U FOP - CET EC - UEMG
REDEMAT
R
EDET
EMÁTICA EME
NGENHARIA DEM
ATERIAISUFOP – CETEC – UEMG
Dissertação de Mestrado
Modelagem Física e Computacional do Fluxo de Aço
em Panela com Agitação por Gás Inerte, com Ênfase
na Separação de Inclusões
Autor: Ângelo Máximo Fernandes Marins
Orientador: Prof. PhD Carlos Antônio da Silva
Co-Orientador: Eng. Dr. Joaquim Gonçalves Costa Neto
Prof. Dr. Itavahn Alves da Silva
U FOP - CET EC - UEMG
REDEMAT
R
EDET
EMÁTICA EME
NGENHARIA DEM
ATERIAISUFOP – CETEC – UEMG
Ângelo Máximo Fernandes Marins
“Modelagem Física e Computacional do Fluxo de Aço em Panela com
Agitação por Gás Inerte, com Ênfase na Separação de Inclusões”
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: Prof. PhD Carlos Antônio da Silva
Co-Orientador: Eng. Dr. Joaquim Gonçalves Costa Neto
Prof. Dr. Itavahn Alves da Silva
Catalogação: [email protected]
M339m Marins, Ângelo Máximo Fernandes.
Modelagem física e computacional do fluxo de aço em panela com agitação por gás inerte, com ênfase na separação de inclusões [manuscrito] / Ângelo Máximo Fernandes Marins. – 2011.
xvi, 94 f. : il. color., graf., tabs.
Orientador: Prof. Dr. Carlos Antônio da Silva. Co-orientadores: Prof. Dr. Itavahn Alves da Silva
Eng. DSc. Joaquim Gonçalves Costa Neto
Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de Minas. Rede Temática em Engenharia de Materiais.
Área de concentração: Processos de Fabricação.
1. Aço - Refino secundário - Teses. 2. Siderurgia - Forno panela - Teses. 3. Argônio - Teses. 4. Modelagem matemática - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título.
CDU: 669.054:519.6
Dedico esse trabalho a:
Minha família.
Ao meu pai, Antônio, que para mim é um exemplo a ser seguindo, e
sempre terá minha admiração e respeito. À minha mãe, Marlene,
AGRADECIMENTOS
Agradeço a Deus, que me concedeu o dom da vida, e permitiu que eu realizasse meus sonhos, pois, em toda minha vida, sempre acreditei que nada me faltaria se não me faltasse a fé; Ao Professor Carlos Antônio da Silva, pela orientação paciente, disponibilidade e atenção dedicada;
À ArcelorMittal Monlevade, por oferecer subsídios financeiros para meu aperfeiçoamento técnico, profissional e pessoal, durante a realização deste trabalho.
Ao Engenheiro Joaquim Gonçalves Costa Neto, que agradeço não só pela indicação para realizar esse trabalho, mas por todos os conselhos dados durante minha vida profissional; Ao Professor Itavahn Alves da Silva, pela ajuda e disponibilidade que sempre dedicou à todos os seus alunos, e eu tive a sorte de ser um deles;
Aos colegas de trabalho: Francisco Boratto; Leandro Marchi; Marília Brum e Marcelo Reggiane, pelo apoio técnico e suporte na realização das análises das inclusões;
À Wiclef Martins e Felipe Mansur, parceiros no laboratório de Pirometalurgia da UFOP, onde dedicamos muitas horas de trabalho;
ÍNDICE
LISTA DE FIGURAS... ix
LISTA DE TABELAS... xii
LISTA DE SÍMBOLOS, ABREVIATURAS E SIGLAS... xiii
RESUMO...xvi
ABSTRACT ...xvi
1. INTRODUÇÃO ... 1
1.1. Justificativa e Relevância do Projeto em Face ao Desenvolvimento Científico e Tecnológico...3
2. OBJETIVO... 4
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA... 5
3.1. Agitação nos Processos com Borbulhamento de Gás...5
3.1.1. Potência de Agitação e Energia de Misturamento... 7
3.1.2. Perfil de Comportamento de Fluidos em Sistemas com Agitação de Gás... 10
3.2. Inclusões Não Metálicas ...14
3.2.1. Origem das Inclusões Não-Metálicas... 15
3.2.2. Desoxidação Com Alumínio.... 17
3.2.3. Efeito das Inclusões Não-Metálicas em Aços para Molas... 19
3.2.4. Remoção de Inclusões... 23
3.2.5. Avaliação do Nível Inclusionário no Aço... 29
3.3. Modelagem Física de Processos Metalúrgicos ...33
3.3.1. Critérios de Similaridade... 36
3.4. Modelamento Matemático de Processos ...37
3.4.1. Método dos Volumes Finitos (MVF)... 37
3.4.2. Equações de Movimento... 38
3.4.3. Efeito do Tamanho de Bolha... 40
4. METODOLOGIA ...42
4.1. Modelamento Físico para determinação de tempos de mistura. ...42
4.2. Modelamento Matemático...47
4.2.2. Modelo Macroscópico para Choque e Coalescimento de Inclusões na Panela com Injeção de
Gás. 48
4.2.3. Balanço Populacional... 49
4.3. Procedimento Experimental – Escala Industriais...52
5. RESULTADOS...56
5.1. Modelo Físico – Aporte de Energia de Entrada, vs Tempo de Mistura, . ...56
5.2. Validação do Modelo Matemático - CFD...62
5.2.1. Perfil das linhas de fluxo e Campo dos Vetores de Velocidade;... 62
5.3. Resultados dos Testes Industriais...65
5.3.1. Evolução do Oxigênio Total e Área Ocupada pelas Inclusões... 65
5.3.2. Distribuição do Tamanho das inclusões – Análises MEV... 71
5.4. Resultados da Simulação Numérica...75
5.4.1. Taxa de Aporte de Energia ao sistema, ... 75
5.4.2. Perfil de velocidade do Fluxo para 01 Plug... 77
5.4.3. Perfil de Velocidade do Fluxo para 02 Plugues... 79
5.4.4. Modelo Macroscópico para Choque e Coalescimento de inclusões... 81
6. CONCLUSÕES ...83
7. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS...85
8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...86
9. ANEXOS ...90
9.1. – Anexo 1 – Cálculo do Diâmetro de Bolhas ...90
LISTA DE FIGURAS
1Figura 1.1 – Fluxo de produção de aço em Aciaria LD. ... 2
2Figura 3.1 – Injeção de gases por tijolo poroso em panela de aço, RIBEIRO e SAMPAIO [01]. ... 6
3Figura 3.2 – Correlação funcional entre o tempo de mistura e taxa de aporte de energia ao sistema em função do fluxo de gás [05]... 9
4Figura 3.3 – Simulação de turbulência na interface água e óleo. MIETZ e SCHNEIDER [09]... 13
5Figura 3.4 – Tipos e morfologias de inclusões de Alumina. ZHANG e THOMAS [12]... 16
6Figura 3.5 – Equilíbrio entre oxigênio e vários elementos desoxidantes dissolvidos em ferro líquido a 1600 °C. OETERS [15]. ... 18
7Figura 3.6 – Crescimento dos óxidos formados em função das atividades do Oxigênio e do metal na desoxidação. DEKKERS [14]. ... 19
8 Figura 3.7 – Esquema de formação de trincas e vazios em torno de inclusões durante a laminação, ATKINSON e SHI[17]. ... 20
9Figura 3.8 – Comparação do número de inclusões ricas em alumina entre 9254-V e SAE9254 pelo método de dissolução ácida, SHIWAKU et al[18]... 21
10Figura 3.9 – Resultado dos testes de Fadiga, SHIWAKU et al[18]... 22
