aço líquido.
Segundo Mills e colaboradores (2004), o isolamento térmico está relacionado com a natureza do pó fluxante, mas, no geral, o isolamento aumenta:
Hierarquicamente - pós > granulados extrudados > granulados esféricos;
Quando o tamanho dos grânulos são menores;
Quando a espessura do fluxante no molde aumenta e
Com a introdução de agentes exotérmicos como Ca/Si. 3.4.1.4 Fluxo de calor na horizontal
O fluxo de calor que é transferido na direção horizontal é um processo complexo que envolve dois mecanismos, condutividade através de fônons ou rede “kC” e
transferência de calor por radiação “kR”. A radiação envolve absorção e reemissão de
energia radiada e pode ser o mecanismo de fluxo de calor dominante nos materiais vítreos a altas temperaturas.
A radiação pode ser calculada pela equação 8 para condições opticamente grossas (definido por αd > 3) onde “α” = coeficiente de absorção, “d” é a espessura [m], “σ” é a constante de Stefan Boltzmann [5,67.10-8 W.m-2.K-4], “n” é o índice de refração (usualmente por volta de 1,6), “T” é a temperatura termodinâmica [K] (MILLS et al.,2004). 3 16 n2T3 kR (8)
Segundo Mills e colaboradores (2004), “kR” pode ser significantemente menor pela
presença do filme de escória de:
(i) Cristalitos que dispersam a radiação (coeficiente de extinção E = α + S onde S é o coeficiente de dispersão e E deve ser usado para sólidos); e
A resistência total para a transferência térmica (R*total) entre a pele de aço e o molde pode ser considerada como uma série de resistências como mostrado na equação 1.
A radiação pode ser considerada como uma resistência em paralelo. Os maiores termos na equação 1 que afetam R*total são: (i) Rcu/sol e (ii) a espessura do filme de escória sólida, isto é, dsolido = dvit + dcris.
Foi encontrado que a resistência interfacial Rcu/sol aumenta com (i) aumento da espessura da escória sólida, dsolido e (ii) aumento da cristalinidade (figura 15), e (iii) tem valores por volta de 5 x 10-4 m2K W-1 (JENKINS, 1999). O efeito do aumento da cristalinidade na Rcu/sol é devido à contração resultante da formação de air gap quando a fase vítrea se transforma na fase cristalina que é mais densa (
ρ
cris>ρ
vit).Fonte: JENKINS, 1999.
Portanto, os dois parâmetros que afetam o fluxo de calor horizontal são (i) a espessura do filme de escória sólida (dsolido) e (ii) a % de fase cristalina formada no filme de escória. Outros parâmetros de interesse são a resistência térmica da fase sólida e líquida, os coeficientes de absorção e extinção e o índice de refração.