T EMÁTICA EME NGENHARIA DE

UFOP - CETEC - UEMG

REDEMAT

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UFOP – CETEC – UEMG

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

„‟

Comportamento Escória/Metal em Panela

de Refino de Aço Agitada por

Borbulhamento de Gás Inerte

_‟‟

Autor: Augusto Pereira de Sá

Orientador: Prof. PhD Carlos Antônio da Silva

Co-Orientador: Prof. Dr. Itavahn Alves da Silva

UFOP - CETEC - UEMG

REDEMAT

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M

UFOP – CETEC – UEMG

Augusto Pereira de Sá

„‟Comportamento Escória/Metal em Panela de Refino de

Aço Agitada por Borbulhamento de Gás Inerte‟‟

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: Prof. Dr. Itavahn Alves da Silva

‘’Impossível é apenas uma grande palavra usada por gente fraca que prefere viver no mundo como está em vez de usar o poder que tem para mudá-lo. Impossível não é um fato, é uma

AGRADECIMENTOS

Primeiramente gostaria de agradecer aos meus pais, Carlos e Maria Lúcia, por terem sempre incentivado aos meus estudos com entusiasmo e realizado todos os meus sonhos. A minha irmã Luciana e outros familiares que tenho certeza que estão felizes por mais essa conquista em minha vida.

Aos Professores Carlos Antônio da Silva e Itavahn Alves da Silva, orientadores e amigos que levarei por toda a vida. Obrigado pelos conselhos, paciência, dedicação e disponibilidade conferidos a mim desde meus primeiros projetos de iniciação científica.

À ThyssenKrupp Steel, por oferecer a oportunidade de fazer parte deste mestrado na Áustria e todos os conhecimentos advindos desta experiência.

Aos parceiros de Áustria: Izabela Duarte, Luiza Pessoa e Rodolfo Lisboa. Pelo companheirismo, risadas e aventuras neste período.

Aos colegas do laboratório de Pirometalurgia da UFOP, em especial Filipe de Menezes e Alexandre Pereira, pelo suporte no desenvolvimento deste trabalho.

À José Dimas de Arruda, irmão por opção e amigo que me acompanha desde a graduação.

À ArcelorMittal Juiz de Fora, empresa a qual trabalho atualmente, e que nunca poupou esforços para que mais essa vitória na minha vida fosse alcançada.

ÍNDICE

LISTA DE FIGURAS ... IX

LISTA DE TABELAS ... XII

RESUMO ... XIII

ABSTRACT ... XIV

1. INTRODUÇÃO ... 15

1.1. Justificativa e Relevância do Mestrado em Face ao Desenvolvimento Científico e Tecnológico ... 17

2. OBJETIVOS ... 18

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 19

3.1. Refino Secundário de Aços ... 19

3.2. Agitação em Panelas ... 21

3.3. Fenômenos Físicos Inerentes ... 25

3.4. Olho de Pluma ... 26

3.5. Potência de Agitação ... 31

3.6. A Camada de Escória ... 32

3.7. Emulsificação ... 33

3.8. Adição de Ligas ... 35

3.8.1. Dissolução das Ligas no Banho ... 36

3.8.2. Tempo de Misturamento ... 38

3.9. Remoção das Inclusões ... 41

3.9.1. Flotação Natural ... 41

3.9.2. Flotação Forçada... 42

3.9.3. Mecanismos de Remoção das Inclusões ... 43

3.10. Modelamento Matemático de Processos ... 44

3.10.1. Aplicação do Modelamento Físico e Computacional na Siderugia ... 45

4. METODOLOGIA ... 48

4.1. Aspectos Comuns da Modelagem Física ... 48

4.2. Medida de Tempos de Homogenização ... 49

4.3. Medição da Área do Olho da Pluma – Interação com a Atmosfera ... 51

4.4. Médição de Velocidade na Região da Interface Metal-Escória ... 52

4.5. Remoção das Inclusões ... 53

4.5.1. Equações Governantes ... 54

4.5.2. Modelo k-ε ... 55

5. RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 57

5.1. Tempos de Misturamento ... 57

5.2. Área do Olho da Pluma – Interação com Atmosfera ... 60

5.3. Velocidade na Região Interface Metal-Escória ... 62

5.4. Modelagem Matemática ... 64

6. CONCLUSÕES ... 77

7. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 78

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1 – Exemplo de Panela Agitada por Gás ... 15

Figura 1.2 - Comportamento da Área dos Olhos da Pluma Geradas pelo Fluxo Gasoso. ... 16

Figura 3.1 – Processos de Refino Secundário do Aço Líquido ... 19

Figura 3.2 – Utilização e Funções do Forno Panela. ... 20

Figura 3.3 – Esquema de um Forno Panela. ... 21

Figura 3.4 – Tipos de Métodos de Agitação para um Banho Metálico ... 21

Figura 3.5 – Esquema do Comportamento do Gás Passando por uma Panela. ... 23

Figura 3.6 – Representação Esquemática da Região de Recirculação na Panela ... 24