11Figura 3.10 – Composição química das inclusões onde são originadas as fraturas no material, SHIWAKU et al[18]. ... 22
12Figura 3.11 – Alguns mecanismos capazes de descrever a remoção das inclusões no metal líquido. MAGALHÃES [10]... 26
13Figura 3.12 – Diminuição do teor de oxigênio total versus tempo de agitação, para diferentes intensidades, DEKKERS [19]. ... 27
14Figura 3.13 - Efeito da energia de agitação sobre a taxa de desoxidação de vários processos de refino, AVILLEZ, R.[11]... 28
15Figura 3.14 – Probabilidade das inclusões: a) Colidirem com as bolhas de gás; e b) Se anexarem a essas bolhas de gás, DEKKERS [19]. ... 29
16Figura 3.15 – Equilíbrio entre Alumínio e Oxigênio no aço a 1600 ºC. ZHANG e THOMAS[12]... 31
17Figura 3.16 – Relação entre o Otatal e: a) Macroinclusões em aços e b) Índice de defeito no produto. ZHANG
e THOMAS[12]... 32
18Figura 3.17 – Efeito do teor de FeO e MnO da escória de panelas na redução Al dissolvido e o aumento no teor de alumina no distribuidor, ZHANG e THOMAS [12]. ... 33
19Figura 3.18 – Variação dos tempos de mistura em duas diferentes geometrias e modelos em água e sua correspondência com 0,5, MAZUMDAR e EVANS[06]... 35
20Figura 4.1 - Exemplo de curva típica de dispersão de traçador. ... 43
21Figura 4.2 – Montagem experimental para avaliação do tempo de misturamento. ... 43
22Figura 4.3 – Esquema da montagem experimental. a) posicionamento dos pontos de aquisição de dados; b) detalhe do sistema de injeção de sal; c) foto da panela em acrílico em escala 1:5 e d) detalhes do plugue de injeção de ar... 44
24Figura 4.5 – Posicionamento e disposição dos plugues para dupla injeção de gás... 45
25Figura 4.6 – Medida do Diâmetro de Bolhas Através de Software de Avaliação de Imagens VISTAMETRIX [35]. ... 46
26Figura 4.7 – Histograma para a Distribuição do Tamanho de Bolhas nas Filmagens ... 46
27Figura 4.8 – a) Construção da malha de simulação; b) Estatística da malha; c) Detalhe do refinamento do ponto de injeção de gás... 48
28Figura 4.9 – Esquema representativo da distribuição do tamanho de inclusões. ... 50
29Figura 4.10 – Filtro para o % de Fe contido nas Inclusões das análises de MEV... 53
30Figura 4.11 – Filtros para a) Resíduos Orgânicos e b) Carbureto de Silício nas Análises de MEV... 53
31Figura 4.12 – Filtro para o % de Oxi-Sulfetos contidos nas Inclusões das análises de MEV... 54
32Figura 4.13 – Amostrador T.O.S. utilizado para amostragem de análise do Ototal... 55
33Figura 5.1 - Variação do Tempo de Mistura , em função da vazão de gás injetado para a condição de 01 plug poroso... 56
34Figura 5.2 - Variação do Tempo de Mistura , em função da vazão de gás injetado para a condição de 02 plugues porosos. ... 58
35Figura 5.3 a) - variação de [s] em função de [W/kg] – 01 Plug Poroso. ... 60
36Figura 5.3 b) - variação de [s] em função de [W/kg] – 02 Plugues Porosos... 60
37Figura 5.4 – Comparação entre os Tempos de Mistura e Taxa de aporte de energia de entrada para as condições com 01 e 02 plugues Porosos. ... 61
38Figura 5.5 - Comparação do Tempo de Mistura , em função da Taxa de Aporte de Energia de Entrada, , Entre as condições para 01 e 02 plugues porosos. ... 61
39Figura 5.6 – Pontos de coleta de dados para metodologia PIV vs CFX... 62
40Figura 5.7 – Pontos de coleta de dados para metodologia PIV – mapas na parte superior da figura vs CFX – mapas na parte inferior das figuras... 63
41Figura 5.8 – Correlação entre as velocidades médias nas regiões 1; 2; 3; 4 e 5 para as metodologias PIV vs CFX... 64
42Figura 5.9 – Evolução do Oxigênio Total em função do tempo de injeção de gás para a vazão de 16,7 Nm3/h. ... 65
43Figura 5.10 – Evolução do Oxigênio Total em função do tempo de injeção de gás para a vazão de 33,5 Nm3/h. ... 66
44Figura 5.11 – Comparação da evolução do Oxigênio Total em função do tempo de injeção de gás para as vazões de 16,7 Nm3/h e 33,5 Nm3/h... 67
45Figura 5.12 – Evolução para a área ocupada pelas inclusões em função do tempo de injeção de gás para a vazão de 16,7 Nm3/h – Análises via MEV... 68
46Figura 5.13 – Evolução para a área ocupada pelas inclusões em função do tempo de injeção de gás para as vazões de 33,5 Nm3/h – Análises via MEV. ... 69
47 Figura 5.14 – Comparação da evolução para a área ocupada pelas inclusões em função do tempo de injeção de gás para as vazões de 16,7 Nm3/h e 33,5 Nm3/h – Análises via MEV. ... 69
49Figura 5.16 – Correlação entre os valores de Aporte de Energia ao Sistema, (W/kg) em função da vazão de gás injetada (Nm3/h) - Sistema Industrial ... 76
50Figura 5.17 – Perfil de Velocidade para o Aço Líquido Uaço [m/s]. Simulação numérica da condição
industrial. Vazões: a) 16,7 Nm3/h; b) 33,5 Nm3/h e c) 67,1 Nm3/h. ... 77
51Figura 5.18 – Perfil para Taxa de Aporte de Energia ao Sistema [W/kg]. Simulação numérica da condição industrial. Vazões: a) 16,7 Nm3/h; b) 33,5 Nm3/h e c) 67,1 Nm3/h. ... 78
52 Figura 5.19 – Perfil para Taxa de Aporte de Energia ao Sistema [W/kg]. Simulação numérica da condição industrial. Vazões: a) 16,7 Nm3/h; b) 33,5 Nm3/h e c) 67,1 Nm3/h. ... 78
53Figura 5.20 – Perfil para Velocidade de Subida da pluma de gás [m/s]. Simulação numérica da condição industrial. Vazões: a) 16,7 Nm3/h; b) 33,5 Nm3/h e c) 67,1 Nm3/h. ... 79
54Figura 5.21 – Perfil de Velocidade para o Aço Líquido Uaço [m/s]. Simulação numérica da condição
industrial. Vazões: a) 33,4 Nm3/h; b) 67,0 Nm3/h e c) 134,2 Nm3/h. ... 80
55Figura 5.22 – Perfil para Taxa de Aporte de Energia ao Sistema [W/kg]. Simulação numérica da condição industrial. Vazões: a) 33,4 Nm3/h; b) 67 Nm3/h e c) 134,2 Nm3/h. ... 80
56Figura 5.23 – Previsão do Modelo Macroscópico para Choque e Coalescimento de Inclusões para a evolução das análises de Oxigênio Total- vazão de 16,7 Nm3/h. ... 81
57Figura 5.24 – Previsão do Modelo Macroscópico para Choque e Coalescimento de Inclusões para a evolução das análises de Oxigênio Total - vazão de 33,5 Nm3/h. ... 82
58Figura 7.1 – Evolução do Diâmetro de Bolhas dB em função da vazão de gás para as diferentes abordagens
aplicadas ao modelo Real. ... 92
59Figura 7.2 – Esquema simplificado da técnica do PIV (Dantec Dynamics) ... 93
LISTA DE TABELAS
1 Tabela I.1 – Situação setor Siderúrgico Nacional... 1
2 Tabela III.1 – Relações entre m e m. MAZUMDAR, e GUTHRIE [04]... 9