Figura 3.7 – Distribuição de Fluxos em Panela com Dois Pontos de Borbulhamento. ... 24

Figura 3.8 – Representação Esquemática dos Regimes de Fluxo de Gás numa Panela ... 26

Figura 3.9 – Classificação do Perfil de Escoamento na Coluna de Bolhas ... 26

Figura 3.10 – Pluma Bifásica ... 27

Figura 3.11 – Aspecto do Olho de Pluma ... 27

Figura 3.12 – Forma da Pluma e suas Principais Variáveis ... 28

Figura 3.13 – Velocidades Calculadas da Pluma e da Recirculação de Líquido versus Vazão do Gás, para Panelas de Diferentes Capacidades (L/D=1), 1600°C... 30

Figura 3.14 - Efeito da Agitação Sobre o Nível de Oxigênio do Aço. ... 32

Figura 3.15 – Inclusões Típicas no Produto Lingotado ... 34

Figura 3.16 - Distribuição de Fluxos de Aço na Região dos Olhos das Plumas em uma Panela Dotada de Dois Pontos de Borbulhamento Locados no Fundo do Reator. ... 34

Figura 3.17 - Adição de Ligas Sólidas Usando-se Agitação por Gases. ... 35

Figura 3.18 - Idealização do Processo de Absorção de Ligas pelo Aço Líquido. ... 36

Figura 3.19 – Tempo de Dissolução para Ligas da Classe I... 37

Figura 3.20 - Tempo de Dissolução para Ligas da Classe II. ... 37

Figura 3.21 - Mecanismos de Mistura em Sistemas Agitados por Gás ... 38

Figura 3.22 - Efeito do Posicionamento dos Plugues sobre o Tempo de Misturamento ... 38

Figura 3.23 – Efeito do Ângulo de Separação entre os Plugues sobre o Tempo de Misturamento ... 39

Figura 3.24 –Efeitos da Taxa de Dissipação de Energia Provocada pelo Fluxo Gasoso e Presença de Escória de Topo sobre o Tempo de Misturamento. ... 39

Figura 3.25 – Efeito do Tamanho de Bolha sobre sua Velocidade Terminal ... 40

Figura 3.27 – Velocidades de Ascenção de Inclusões de Alumina e Sílica em Função do

Diâmetro, Conforme a Expressão de Stokes ... 42

Figura 3.28 - Formação, Crescimento e Remoção de Inclusões no 1°Estágio ... 43

Figura 3.29- Mecanismo de Remoção das Inclusões Menores, 2° Estágio ... 44

Figura 3.30 – Variação do Oxigenio Total com o Tempo de Agitação... 44

Figura 3.31 - Esquema de Solução Computacional ... 45

Figura 4.1 - Esquemático da Influência da Relação H : D sobre o Fluxo Recirculatório ... 48

Figura 4.2 – Arranjos Assimétricos do Sistema de Borbulhamento... 49

Figura 4.3 – Montagem Experimental para Avaliação do Tempo de Misturamento ... 50

Figura 4.4 – Exemplo de Curva Típica de Dispersão do Traçador ... 50

Figura 4.5 – Posicionamento e Disposição dos Plugues para Dupla Injeção ... 51

Figura 4.6 – Esquea para Medições Envolvendo Pluma ... 51

Figura 4.7 – Modelo Físico da Panela de Aço e Detalhes da Técnica PIV ... 52

Figura 5.1 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [46cm;1 plugue poroso] ... 57

Figura 5.2 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [46vm;2 plugues porosos] ... 58

Figura 5.3 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [71cm;1 plugue poroso] ... 58

Figura 5.4 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [71cm;2 plugues porosos]... 58

Figura 5.5 – Efeito da Presença de Escória e da Densidade de Energia sobre o Tempo de Misturamento [1 plugue poroso] ... 59

Figura 5.6 – Efeito da Presença de Escória e da Densidade de Energia sobre o Tempo de Misturamento [ 2 plugues porosos] ... 59

Figura 5.7 – Efeito da Vazão de Gás, Número de plugues e Espessura da Camada de Escória sobre Abertura do Olho da Pluma [Água-Óleo; Panela Meio Cheia] ... 60

Figura 5.8 – Efeito da Vazão de Gás, Número de plugues e Espessura da Camada de Escória sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Meio Cheia] ... 61

Figura 5.9 – Efeito da Vazão de Gás, Número de plugues e Espessura da Camada de Escória sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Cheia] ... 61

Figura 5.10 –Efeito da Vazão de Gás, Número de plugues e Espessura da Camada de Escória sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Meio Cheia] ... 61

Figura 5.11 – Efeito da Vazão de Gás, Número de plugues e Espessura da Camada de Escória sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Cheia] ... 61

Figura 5.12 – Campos de Velocidade [Panela Meio Cheia;15lpm;Ausênca de Escória] ... 63

Figura 5.13 – Campos de Velocidade [Panela Meio Cheia;15lpm;Presença de Escória] ... 63

Figura 5.15 – Vista Superior da Abertura da Pluma dos Casos 1 a 4 via Modelagem

Matemática [1 plugue] ... 66

Figura 5.16 – Vista Superior da Abertura do Olho da Pluma dos Casos 5 a 8 [2 plugues] ... 67

Figura 5.17 – Simulação Física com Destaque à Presença de Bolhas Discretas ... 68

Figura 5.18 – Campo de Velocidades em Perfil Longitudinal da Panela ... 68

Figura 5.19 – Configuração da Linha Referente ao Estudo do Campo de Velocidade Próxima a Escória ... 69

Figura 5.20 – Gráfico de Perfil de Velocidade em Linha Próxima à Escória para os Casos 1 a 4 ... 69

Figura 5.21 – Energia Cinética nos Casos 1 a 4 ... 71

Figura 5.22 – Taxa de Dissipação da Energia Cinética Turbulenta nos Casos 1 a 4 ... 72

Figura 5.23 – Componente Horizontal da Velocidade nos Casos 1 a 4 ... 73

Figura 5.24 – Gráficos do Perfil de Velocidade em uma Linha Próxima à Escória para os Casos 1 a 4 ... 74

Figura 5.25 – Vista do Olho da Pluma e Coluna de Bolhas para os Casos Industriais 1 e 2 .. 75

LISTA DE TABELAS

Tabela 3.1 - Evolução das Equações Empíricas Para a Área do Olho de Pluma na Escória .... 28 Tabela 4.1 – Propriedades Operacionais do Modelo de Laboratório. ... 53 Tabela 4.2 – Propriedades dos Fluidos do Modelo em Laboratório. ... 54 Tabela 5.1 – Casos Simulados via CFD ... 64 Tabela 5.2 – Comparação entre Simulações Físicas e Matemáticas para os Casos 1 a 4 –

utilizando pesagem das imagens... 66 Tabela 5.3 – Comparação entre Simulações Físicas e Matemáticas para os Casos 5 a 8 –

RESUMO

Aços denominados clean steel, são produtos de grande importância para a sociedade,

devido às suas aplicações mais nobres. A conceito de do aço limpo inclui maximizar a remoção das inclusões durante o processo de refino secundário do aço líquido e/ou atuar na composição, morfologia, tamanho e distribuição das inclusões no aço líquido e no produto final. Visto que os processos de refino envolvem uma complexidade de parâmetros operacionais e variáveis, a utilização de modelagem física e matemática é importante para se investigar os efeitos destes sobre a produtividade e o comportamento metalúrgico da operação de refino.

Através de modelagem física foram estudados os principais parâmetros que influem no tempo de misturamento de ligas no interior de uma panela de aciaria agitada por gás inerte, além de medições da(s) área(s) de pluma formada nestas. Via metodologia PIV, foi possível criar um mapa de distribuição de velocidades em uma determinada região da panela. O modelo físico foi recriado via modelagem matemática, de modo a ser uma ferramenta comparativa com os resultados obtidos pelas outras metodologias.

Através dos experimentos e análises realizados, foi possível perceber que à abertura do olho da pluma e o tempo de misturamento são afetados pelo nível de enchimento da panela, espessura e viscosidade da escória de topo, diferença de densidade entre metal e a escória, vazão de gás inerte e número de plugues porosos no fundo da panela.

ABSTRACT

Clean steels, are very important products for the society due to its noblest applications. The concept of clean steel includes inclusions removing during secondary refining process or act on the composition, morphology, size and distribution of inclusions in the liquid steel and in the final product.

Since the refining processes involve a complexity of operating parameters and variables, the use of physical and mathematical modeling is important to investigate their effect on productivity and metallurgical behavior of the refining operation.

Through physical modeling the main parameters that influence the mixing time in a steelmaking ladle stirred by inert gas were studied, in addition to the measurement eye plume opening. Using the PIV methodology, it was possible to create a velocity distribution map in a region of the ladle. The physical model was created in mathematical modeling in order to be a comparative tool with the results obtained by other methods.

With the experiments and analysis, it is noted that the eye plume opening and the mixing time are affected by the ladle liquid level, thickness and viscosity of the top slag, density difference between metal and slag, inert gas flow and number of porous plugs in the bottom of the ladle.

1. INTRODUÇÃO

O desenvolvimento das operações em panelas representa um grande evento na história da produção de aço. Anteriormente, o aço era produzido no reator LD ou no forno elétrico a arco (EAF), combinados a outras operações.

Através da utilização do forno panela é possível obter um ajuste estreito na temperatura, necessidade primordial para o lingotamento contínuo de aços de qualidade, com alta produtividade. O uso do forno panela também pode garantir o equilíbrio térmico entre o aço e o revestimento refratário da panela, ponto chave para a qualidade. Outra razão importante é que, com o forno panela, há possibilidade de reduzir o sobreaquecimento do aço líquido no forno primário, o que implica em aumento significativo na vida do revestimento refratário deste ultimo.