3 Tabela III.2 – Relações entre tempo de misturamento e parâmetros operacionais MAZUMDAR e GUTHRIE [04]. ... 12
4 Tabela III.3 – Outras Relações entre tempo de misturamento e parâmetros operacionais MAZUMDAR, e EVANS [06]. ... 13
5 Tabela III.4 – Um resumo de várias correlações desenvolvidas para estimar a transferência de calor e massa em panelas com injeção de gás, MAZUMDAR, e EVANS [06]. ... 14
6 Tabela III.5 – Tipos e Características das principais inclusões exógenas, LASCOSQUI [13]. ... 16
7 Tabela IV.1 – Características do processo de injeção de gás na ArcelorMittal Monlevade... 42
8 Tabela IV.2 – Relação entre vazões de gás para Protótipo e Modelo. ... 45
9 Tabela IV.3 – Definição da população amostral para análise de inclusões não-metálicas... 52
11Tabela V.1 – Avaliação da diferença estatística para médias utilizando a metodologia teste-t -01 plugue... 57
12Tabela V.2 – Avaliação da diferença estatística para médias utilizando a metodologia teste-t - 02 plugues. . 58
13Tabela V.3 – Evolução para o Histograma de Distribuição de Área Ocupada pelas Inclusões em Função do Tempo de Injeção de Gás – vazão 16,7 Nm3/h. ... 71
14Tabela V.4 – Evolução para o Histograma de Distribuição de Área Ocupada pelas Inclusões em Função do Tempo de Injeção de Gás – vazão 33,5 Nm3/h. ... 73
15Tabela V.5 – Evolução para os valores da taxa de aporte de energia ao sistema em função da vazão de gás injetado – Condição industrial ... 76
16Tabela VII.1 – Medidas para o Diâmetro de Bolhas com Base nas Filmagens. ... 91
LISTA DE SÍMBOLOS, ABREVIATURAS E SIGLAS
IBS – Instituto Aço Brasil;
CFX – Código do pacote comercial Ansys®
LD – Conversor Linz-Donawitz;
ppm – Partes por milhão;
IR-UT - Injection Refining-Up Temperature;
RH - Ruhrstahl-Heraeus;
VD - Vacuum Degassing;
CFD - Computational Fluid Dynamics, Fluidodinâmica Computacional;
Ar – Argônio;
N2 – Nitrogênio;
CO2– Dióxidode Carbono;
Nfr - Número de Froude;
k - Energia cinética turbulenta (m2/s2);
MVF - Método dos Volumes Finitos;
VC - Volumes de controle;
PIV - Particle Image Velocimetry;
Up - Velocidade de ascensão da pluma [m/s];
Q - Vazão de gás [Nm3/h];
L - Altura da coluna de líquido [m];
R - Raio da panela [m];
n - fluxo molar de gás injetado, [mol / s];
R - constante dos gases perfeitos, 8,31 [J / K. mol];
Taço- temperatura do aço, [K];
TI - temperatura do gás no ponto de injeção, [K];
Ho - profundidade do elemento de injeção, [m];
Pa - pressão ambiente, [Pascal] ;
ML- massa de aço no reator, [kg];
VC – Volume de Controle;
MDF – Método de Diferenças Finitas;
MEV – Microscopia Eletrônica de Varredura;
MMO – Metalografia em Microscópio ótico;
T.O. – Oxigênio Total;
T.O.S. – Total Oxigen Sample;
Hm– Altura do Modelo;
Hp - Altura do Protótipo;
dm - Diâmetro do Modelo;
dp - Diâmetro do Protótipo;
dB– Diâmetro de Bolha (cm);
Qm - Vazão no Modelo;
Qp - Vazão no Protótipo;
KCl – Cloreto de Potássio;
C μ - Constante do modelo k - ε de turbulência;
C ε 1- Constante do modelo k - ε de turbulência;
C ε 2 - Constante do modelo k - ε de turbulência;
U ou
u
- Componente média da velocidade (m/s);t- Tempo (s);
- Operador Nabla;
B - Soma das forças do corpo (gravidade, magnetismo, etc.) (N);
Pk - Turbulência devido a forças viscosas e flutuabilidade;
T- Temperatura (K);
V
S - Velocidade superficial [cm/s]C - Concentração volumétrica local (m3/m3);
Cmed - Concentração volumétrica media (m3/m3);
Re- Número de Reynolds;
NFr,m - Froude modificado;
Re’- Número de Reynolds corrigido;
Sh - Número de Sherwood;
Sc- Número de Schmidt;
dp- Diâmetro da partícula (m);
gc – Gravidade (m/s2);
Letras Gregas
-Taxa de Aporte de Energia, [Watts / kg]
- Tensão superficial entre as bolhas de ar e a água [din/cm2]incl - velocidade de flotação da inclusão – [m/s]
aço - densidade aço – [kg/m3]
inclu. - densidade da inclusão − [kg/m3]
μ - viscosidade do aço – [kg/ms]
ε
- Taxa de dissipação da energia cinética de turbulência (W/kg);μeff - Viscosidade efetiva (Pas);
μ - Viscosidade absoluta do fluido ou Viscosidade molecular (Pas);
μt - Viscosidade turbulenta (Pas);
μm – Micrometro;
– Ângulo entre Plugues (em graus);
’ - Componente de flutuação da pressão (Pa);
k - Variáveis do modelo k - ε de turbulência;
ε – Variáveis do modelo k - ε de turbulência;
l - Massa específica do fluido (kg/m3);
- massa específica do aço, [kg / m3];
β (υi ,υj
)
-
Probabilidade de colisão entre as duas partículasi
ej
[m3/s]s - Massa específica da fase dispersa (partículas) (kg/m3);
m - tempo de misturamento;
- tempo de misturamento [s];
– relação de escala entre modelo e protótipo;
– energia potencial gravitacional por unidade de massa;
– Constante de Saffman & Turner;
RESUMO
Devido ao aumento das exigências de qualidades dos aços, as empresas siderúrgicas
têm melhorado continuamente seus processos e produtos. Os aços “clean steel”, são
exemplos de produtos desenvolvidos para atender a um nível superior de qualidade. “Clean
Steel” ou aço limpo pode significar menor número de impurezas ou residuais (Cu, Sn, por exemplos) e baixos níveis de inclusão. A homogeneização do banho, através da agitação do aço líquido, é um fator importante durante o processo siderúrgico, já que a homogeneização térmica e da composição química é um dos requisitos crítico do processo. A fim de minimizar os efeitos negativos das inclusões pode-se melhorar a taxa de remoção destas durante o refino secundário do aço e/ou modificar a morfologia e composição das inclusões.
A remoção de inclusões está relacionada a fenômenos de fluxo. Assim, este trabalho é baseado em duas abordagens principais:
1 - Estudar o comportamento fluidodinâmico do aço líquido em uma panela de aciaria com injeção de gás inerte. Modelagem física e matemática (CFD) foram empregadas para avaliar a influência da taxa de injeção e da distribuição do gás, além da posição do plugue poroso sobre o campo de velocidade. O modelo numérico – CFD, foi validado pelas
medições realizadas via “Particle Image Velocimetry” (PIV).
2 - A evolução do teor de inclusão de um aço acalmado ao alumínio foi avaliada através das análises de TOS e MEV. Como resultado, foi desenvolvido um modelo macroscópico para
prever a remoção de inclusão com base nos mecanismos de Saffman & Turner e de Stokes.
Ao final, evidenciou-se a influência de parâmetros operacionais, como vazão de gás injetado e tempo de tratamento, na flotação de inclusões não metálicas. A condição e vazão de 33,5
Nm3/h foi mais eficiente na remoção de inclusões, e as inclusões remanescentes eram
ABSTRACT
Due to increasing steel quality requirements steelmaking companies have been continuously improving their processes and products. Clean steel is an example of a product developed for better quality. Clean steel could mean either lower impurity (Cu, Sn as examples) amount or lower inclusionary levels. Stirring of liquid steel is an important step during the steelmaking process since achieving chemical composition and temperature homogenization is a critical requirement. In order to minimize the negative effects of inclusions, one may is improve the rate of inclusions removal during the secondary refining of molten steel and modify the inclusions morphology and chemical composition.
Inclusion removal is related to flow phenomena. Thus this work is based on two main approaches:
1 – Studying the fluid dynamic behavior of liquid steel in a ladle fitted with inert gas injection. Physical and mathematical modeling (CFD) have been employed to assess the influence of gas flow rate and gas distribution, nozzle position on the velocity field. CFD modeling was validated by Particle Image Velocimetry (PIV) measurements.
2 – The evolution of inclusion content of a given aluminum killed steel has been followed using techniques such as TOS, SEM. As a result a macroscopic model for inclusion removal based on Saffman & Turner and Stokes mechanisms have been developed.
As a conclusion, the influence of operating parameters such as flow rate of gas injected and treatment time, in the flotation of non-metallic inclusions, was observed. The gas flow rate of
33.5 Nm3/h was more efficient in removal non-metallic inclusions, and the
1. INTRODUÇÃO
O setor siderúrgico atravessa um período turbulento como resultado da recente crise mundial que teve seu ápice no último trimestre de 2008. A competição por mercados que ofereçam melhores preços é acirrada, e o Brasil mostra-se como um mercado siderúrgico promissor, o que atrai um grande movimento internacional para a venda de produtos siderúrgicos no país. Isso exige das empresas um esforço considerável em reduzir seus custos de produção e ainda melhorar continuamente a qualidade de seus produtos e serviços, visando atender cada vez melhor seus clientes. A tabela I.1 mostra a situação do cenário siderúrgico nacional no ano de 2010.
1Tabela I.1 – Situação setor Siderúrgico Nacional.
Parque Produtor de Aço:
28 usinas, sendo que 13 integradas (a partir do minério de ferro) e 15 semi-integradas (a partir do processo de ferro gusa com a sucata), administradas por 10 grupos empresariais.
Capacidade instalada: 44,6 milhões de t/ano de aço bruto
Produção de Aço Bruto: 32,9 milhões de t
Produtos siderúrgicos: 31,8 milhões de t
Consumo aparente: 26,1 milhões de t
Número de colaboradores: 142.226
Saldo comercial: US$ 337 milhões - 1,7 % do saldo comercial do país
15ª Exportador mundial de Aço Exportações diretas
7ª Maior exportador líquido de Aço (exp - imp): 3,1 milhões de t
Exporta para mais de 100 países
Exportações indiretas (Aço contido em bens): 2,7 milhões de t
Consumo per capita de Aço no Brasil: 152 quilos de aço bruto/habitante
Principais setores consumidores de Aço: Construção Civil; Automotivo; Bens de capital, Máquinas eEquipamentos (incluindo Agrícolas); Utilidades Domésticas e Comerciais.
Fonte: IBS - Instituto Aço Brasil 2010
Dados de Mercado
No processo de produção de aço via rota Conversor LD, Forno Panela e Lingotamento contínuo (fluxo – Figura 1.1), a homogeneização química e térmica do aço liquido é de fundamental importância para a qualidade do produto e diminuição de perdas no processo produtivo, como por exemplo: não qualidade e aumento de custo com re-trabalho. Um dos métodos muito utilizados para produzir movimentação e misturamento do banho metálico é através da injeção de gás inerte na panela de aço via plugue poroso.
1Figura 1.1 – Fluxo de produção de aço em Aciaria LD.
No fluxo apresentado na figura 1.1, a estação de metalurgia na panela tem grande contribuição na homogeneização do banho e antecipação de algumas ações, como por
exemplo: correção da composição química e acerto de ppm de O2, realizadas na estação de
metalurgia secundária, neste caso Forno Panela.
Geralmente, a estação de metalurgia na panela não tem todo seu potencial explorado, tanto do ponto de vista de melhoria da qualidade quanto da otimização do fluxo de produção. Seja pelo fato da existência de uma estação posterior de refino, o que diminui a responsabilidade na operação de metalurgia de panela, ou pelo fato de não se ter bem conhecidos e estudados, todos os parâmetros de processo e o comportamento do banho durante essa etapa, como por exemplo:
• Fluxo do metal líquido dentro da panela;
• Tempo de misturamento;
• Perda térmica durante o processo;
• Mecanismos de flotação de inclusões não-metálicas;
1.1. Justificativa e Relevância do Projeto em Face ao Desenvolvimento Científico e Tecnológico
Atualmente, faz se necessária a melhoria dos processos de fabricação, sobretudo de refino do aço, com intuito de melhoria da qualidade sem, no entanto aumentar os custos de produção. Um dos caminhos possíveis para a melhoria e desenvolvimento de processos industriais é a experimentação em usinas atuando em variáveis operacionais. Entretanto, esse é um caminho oneroso e muitas vezes não conclusivo devido aos ruídos presentes em experimentação industrial.
Os métodos de simulação física e computacional representam uma importante ferramenta para simular processos industriais, verificando a influência de variáveis de processo sem comprometer a rotina operacional reduzindo assim os custos com experimentação e produtos que possam apresentar problemas de qualidade ou por ventura não atender as especificações dos clientes, provenientes de resultados inesperados.
2. OBJETIVO
O objetivo geral do projeto é fornecer subsídios, através do estudo fluidodinâmico do processo de Rinsagem, à operação industrial, para a otimização dos parâmetros de processo da etapa de metalurgia de panela na produção de aços de alta qualidade, com o foco na remoção de inclusões não-metálicas.
Os objetivos específicos que suportam o objetivo geral são listados a seguir:
Simular e estudar o comportamento do aço líquido dentro de uma panela com
injeção de gás inerte via plugue poroso;
Criar um modelo matemático utilizando a técnica de CFD (Computational Fluid
Dynamics) para descrever o comportamento do aço líquido na panela;
Investigar o processo de flotação e remoção de inclusões no aço líquido durante a
etapa de metalurgia secundária com foco na Vazão de gás e no tempo de processo;
Validar o modelo matemático, com simulação física e testes experimentais
realizados na usina;
3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Após um primeiro tratamento do aço, também chamado de refino primário, são diversos os processos disponíveis para executar as variadas operações necessárias ao refino secundário dos aços. A maioria dos processos consiste no tratamento em panelas, sendo raríssimos aqueles que são feitos em outros vasos. Por isso, o termo refino secundário muitas vezes se confunde com metalurgia de refino ou metalurgia de panela. Existem muitos processos destinados a esse fim como, por exemplo: Forno Panela; IR-UT (Injection Refining-Up Temperature); RH (Ruhrstahl-Heraeus), VD (Vacuum Degassing) e suas variações; e o
processo de Injeção de Gás Inerte, objeto deste estudo, já que também está presente na
maioria dos processos de refino.