Por todos esses motivos, os fornos panelas são amplamente utilizados, como ferramenta para melhoria na qualidade e produtividade. Sabe-se que uma aciaria pode ter aumentado a sua produtividade em torno de 10 a 15%, e em alguns casos, alcançar 20%, com a utilização deste reator.

Com o objetivo de aumentar a velocidade das reações, o forno panela é equipado com plugues porosos para borbulhamento de gás inerte ou com agitadores eletromagnéticos.

Figura 1.1: Exemplo de panela agitada por gás. (CLOETE,2008)

A eficiência dos processos realizados na panela está relacionada aos fenômenos de misturamento, ou seja, a estrutura de escoamento criada é um dos principais parâmetros controladores deste processo. A forma como o gás é injetado na panela determina as estrutura de escoamento, o que induz a formação de regiões de baixa velocidade de recirculação dentro da panela, as quais influenciam em menor ou maior grau o caráter da mistura (MAZUMDAR et al., 1994).

Outro aspecto de grande relevância é o controle da abertura do „‟olho‟‟ da pluma na superfície do aço coberta por escória, Figura 1.2. Através deste, podem vir a ocorrer indesejáveis reações de reoxidação tornando-se uma fonte de inclusões e de perda de calor para o ambiente durante a agitação (IGUCHI et al., 2004).

Figura 1.2: Comportamento da área dos olhos das plumas geradas pelo fluxo gasoso (LLANOS et al. 2010)

1.1- Justificativa e Relevância em Face ao Desenvolvimento Científico e Tecnológico:

A metalurgia extrativa do ferro apresenta um dos roteiros menos intuitivos sob aspectos termodinâmicos e de composição química e, ao mesmo tempo, um dos mais bem estabelecidos e desenvolvidos dentre todos os metais. O desafio de produzir em larga escala aços contendo pelo menos cinco elementos controlados em níveis de precisão de até dezenas de ppm, a baixos custos e a temperaturas nas quais os revestimentos dos equipamentos terminam por participar dos processos, faz com que esta seja, possivelmente, uma das indústrias químicas mais avançadas no presente.

Não é incomum, dentro das usinas siderúrgicas, o borbulhamento de gás inerte, em panela, não ter 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 serem bem conhecidos e estudados, todos os parâmetros de processo e o comportamento do banho durante essa etapa, como por exemplo (RIZZO,2006):

• Fluxo do metal líquido dentro da panela;

• Tempo de misturamento;

• Perda térmica durante o processo;

• Homogeneidade e dissolução de ligas;

• Efeito da cobertura de escória, etc.

2 – OBJETIVOS 2.1 – Objetivo Geral:

O objetivo geral visa investigar os efeitos de variáveis e parâmetros operacionais sobre o comportamento fluidodinâmico em panela de refino secundário de aços equipada com agitação por borbulhamento de gás inerte.

2.2 _– Objetivos Específicos:

Considerando aspectos gerais, como a razão H(altura) : D(diâmetro) do banho; a presença de escória de diferentes viscosidades e em camadas de várias espessuras; a eventual presença de escória seca, pretende-se determinar :

 Os efeitos da vazão de gás inerte; número de pontos de borbulhamento instalados no fundo da panela e presença de escória sobre a taxa de homogeneização do aço líquido;

 Determinar a área efetiva do(s) olho(s) da(s) pluma(s) em função da vazão de gás inerte; geometria da panela; número de pontos de borbulhamento instalados no fundo da panela; viscosidade e espessura da escória;

 Criar um modelo matemático utilizando a técnica de CFD (Computational Fluid Dynamics) para descrever o comportamento do aço líquido na panela;

 Validar os resultados obtidos via modelo matemático através dos resultados obtidos por modelagem física via medição direta de velocidade por PIV(Particle Image Velocimetry);

3 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

3.1 – Refino Secundário de Aços

Os processos de fabricação de aços são fundamentalmente oxidantes, logo, a quantidade de oxigênio no mesmo supera em muito os teores admissíveis para alguns produtos. Durante o vazamento do aço, ocorre também a absorção de alguns gases como nitrogênio e hidrogênio. Depois do vazamento, com a perda de temperatura a solubilidade desses gases no aço diminui drasticamente, formando bolhas (MACHADO, 2006).

São vários os processos de refino secundário de aços, os quais em maioria consistem no tratamento em panelas, tais como: Forno Panela; IR-UT (Injection Refining-Up Temperature); RH-KTB, VOD (vacuum oxygen decarburization); VAD (Vacuum argon decarburization), VD (Vacuum Degassing), além do processo de Injeção de Gás Inerte pelo fundo da panela ou por lança. Na Figura 3.1 tem-se exemplos de dois deles.