3.1. Agitação nos Processos com Borbulhamento de Gás
O processo de borbulhamento de gás inerte é um processo de refino secundário utilizado em quase todas as Aciarias. Por ser eficiente na mistura do metal líquido e na aceleração das reações metal-escória (agitação), é empregado como auxiliar em praticamente todas as operações de refino. Normalmente, são colocados no fundo da panela um ou mais tijolos
permeáveis ou porosos que permitem a passagem de um gás inerte (Ar, N2 ou mesmo CO2).
Além da função de injeção de gás para promover a movimentação do banho, durante essa etapa faz-se também a injeção de fios ou mesmo adição e ligas granuladas para acerto da composição química.
Um esquema proposto por RIBEIRO e SAMPAIO [01], é mostrado na figura 3.1 que ilustra a
evolução dos gases em meio ao aço líquido em uma panela com injeção de gás via plugue poroso posicionado no centro da panela. Nesta configuração, distinta da realidade operacional com relação à posição do plugue poroso, que normalmente é descentralizado, para evitar zonas mortas, estão presentes todos os componentes e variáveis de importância para a
descrição deste processo. A região de passagem das bolhas de gás, Pluma, tem o formato de
um cogumelo, recebendo sua parte superior o nome de Domo, onde a região exposta à
2Figura 3.1 – Injeção de gases por tijolo poroso em panela de aço, RIBEIRO e SAMPAIO [01].
A velocidade de ascensão da pluma é um importante indicador da velocidade média de recirculação do líquido, o que determina o tempo de misturamento ou tempo necessário para a homogeneização do banho.
Experimentalmente, SAHAI e GUTHRIE [02], propuseram uma relação que correlaciona a
velocidade de ascensão da pluma Up com as características geométricas da panela e a vazão
de gás.
(3.1)
Onde,
Up: Velocidade de ascensão da pluma [m/s];
Q: Vazão de gás [Nm3/h];
L: Altura da coluna de líquido [m];
R: Raio da panela [m];
K: é uma constante, que neste caso é igual a 61,8 [m1/12/minuto2/3].
Conhecendo-se a velocidade da pluma é possível determinar a altura do Domo (hd). Essa
3.1.1. Potência de Agitação e Energia de Misturamento
Durante a injeção de gás inerte na panela, certa quantidade de energia é responsável por promover o movimento de circulação do aço, sendo que os fenômenos de transferência de calor e massa no interior do líquido bem como na interface entre o metal e a segunda fase (seja ela uma escória ou o ambiente gasoso) são regidos, ao menos parcialmente, pelo campo de velocidade desenvolvido. Então, é importante quantificar o aporte de energia fornecido ao aço e correlacioná-lo com parâmetros de importância industrial, como por exemplo, tempo de misturamento ou tempo de homogeneização.
Das várias formas de energia, que poderiam contribuir para o misturamento do aço líquido quando da injeção de gás inerte sob as condições industriais mais comuns, a parcela mais importante se refere ao trabalho de expansão das bolhas de gás quando as mesmas atravessam o líquido, desde o ponto de injeção até a interface metal-escória. Admite-se que esta parcela atinja contribuição da ordem de 95%.
No cálculo da chamada Taxa Específica de Aporte de Energia ao Metal,
, duascontribuições podem ser citadas:
a) Nos casos em que o gás é injetado no banho na mesma temperatura do aço. A
porção de trabalho a ser considerada seria aquela de expansão das bolhas de gás, isotérmica, quando a pressão metalostática diminui devido à ascensão no campo gravitacional.
L a Aço M P H g T R n 0 1 1 ln (3.2)
b) Na hipótese de injeção de gás a temperatura ambiente, pode-se dizer que o gás
irá se expandir em função do seu aquecimento. Uma formulação aproximada seria:
L I AçoM
T
T
R
n
2
Onde:
Taxa Específica de Aporte de Energia, [Watts / kg]n fluxo molar de gás injetado, [mol / s];
R constante dos gases perfeitos, 8,31 [J / K. mol];
Taço temperatura do aço, [K];
TI temperatura do gás no ponto de injeção, [K];
massa específica do aço, [kg / m3];
g aceleração da gravidade, 9,81 [m / s2];
Ho profundidade do elemento de injeção, [m];
Pa pressão ambiente, [Pascal] ;
ML massa de aço no reator, [kg].
Relações como estas, para o cálculo da Taxa Específica de Aporte de Energia ao sistema, têm
se mostrado úteis no tratamento de dados experimentais. É muito comum, desde o trabalho
clássico de SZEKELY et al[03] se admitir uma relação funcional entre o Tempo de
Misturamento ou de homogeneização,
, e a Taxa Específica de Aporte de Energia aosistema,
, do tipo:n
a
(3.4)
Onde,
: Tempo de mistura ou de homogeneização [s];
: Taxa específica de aporte de energia ao sistema [W/kg];Nesta expressão os parâmetros
a
en
seriam determinados pela natureza geométrica dosistema:
Geometria da panela;
Geometria, profundidade de imersão e disposição dos plugues;
e seriam constantes “universais” válidas para o modelo e para a máquina industrial (protótipo), .
em um sistema aquoso para uma situação tipicamente experimental. (L = 1,0m, D = 1,0m, Q = 1,0 x10-4 Nm3/s e TL = 298K). Vários pesquisadores investigaram as correlações entre o
tempo de misturamento,
m, e a taxa específica de aporte de energia no sistema,
m.MAZUMDAR e GUTHRIE [04]. Nas expressões L (altura da coluna de líquido – cm); Q (vazão de
gás – unidade depende da expressão Nl/min ou m3/s); W (é a massa de fluido – t)
2Tabela III.1 – Relações entre
m e
m. MAZUMDAR, e GUTHRIE [04].A figura 3.2 mostra a correlação funcional entre o tempo de mistura e taxa especifica de entrada de energia por fluxo de gás, reproduzidos a partir do trabalho de vários
investigadores. (a) ASAI et al ., (b) KRISHNAMURTHY et al. e (c) GUTHRIE, M.[05].
3.1.2. Perfil de Comportamento de Fluidos em Sistemas com Agitação de Gás
Em um sistema com injeção de gás inerte (Ar ou N2) em uma panela de aço, onde se busca a
homogeneização química e térmica do banho metálico e a remoção de impurezas não-metálicas, muitas vezes as reações na interface metal-escória necessitam ser aceleradas. Deste modo, uma grande variedade de vazões de gás é passível de ser utilizada, o que aumenta a complexidade do sistema já existente, que envolve fluxos multidimensionais e multifásicos,
MAZUMDAR e GUTHRIE [04].
Para tanto, muitos modelos físicos, utilizando normalmente água e ar, que reproduzem as relações de viscosidade entre aço e gás inerte, são estudados sobre três aspectos:
a) Dinâmica dos Fluidos: Em um modelo físico (gás – água) as duas fases distintas são
subdivididas em quatro regiões com características bem diferentes, são elas: 1) Borbulhamento primário; 2) Borbulhamento livre; 3) Pluma e 4) Esguicho ou repuxo (spout). A energia cinética e o modo de injeção do gás não têm o mesmo efeito nas demais zonas como ocorre na zona primária de borbulhamento. As características e distribuição do tamanho das bolhas são fatores que irão ditar o comportamento (fração volumétrica de gás, freqüência e velocidade de subida das bolhas, dependendo da geometria e posição dos plugues de injeção) nestas outras regiões e não as condições de entrada do gás. Um importante número adimensional para descrever as características
nas regiões de duas fases é o número de Froude modificado (NFr,m).
l g m
Fr
g
u
N
2,
´
(3.5)
que considera a razão entre a força de inércia do gás, no ponto de injeção, e a força peso do líquido, determinante do grau de penetração do jato.