Figura 3.1 – Processos de Refino Secundário do Aço Líquido: a) Desgaseificação na panela; b) Forno Panela (RIZZO, 2006)

- Tratamento sob vácuo, para remoção de gases;

- Agitação por borbulhamento de gás, para homogeneizar o banho; - Mistura completa de adições;

- Refino de aço pelo uso de escória sintética;

- Manutenção de uma atmosfera de gás inerte na panela; - Aquecimento do aço líquido.

Através destas operações, as principai ET s vantagens são a redução nos gastos com materiais, um menor consumo de energia e o aumento da produção devido a redução de carga de trabalho nas unidades primárias de refino. A Figura 3.2 exemplifica o papel do forno panela.

Figura 3.2 – Utilização e Funções do Forno Panela (RIBEIRO et al.,2007).

fluxo de produção. O aço, enquanto na panela, é agitado de modo a se homogeneizar e ser transferido até a interface metal/escória.

Figura 3.3 – Esquema de um Forno Panela. (RIZZO, 2006).

3.2 – Agitação em Panelas

O aço líquido pode ser agitado de várias formas, dentre elas: agitação mecânica, Figura 3.4 (a); agitação pneumática por injeção de gases, Figura 3.4 (b) e (c); agitação por pressão diferencial, Figura 3.4 (d); agitação do aço através da transferência de uma panela para outra, Figura 3.4 (e); agitação eletromagnética, Figura 3.4 (f); agitação por combinações químicas entre um gás ativo e elementos dissolvidos no banho, Figura 3.4 (g).

(d) (e) (f)

(g)

Figura 3.4 – Tipos de Métodos de Agitação para um Banho Metálico: a) (MARTINS,2011).

Segundo a agitação por injeção de gases e eletromagnética se destacam como os principais métodos utilizados em panelas (RIZZO, 2006). A agitação do banho metálico associada ou não com a agitação da escória é aplicada visando:

- A homogeneização da composição química e temperatura; - A flotação de inclusões;

- Auxiliar na dessulfuração, desfosforação e desoxidação do aço.

Como as inclusões pequenas tendem a flutuar até a superfície do banho muito lentamente, força-se a subida das mesmas com a injeção ou borbulhamento de gases inertes. A inclusão é aderida à superfície da bolha de gás e o movimento ascendente é acelerado por convecção forçada do aço líquido, ou seja, a movimentação do líquido induzida pela própria injeção de gases inertes, que também permite obter uma maior homogeneidade de temperatura e composição química do banho metálico.

Quando se injeta gás, forma-se uma coluna de bolhas que, devido ao efeito de empuxo, sobem carregando o líquido até a superfície. Estas bolhas transferem energia ao banho e causam recirculação do líquido na panela, que acabam por tornar o banho mais homogêneo no ponto de vista químico e térmico, além de acelerar a absorção de elementos nocivos pela escória. (MAZUMDAR et al., 1994)

Figura 3.5 – Esquema do Comportamento do Gás Passando por uma Panela com Aço Líquido. (MAZUMDAR et al., 1994).

Figura 3.6 _– Representação Esquemática da Região de Recirculação de Líquido no Interior da Panela. (RIZZO, 2006).

A injeção de gases pode ser efetuada através de plugues ou tijolos(no fundo ou na parede lateral da panela) ou lanças submersas. A opção entre a lança ou plugue poroso depende da situação de cada aciaria em relação às dimensões e forma de manutenção do refratário da panela, da confiabilidade de funcionamento e estanqueidade do sistema de injeção de gases e do tipo de processo utilizado na etapa de refino secundário (RIZZO, 2006).

e altura). O principal efeito da utilização de dois plugues nas panelas está relacionado a obter as melhorias advindas do borbulhamento simples de forma mais rápida. Outra vantagem desta prática, é continuar o borbulhamento, em caso de falha de qualquer um dos dois plugues. (MICHALEK et al., 2008)

Figura 3.7 – Distribuição de Fluxos de Aço Líquido em uma Panela Equipada com Dois Pontos de Borbulhamento de gás inerte (GARDIN et al.,2011).

3.3 _– Fenômenos Físicos Inerentes:

Após serem nucleadas e atingirem um diâmetro crítico as bolhas se destacam de seus locais de nucleação e se deslocam verticalmente no metal líquido devido à força associada com a grande diferença de densidade entre o metal líquido e o gás no interior da bolha. A homogeneização de temperatura e composição química do aço através da injeção do gás é causada principalmente pela dissipação da “energia de flutuabilidade” do gás injetado. A potência de homogeneização (s) pode ser calculada pela seguinte equação:

(3.1)

onde:

ε = potência de agitação (W/t); V = vazão de gás (Nm³/min); T = temperatura do banho (K); M = massa do banho (t);

H = profundidade da injeção do gás(m);

P0 = pressão atuante na superfície do banho metálico (atm).

Os gases inertes não reagem quimicamente com o banho, atuando no sentido de reduzir a pressão parcial necessária para a geração da bolha de gás que se deseja formar. À medida que as bolhas sobem no metal líquido, aumentam de tamanho em função da redução da pressão exercida sobre elas. A bolha tende a um formato elíptico, seguido da redução localizada de diâmetro que provoca a ruptura da bolha original levando a formação de várias bolhas menores.

Figura 3.8 – Representação Esquemática dos Regimes de Fluxo de Gás Inerte Injetado numa Panela Contendo Aço Líquido (RIZZO,2006).

3.4_– Olho de Pluma:

Devido ao borbulhamento de gás é formada no interior da panela uma região bifásica gás-líquido, Figura 3.9, esta é subdivida em quatro regiões fisicamente distintas, bolha primária, bolha livre, pluma e crista.

Figura 3.9: Classificação do Perfil de Escoamento na Coluna de Bolhas. (IGUCHI et al., 1991)

A região da pluma é caracterizada por possuir bolhas em formato de calota esférica, sendo a maior das regiões, a crista ocupa cerca de 3 a 4%. Os fenômenos de desintegração e coalescimento das bolhas determinam a distribuição de tamanho das mesmas e, com isto, influenciam sobre o campo de velocidades no banho metálico e escória. (MAZUMDAR et al., 1995)

Figura 3.10– Pluma Bifásica (MAZUMDAR et al., 2004).

Figura 3.11 – Aspecto do Olho de Pluma (GARDIN et al., 2011)

A pluma possui forma aproximada de um cone truncado , com sua origem abaixo da saída do plug poroso, Figura 3.12. As dimensões do cone dependem das condições operacionais como, por exemplo, vazão de gás (Q) e da altura do banho (H) (PEREIRA, 2011).

Figura 3.12 – Forma da Pluma e suas Principais Variáveis (MURTHY et al., 1992).

Vários pesquisadores desenvolveram equações empíricas para definir a área do olho da pluma em função de parâmetros operacionais e propriedades físicas da escória, Tabela 3.1. (PEREIRA, 2011)

Autores Sistema Equações YONEZAWA; SCHWERDTFERGER (Y+S), 1999,2004 Mercúrio/ Óleo de silicone

log (Aolho/hH) = 0,69897 + 0,090032log(Q²/gH5) –

0,145478[log(Q²/gH5_)]2 _{+ 0,1560[log(Q²/gH}5_)]

para diâmetro do injetor d=0,5mm

SUBAGYO et al.,2003 Análise dados

de (Y+S) Aolho/(H+h)² = (0,02 ± 0,002) [Q²/gH

5_]-0,375±0,0136 _R²

= 0,915

Análise limitada a modelos de água e panelas com H/D=1, posição de gás central e energia de agitação na ordem de 10W/t

MAZUMDAR e

EVANS, 2004 Nitrogênio

Mercurio-Argônio-Aço

Aolho/H² = K1– K2 (h/Q2/3)

onde: K1 e K2 constantes empíricas

IGUCHI et al.,2004 Água/

Óleo de silicone

log (Aolho/Hm2) = - 0,222 – 0,741 *

[2g(ρm–ρesc)Hesc/(ρmu²mcl)]

onde: [2g(ρm–ρesc)Hesc/(ρmu²mcl)] < 4

KRISHNAPISHARODY, K; IRONS, G.A.,2005;2008

Solução

CaCl2 e óleo

de silicone.

Aolho/Acb= α + βFr1/2 onde: Fr = (ρl/Δρ)Ucb ²/gh

ou

A*

olho/A*cb= α + γ(1-ρ*)-1/2(Q*)1/3 (h*)-1/2

onde: α, β e γ são contantes numéricas e (*_{) quantidades}

adimensionais; Ucb,calculada pela equação de

Castello-Branco;Schwerdtfeger

PERANANDHANTHA N,M.; MAZUMDAR, D.

2010 Água/ (óleos: silicone, mostarda, coco verde, soya, éter de

petróleo, tetracloro de

etileno)

Aolho/hHesc = 3,25(U²cb/gHesc)1,28

(ρl/Δρ)0,55_(υ

esc/HescUcb)-0,05

Ucb,calculada pela equação de Castello-Branco;Schwerdtfeger

Aolho = Área do olho na escória (m²); Hesc,h = Altura da escória (m); Hm, H = Altura de

líquido na panela (m); Q = Vazão de gás (Nm³/h); g = Aceleração da gravidade (m/s²); R = Raio da panela (m); ρm = Densidade do metal (kg/m³); ρs, ρesc =

Densidade da escória (kg/m³); umlc = Velocidade média da ascensão do metal líquido

na linha central do jato de gás (m/s); Acb = Área da coluna de bolhas (m²); α =

Fração de gás na região da coluna de bolhas (%); β = Coeficiente de expansão térmica (1/K); ρl = Densidade do líquido (kg/m³); Δρ = Diferença de densidade entre líquidos (escória e metal) (kg/m³); Ucb = Velocidade de ascensão na região da coluna

de bolhas (m/s); ρ* = Razão de densidades dos líquidos (ρs/ρm); Q* = Vazão de gás

Através destas fórmulas empíricas, pode-se perceber que o tamanho do olho de pluma aumenta com a vazão de gás e, diminui com o aumento da espessura de escória.