Na literatura são relatados vários esforços para desenvolver expressões que descrevam a velocidade de ascensão do gás na pluma e a recirculação do liquido em função de variáveis de processo, tais como vazão de gás e dimensões da panela. Considerando que a formação de bolhas de um bocal ou orifício evolui rapidamente em uma nuvem de
bolhas de calota esférica que exibem coeficientes de arraste equivalentes, CD, SAHAI e
velocidade crescente, UB) exerce uma força de arrasto, FB sobre o líquido dentro da panela descrita pela equação:
(3.6)
Outra correlação explícita para a velocidade da pluma UP, descrita também por SAHAI e
GUTHRIE [02], em termos de profundidade de líquido dentro da panela, L, o raio da
panela, R e fluxo de gás (com referência a altura média e temperatura do líquido), Q, já
apresentada anteriormente, é:
(3.1) O modelo para a descrição da velocidade de pluma descrito pela equação 3.1 é essencialmente baseado em um modelo de fluxo homogêneo, no qual, o fenômeno de deslizamento das bolhas não foi contabilizado.
Por isso, esse modelo foi questionado por MAZUMDAR e EVANS [06], em função de tal
modelo partir do pressuposto de que a taxa na qual a energia é transmitida pelas bolhas ascendentes é contrabalanceada em condições de estado estacionário pela taxa na qual a energia cinética de turbulência é dissipada dentro do sistema. No entanto, devido ao deslizamento das bolhas, com formação de ondas e formação de gotículas na superfície livre, bem como ao atrito na parede, é improvável que os fenômenos de turbulência por si só dissipem toda a energia de entrada fornecida ao sistema. Com isso uma expressão mais adequada para a média de velocidade de circulação do líquido seria:
(3.7) Então foi proposto que a velocidade da pluma em panelas agitados com injeção de gás seria:
(3.8)
b) Misturamento (homogeneização): A eficiência térmica, e principalmente, das reações químicas que ocorrem dentro da panela de aço está diretamente relacionada com a capacidade do sistema de possibilitar a interação entre os reagentes e a remoção dos produtos formados, o que depende da eficiência do processo de homogeneização do
banho. Logo avaliar o tempo de misturamento é uma forma de avaliar o desempenho do
processo de injeção de gás inerte.
Muitos esforços são destinados para quantificar o tempo de misturamento em função de variáveis operacionais através de modelos aquosos, onde diferentes técnicas experimentais têm sido aplicadas, embora métodos baseados na medição de pH e
condutividade elétrica sejam os mais populares, MAZUMDAR e GUTHRIE [04]. Estudos
relatados na literatura investigaram as influências de variáveis como: as diversas vazões de gás, a geometria das panelas e as configurações dos plugues no tempo de misturamento. Como conseqüência, uma variedade de relações funcionais entre o tempo
de mistura,
m, e a taxa específica de aporte de energia ao sistema,
m e variáveisoperacionais foram propostas e são mostradas na tabela III.2.
3Tabela III.2 – Relações entre tempo de misturamento e parâmetros operacionais MAZUMDAR
e GUTHRIE [04].
Importante observar que todas essas equações descritas na tabela III.2 tem o mesmo
formato da equação proposta por SZEKELY et al[03],apresentada anteriormente.
MAZUMDAR e EVANS [06], propuseram outras relações para avaliar o tempo de
profundidade do líquido na panela, L. Contudo, a maioria das proposições é para sistemas axialmente simétricos de injeção de gás.
4Tabela III.3 – Outras Relações entre tempo de misturamento e parâmetros operacionais
MAZUMDAR, e EVANS [06].
c) Transferência de Calor e Massa: Inúmeros estudos foram realizados para verificar as
interações entre gás-metal-escória em panelas com injeção de gás inerte. Com esse
intuito, experimentos realizados por KIMANDR e FRUEHAN [07] e também
TANIGUCHI et al [08], mostraram que com o aumento da vazão de gás injetado,
aumenta a absorção de gás pela escória com formação do “olho da pluma”. Estudos em
sistemas óleo e água indicaram que a interface entre água e óleo (simulando interações entre metal e escória), com injeção de gás, sofre distúrbios consideráveis, com conseqüente arraste da escória para dentro do metal. Com baixas vazões de gás na interface não se produz tanta turbulência, contudo, esta vem a ocorrer com o aumento da vazão de gás, ver esquema descrito na figura 3.3, que mostra uma simulação da interação entre óleo (escória) e água (aço) com o aumento da vazão de gás.
Inversão Água
Ligamento de óleo Di reç ão do Fl uxo
Pl uma ól eo
Inversão Água
Ligamento de óleo Di reç ão do Fl uxo
Pl uma ól eo
4Figura 3.3 – Simulação de turbulência na interface água e óleo. MIETZ e SCHNEIDER [09].
Várias correlações foram desenvolvidas para descrever a transferência de calor e
massa entre líquido e sólido como mostra a tabela III.4. Contudo, TANIGUCHI et
al[08] afirma que essas equações são insuficientes para descrever a complexidade do fluxo de gás em panelas, devido à natureza turbulenta do fluxo. Desta forma esse
pesquisador apresenta a equação de Whitaker, que, no entanto apresenta limitações
para aplicações em banhos em altas temperaturas. A equação proposta por
MAZUMDAR apresentou boa concordância com a equação proposta por TANIGUCHI.
5Tabela III.4 – Um resumo de várias correlações desenvolvidas para estimar a transferência de calor e massa em panelas com injeção de gás, MAZUMDAR, e EVANS [06].
Estas correlações para transferência de calor e massa não descrevem o quadro por completo, por exemplo, para a estimativa de fusão e/ou taxas de dissolução; para este propósito devem ser aplicadas em conjunto com expressões que descrevam o balanço de calor e massa.
3.2. Inclusões Não Metálicas
reduzir ou obter inclusões mais adequadas à aplicação prevista para um determinado aço,
MAGALHÃES[10] , ou ainda, um controle de processos de fabricação dos aços capaz de prever
e obter inclusões adequadas à aplicação prevista para o aço, AVILLEZ[11]. O termo reduzir
pode ser entendido como a otimização do processo de flotação de inclusões, já que essas invariavelmente serão geradas durante o processo, como é o caso dos aços acalmados ao Alumínio. Então, tão importante como minimizar a geração de inclusões ou atuar na sua morfologia de modo a adequar sua forma e tamanho à aplicação final, é trabalhar no sentido de promover a remoção das inclusões durante o processo de refino do aço através de sua flotação.
3.2.1. Origem das Inclusões Não-Metálicas
Inclusões podem gerar muitos defeitos nos produtos finais, como por exemplo, flanges trincados, devido à falta de formabilidade nas latas de aço (Aço Baixo Carbono Acalmado ao Alumínio), eixos e rolamentos podem apresentar problemas de baixa vida à fadiga. Ambas, formabilidade e resistência à fadiga são altamente afetadas por inclusões não-metálicas de sulfetos e óxidos presentes nos aços. Além da quantidade de inclusões não-metálicas, a integridade do aço também irá depender da distribuição, morfologia e composição química das inclusões. A distribuição do tamanho das inclusões é um fator muito importante, já que as macroinclusões são mais danosas às propriedades mecânicas que as inclusões de pequeno tamanho. Estima-se que 1kg de Aço Baixo Carbono Acalmado ao Alumínio contenha entre
107 a 109 inclusões, ZHANG e THOMAS [12].
As inclusões não-metálicas são provenientes de várias fontes:
5Figura 3.4 – Tipos e morfologias de inclusões de Alumina. ZHANG e THOMAS [12].