A velocidade de ascensão da pluma é interessante de ser avaliada pois determina a velocidade média da recirculação do líquido e a altura do domo. (SAHAI et al.,1982) determinou teoricamente estes parâmetros. O gráfico da Figura 3.13 mostra como a velocidade de pluma e a velocidade média de recirculação varia em panelas, para a relação de dimensões L/D = 1, (sendo: L a altura do líquido, e D o diâmetro da panela) em função da vazão de gás. Considera-se a temperatura de 1600°C. Para uma mesma vazão de gás, é visto que as velocidades calculadas da pluma mudam pouco com as dimensões da panela. Contudo, há proporcionalmente maiores efeitos nas velocidades médias de recirculação que decrescem com o aumento do tamanho da panela.

Figura 3.13 - Velocidades Calculadas da Pluma e da Recirculação de Líquido versus Vazão do Gás, para Panelas de Diferentes Capacidades (L/D=1), 1600°C (SAHAI et al.,1982)

Pode-se calcular a velocidade da pluma, Up, pela seguinte equação (SAHAI

et al.,1982:

(3.2)

onde:

Up = velocidade da pluma (m/s); K = 61,8 (m1/12 _{/ minuto}2/3_);

1/60 = conversão minuto/s;

L = altura do líquido (m)

R = raio interno médio da panela (m)

O conhecimento da velocidade da pluma permite determinar a altura do domo(hd) criado na superfície do banho, uma vez que a energia cinética da pluma é

convertida em energia potencial na linha central da pluma (SAHAI et al., 1982).

(3.3) onde:

g = aceleração da gravidade (m/s²).

O valor de hd pode ajudar na avaliação da espessura de escória adequada

para o banho, para uma desejada vazão de gás. Ou ainda, no caso do forno panela, a vazão de gás máxima de operação sem exposição do aço, dada uma espessura de escória de trabalho.

3.5_– Potência de Agitação

Quando um gás é injetado no banho metálico, ele se expande devido ao aumento da temperatura e queda de pressão, durante sua subida pelo metal. Considerando que o gás é aquecido até a temperatura do aço líquido, TL, no fundo

da panela e que ele expande isotermicamente durante a passagem pelo líquido, pode-se escrever que a potência de agitação será (ENGH et al.,1975):

(3.4)

onde:

ε = potência de agitação (W); Q` = vazão de gás (Nm³/minuto); TL = temperatura do líquido (K);

ρ = densidade do líquido (kg/m³); g = aceleração da gravidade (m/s²); L = altura do banho (m);

R = constante universal dos gases perfeitos (1,98 cal/mol.K). hd = Up²/2g

O controle do borbulhamento é importante no controle de qualidade do aço. Vazão de gás excessiva provoca exposição do banho líquido com consequente reoxidação e mistura com a escória. A Figura 3.14 mostra teores mais elevados de oxigênio total do aço quando é utilizada agitação excessiva. Em corridas com pequeno tempo de agitação empregaram-se altas vazões de gás inerte. Por outro lado, um tempo de agitação excessivo (>20 minutos), levou a uma tendência de aumento do oxigênio.

Figura 3.14 – Efeito da Agitação Sobre o Nível de Oxigênio do Aço (BONILLA, 1995).

Segundo (RIZZO,2006), a intensidade de injeção de gás deve ser estudada de tal forma a se encontrar um valor que atenda às necessidades da aciaria. Uma baixa intensidade favorece a flotação das inclusões, evita uma maior turbulência próximo a interface metal/escória, melhorando a limpidez do aço. Uma elevada intensidade de agitação contribui para uma maior homogeneidade do banho metálico, mas provoca uma maior queda de temperatura. A intensidade de agitação proporcionada pela injeção de gases inertes é devida aos seguintes fenômenos:

- Expansão térmica do gás, normalmente injetado à temperatura ambiente ou abaixo, dependendo do sistema de obtenção, armazenamento e transporte adotado;

- Energia cinética relacionada com a velocidade de injeção do gás.

3.6 – A Camada de Escória

A espessura, composição e propriedades físicas da camada de escória são fortemente dependentes das variáveis do sistema. Em alguns casos, a escória é algo indesejado, oriundo de processos anteriores, mas na grande maioria das operações de refino secundário estas são adicionadas, possuindo um importante papel nas reações químicas e na remoção de inclusões. As propriedades físicas da camada de escória podem ser alteradas de várias formas, por este motivo, estas irão se apresentar sob diferentes espessuras e propriedades na maioria das panelas metalúrgicas.