2. Reoxidação, com formação de produtos como a alumina: que é gerada quando: i) o Al
presente no aço líquido é oxidado pelo FeO, MnO, SiO2 e outros óxidos contidos na
escória e nos revestimentos refratários, ou ii) pela exposição do aço ao ambiente;
3. Arraste de escória: quando os fluidos metalúrgicos são arrastados para o aço, o que ocorre principalmente durante a transferência entre vasos de aciaria, como por exemplo, da panela para o distribuidor.
4. Inclusões exógenas provenientes de outras fontes: incluem partículas, pedaços de tijolos refratários e partículas de revestimento cerâmico, como exemplificado na tabela III.5. Eles são geralmente grandes e de forma irregular. Podem atuar como sítios para a nucleação heterogênea de alumina, como retratado na figura 3.4 (c).
6Tabela III.5 – Tipos e Características das principais inclusões exógenas, LASCOSQUI [13].
5. As provenientes de outras reações químicas: por exemplo, os óxidos gerados quando
o tratamento com Cálcio para produzir modificação de inclusão.
Em resumo, as inclusões podem ser classificadas em dois grandes grupos, de acordo com sua origem:
Endógenas - têm origem em reações que ocorrem no interior do banho durante o tratamento do aço. Uma característica destas inclusões é que são microscópicas.
Exógenas - quando são provenientes de arraste de escória, pó fluxante ou de interação entre metal e o refratário, são de fonte externa ao aço líquido. Geralmente as inclusões exógenas possuem um tamanho maior que as endógenas, podendo ser vistas a olho nu.
3.2.2. Desoxidação Com Alumínio.
Após o refino primário do aço, o banho metálico possui um elevado percentual de oxigênio devido ao processo de sopro. Em função desse elevado teor de oxigênio no banho se faz necessário adicionar elementos desoxidantes de tal forma a abaixar o potencial de oxigênio do aço líquido, de forma a garantir que o aço possa ser transferido para o processo seguinte. A reação pertinente seria dada pela equação 3.9 e sua constante de equilíbrio, conforme equação 3.10.
Reação de desoxidação:
(3.9) Constante de Equilíbrio:
(3.10)
O Alumínio é conhecido como o mais forte agente desoxidante comumente utilizado nas aciarias. A vantagem do alumínio, sobre o Silício e o Manganês, outros agentes desoxidantes muito utilizados em aciarias, é o baixíssimo teor de oxigênio solúvel residual, o que previne a formação de monóxido de carbono durante a solidificação; a grande energia interfacial do óxido de alumínio em contato com o metal líquido favorece a remoção das inclusões
não-metálicas. Interessante foi a observação, feita por PLÖCKINGER em 1963, de que as
inclusões de silicato e que essa flotação é independente do tamanho ou da densidade da inclusão, DEKKERS [14].
A influência dos elementos na desoxidação do aço é apresentada na figura 3.5, onde as linhas pontilhadas mostram que em alta concentração do elemento desoxidante as curvas de concentração e de atividade se separam, devido à atração entre o elemento desoxidante e o
oxigênio dissolvido, OETERS [15].
6Figura 3.5 – Equilíbrio entre oxigênio e vários elementos desoxidantes dissolvidos em ferro líquido a 1600 °C. OETERS [15].
Resultados experimentais e práticos indicam que a desoxidação do aço usando Al é um processo muito rápido, onde o equilíbrio é alcançado em pouco tempo. O alumínio é um elemento desoxidante tão forte que 0,01% de Al reduz o teor de oxigênio para algo em torno
de 10ppm a 1600 ºC, MAGALHÃES[10].
Na investigação da morfologia das inclusões de Alumina, foi descoberto que a formação das dendritas é mais favorecida para altas concentrações de Alumínio e que a quantidade de dendritas diminui drasticamente durante a etapa de metalurgia de panela. Além disso, a morfologia não depende somente das atividades individuais do Oxigênio e do Alumínio, mas
também do conteúdo relativo destes elementos, como sugere a figura 3.6, DEKKERS [14]. Esta
7Figura 3.6 – Crescimento dos óxidos formados em função das atividades do Oxigênio e do metal na desoxidação. DEKKERS [14].
3.2.3. Efeito das Inclusões Não-Metálicas em Aços para Molas
Os efeitos prejudiciais das inclusões nas propriedades do aço e no seu desempenho durante as operações de processamento e no uso final são incontestáveis. Em geral, tanto as inclusões de óxido e ou sulfeto irão deteriorar as propriedades mecânicas do aço, tais como resistência à fadiga, tenacidade, ductilidade e conformabilidade. Inclusões grandes são mais prejudiciais do
que as pequenas e macroinclusões, as de 50 a 100 m ou maiores, mesmo ocasionais, são
desastrosas. Inclusões pequenas, que são inevitáveis, são menos danosas e às vezes podem até mesmo afetar favoravelmente os valores de certas propriedades, por exemplo, agindo como núcleos para a precipitação de outras fases ou influenciando o crescimento do grão. As inclusões com maior potencial para nuclear trincas são aqueles que ultrapassam um tamanho crítico de 10 m e estão próximas à superfície. O efeito prejudicial das inclusões também depende da diferença entre o coeficiente de dilatação térmico entre a inclusão e a matriz de aço. Assim, o controle de inclusões é particularmente importante em aplicações onde alta resistência à fadiga sob carregamento dinâmico é necessária, como por exemplo, aços para
molas empregado no setor automobilístico, HOLAPPA e HELLE[16].
distribuição de tensões ao redor das inclusões alterando o carregamento uniaxial, ATKINSON e SHI[17].
O efeito das inclusões na iniciação da trinca por fadiga depende da composição química, do tamanho e densidade, da localização em relação à superfície e da morfologia das mesmas. Inclusões de óxidos, frágeis, são mais prejudiciais à fadiga do que as de sulfetos que têm um alto índice de deformabilidade e as inclusões de sílica se comportam de uma forma intermediária. A Figura 3.7 apresenta um esquema da iniciação de trincas durante o processo de laminação. Grandes inclusões exógenas, provenientes do arraste de escória ou de origem dos refratários são sempre prejudiciais para as propriedades relacionadas à fadiga dos aços por causa de seu grande tamanho e formato irregular. Em termos do efeito da composição química das inclusões na origem das trincas por fadiga, as mais prejudiciais são a mais duras, ou seja,
as inclusões de Aluminia e as de Sílica, ATKINSON e SHI[17].
In cl usão
Força de At r it o
Voi d (b) Forças que agem no fi nal da t r in ca
For ça i mp ost a
pel o fl uxo de
met al
(a) Iníci o das t r incas Tr inc a Tr i nca
Inclusão Incl usão
Incl usão
For ça de At ri t o
Voi d
(C) Voi d r esul t ant e
(d) Ef ei t o r esul t ant e In cl usão
Força de At r it o
Voi d (b) Forças que agem no fi nal da t r in ca
For ça i mp ost a
pel o fl uxo de
met al
(a) Iníci o das t r incas Tr inc a Tr i nca
Inclusão Incl usão
Incl usão
For ça de At ri t o
Voi d
(C) Voi d r esul t ant e
(d) Ef ei t o r esul t ant e
8 Figura 3.7 – Esquema de formação de trincas e vazios em torno de inclusões durante a laminação,
ATKINSON e SHI[17].
No Japão o aço SAE9254, com limite de resitência da ordem de 1870 MPa, é o principal aço utilizado na aplicação de molas para válvulas, devido sua combinação de elevada resistência mecânica e ausência de inclusões não-metálicas grandes e de defeitos superficiais, conseguidos através da melhoria no processo de produção, principalmente nas etapas de
refino secundário e lingotamento contínuo, SHIWAKU et al[18]. Obteve-se sucesso na
produção dos aços SAE9254-V (V em referência a mola para Válvulas) com alta
confiabilidade para vida a fadiga, com os aços denominados “Superclean”, como mostra a
São completamente desoxidados com Sílicio;
Geram um tipo de inclusão que tem baixo ponto de fusão e boa ductilidade, de
acordo com eutético no diagrama ternário CaO; Al2O3 e SiO2;
Possuem a maioria das inclusões com tamanho entre 5 a 10 m; algumas entre 10
a 15 m e não possuem inclusões maiores que 15 m.
N
º
de
i
nc
lu
sõ
e
s
p
or
2
5g
d
e
ar
a
m
e
(l im po)
(Convencional )
T am anho da i ncl usão ()
N
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(l im po)
(Convencional )
T am anho da i ncl usão ()
9Figura 3.8 – Comparação do número de inclusões ricas em alumina entre 9254-V e SAE9254 pelo método de dissolução ácida, SHIWAKU et al[18].
Os resultados para o teste de fadiga realizado em máquina de teste Nakamura, para número de
ciclos superior a 1x108 ciclos, com quatro níveis de carregamento variando de 754,0 a 857,5
MPa, podem ser vistos na figura 3.9. Ficam evidenciados dois tipos de causas para a fratura do material: uma devido a fraturas originadas em inclusões não-metálicas e outra devido a fraturas originadas em defeitos superficiais. Os aços são iguais em composição química e propriedades mecânicas diferenciando-se apenas com relação à quantidade e distribuição de tamanho das inclusões não-metálicas presentes.
10Figura 3.9 – Resultado dos testes de Fadiga, SHIWAKU et al[18].
Por outro lado, para tensões menores que 833 MPa, ambos os mecanismos de iniciação de trinca estão presentes e o número de ciclos obtidos para o aço SAE9254-V foi superior, mostrando o efeito das inclusões na diminuição da vida em fadiga.
Tipos comuns de inclusões encontradas nas superfícies das fraturas por fadiga são mostrados na figura 3.10, que as classifica quanto a composição química e percentual de ocorrência em cada tipo de aço. Nota-se que todas as fraturas para o aço SAE9254 convencional possuem inclusões de alumina, ao contrário do SAE9254-V, que apresenta inclusões de Sílica, com conseqüente aumento na vida a fadiga.
Composição
Química Al2O3 Al2O3 - MgO Al2O3 – SiO2 SiO2 – Al2O3 SiO2 – Al2O3 - MgO Freqüência
SAE9254+V 25,0% 0,0% 0,0% 25,0% 50,0%
Freqüência
SAE9254 52,9% 38,3% 8,8% 0,0% 0,0%
Inclusão na Superfície da
fratura
11 Figura 3.10 – Composição química das inclusões onde são originadas as fraturas no material,
Outro importante aspecto é a relação entre as fraturas originadas em inclusões e a vida em fadiga do material. O tamanho, a composição química e a forma da inclusão e a profundidade da mesma com relação à superfície do material, são os fatores de maior importância quando se discute a influência de inclusões na vida a fadiga para aços mola.
O tamanho das inclusões, (tanto o maior, quanto o menor comprimento da inclusão) tem forte influência na vida a fadiga de modo que essa aumenta à medida que o tamanho das inclusões não-metálicas diminui.
3.2.4. Remoção de Inclusões
Como resultado da prática de desoxidação com alumínio, o aço líquido pode conter pequenas
partículas de alumina e impurezas que se combinam e formam “clusters”, que irão causar
defeitos nos produtos laminados. Considerando-se os teores de oxigênio total (Ototal) destes
aços, apenas uma pequena parte é oxigênio dissolvido, a maior parte do oxigênio está combinado na forma de inclusões. Estudos da cinética de desoxidação com alumínio,
DEKKERS [19], demonstram que a taxa aparente de desoxidação é controlada, principalmente,
pela velocidade de separação das inclusões de óxido de alumínio do banho metálico. Um meio efetivo de remover inclusões é promover a colisão e coalescência das partículas por meio de agitação do aço líquido promovendo a flotação dessas inclusões aglomeradas. Então, é comum na prática siderúrgica, injetar gás inerte no aço líquido com o objetivo de promover a homogeneização da temperatura do banho e da composição química, e a remoção de inclusões não-metálicas e impurezas.
3.2.4.1. O Fenômeno de Coalescimento das Inclusões
O fenômeno de coalescimento pode ser entendido com a colisão ou choque de pequenas partículas, neste caso partículas de inclusões, que se aglomeram formando uma partícula
maior. LASCOSQUI [13] explica que as principais razões para a coalescência são as colisões
TOZAWA et al [20], apresentam as principais premissas adotadas na construção de um modelo para a colisão e coalescência dos agregados de alumina:
1. Os “Clusters” de alumina são constituidos de uma coleção de N pequenas partículas
esféricas tendo um raio uniforme – r;
2. O tamanho do “cluster” (raio representativo), R, e o volume do “cluster” , V, é igual
ao volume de uma esfera de raio representativo, R;
3. Nos novos “clusters” que são formadas pela colisão e coalescência de dois outros
grupos, o número de partículas constituintes é igual a soma do número de partículas
constituintes dois grupos formadores, e o tamanho do novo “cluster” é especificado
pela relação expressa na equação 3.11. Onde, R [m] é o tamanho do “cluster” (raio
representativo), a N [---] é o número de partículas constituintes, r [m] é o raio das
partículas de pequena dimensão que formam “cluster”, Df [---] é a dimensão fractal
do “cluster”, e
n [kg/m3]é a densidade.(3.11)
4. A freqüência de colisões entre “clusters” de alumina segue a teoria da colisão e
coalescência de partículas esféricas.
De acordo com estas premissas, a quantidade de colisões, Nij, por unidade de tempo e unidade
de volume, entre duas partículas com volumes particulares υi e υj, pode ser expressa pela
equação 3.12.
(3.12) Onde
,
β (υ
i,υ
j),
é a freqüência de colisão entre as duas partículasi
ej
[m3/s], a qual édeterminada pelo modo do fluxo e tamanho das partículas;
n
i en
j são as concentraçõesnuméricas das partículas
i
ej
[-/m3].Existem vários mecanismos que podem contribuir para o valor de . Por exemplo, as colisões
próximas. Ou o choque de inclusões microscópicas devido ao efeito (movimento) Browniano,
MAGALHÃES[10].
Mecanismo Browniano: as partículas de Ferro se chocam com partículas
microscópicas de inclusão fazendo com que essas se choquem com outras inclusões. Com isso, há o aumento do raio facilitando a flotação, uma expressão que descreve esse mecanismo é apresentada na equação 3.13.
13 13
3 1 3 1 1 1 3 2 ) ,( i j
j i j
i b
kT
(3.13)
Mecanismo de Stokes: a partícula de inclusão de raio maior tende a se chocar com outra partícula de inclusão, porém de menor raio; isto porque suas velocidades de ascensão seriam proporcionais ao quadrado do raio. Deste choque resulta uma
inclusão ou “cluster” de maior velocidade de ascensão. Uma expressão que
descreve esse mecanismo é apresentada na equação 3.14.
j i j i j i
d R R v v
2 ) ( ) , (
(3.14)
Mecanismo de Agitação ou Mecanismo de Saffman & Turner: a eficiência da remoção das partículas de inclusão irá depender da magnitude da agitação. Agitações maiores irão fornecer maiores probabilidades das partículas se chocarem. Uma expressão que descreve esse mecanismo é apresentada na equação 3.15. 2 / 1 3 ) / ( ) ( 3 , 1 ) , (
t i j T RiRj (3.15).