(MAZUMDAR et al., 1988) concluíram que a presença da camada de escória dissipa um montante da energia de agitação adicionada pelo borbulhamento de gás. Três mecanismos foram apresentados para explicar essa dissipação:

- Formação de múltiplas gotículas de escória;

- Energia potencial requerida para manter as gotículas em suspensão na fase metálica;

- Energia potencial requerida para manter a interface entre as fases.

Análises posteriores mostram que a energia necessária para manter a interface entre as fases possui o maior impacto e os outros casos de dissipação são insignificantes.

(IGUCHI et al.,1996) concluíram que a região central da coluna de bolhas é estreita e a turbulência no exterior da pluma é suprimida pela presença da camada de escória. Em estudos subsequentes, (ILLEGBUSI et al.,1998), um modelo matemático foi implementado para investigar o efeito da densidade da escória. Através deste chegaram a conclusões semelhantes, mesmo em sistemas onda há uma pequena diferença de densidade entre as fases. Esta redução na eficiência do misturamento foi atribuída unicamente ao efeito da presença de escória.

os tempos de misturamento podem ser reduzidos significativamente quando a lâmina utilizada possui um diâmetro maior que o da pluma. A profundidade de inserção da lâmina constituiu-se uma variável importante no experimento.

3.7 – Emulsificação

Com o objetivo de remover inclusões, evitar perdas térmicas, entre outros, é adicionado escória sintética na superfície do aço. A emulsificação é um fenômeno normalmente relacionado à agitação excessiva do banho; ela ocorre devido a agitação descontrolada com altas taxas de injeção de gases. Este fenômeno deve ser evitado, já que acaba por propiciar o arraste de gotas de escória para o seio do aço, o que poderá resultar em prejuízos na limpidez do mesmo. Alguns tipos de inclusões podem ser vistos na Figura 3.15.

Figura 3.15 - Inclusões Típicas no Produto Lingotado: (a) silicato de alumínio e cálcio; (b) Silicato de alumínio ou mistura de óxidos; c) inclusões globulares de alumina; (d) inclusões globulares de

aluminossilicatos impregnados de espinélio de magnésio (ZHANG et al., 2006).

Figura 3.16 - Distribuição de Fluxos de Aço na Região dos Olhos das Plumas em uma Panela Dotada de Dois Pontos de Borbulhamento Locados no Fundo do Reator.

O fenômeno da emulsificação é exacerbado por: i) diminuição na relação de densidade entre as duas fases, ii) diminuição da viscosidade da escória; iii) diminuição do tamanho de bolha (MAZUMDAR et al.,1994).

Há uma vazão crítica de fluxo para que a escória se emulsifique (m³/s), definida pela equação (MIETZ et al., 1991):

(3.5)

onde:

Qcr = vazão crítica;

H = altura de líquido (m);

ria metal/escó

σ = tensão interfacial metal/escória (N/m);

escória

ρ = massa específica da escória (kg/m³);

Δρ = diferença entre as massas específicas entre as duas fases líquidas (kg/m³).

3.8 _– Adição de Ligas

O forno panela devido a sua característica de permitir o aquecimento, possibilita a adição de grandes quantidades de ligas, sem necessidade de sobreaquecimento excessivo do aço.

A perda das ligas adicionadas para a escória é um dos principais fatores que reduzem o rendimento das mesmas. Com a finalidade de elevar este rendimento, aumenta-se a intensidade de agitação, afastando-se a escória e expondo o aço líquido, antes de adicionar o material, Figura 3.17.

Figura 3.17 – Adição de Ligas Sólidas Usando-se Agitação por Gases (RIBEIRO et al.,2007).

3.8.1 – Dissolução das Ligas no Banho

(GUTHRIE,1985) ilustrou o fenômeno de dissolução de ligas no banho, dividindo-as em duas classes, Figura 3.18.

Figura 3.18 – Idealização do Processo de Absorção de Ligas pelo Aço Líquido (GUTHRIE, 1985).

Frequentemente, a liga se funde totalmente, antes da camada de aço refundir e liberá-la ao banho (D).

* Classe II: ligas cujo ponto ou faixa de fusão está acima do ponto de solidificação do aço. Exemplos típicos são o FeV, FeW, FeMo, FeNb. A adição da liga provoca a solidificação de uma camada de aço (B). Contudo, esta se refunde para expor a liga sólida (C), cuja temperatura de fusão está acima da temperatura do banho. Desta forma, ocorre um processo de dissolução sólido-líquido que regula a cinética da reação. A dissolução dessas ligas é então enormemente afetada pela sua solubilidade e difusividade no aço, e pela hidrodinâmica (agitação) existente.

Fgura 3.19 mostra o tempo de dissolução calculado para diversas ligas classe I, considerando-se a existência de apenas convecção natural no aço líquido a 1600°C. A Figura 3.20 ilustra o caso para ligas da classe II. Pode-se verificar que estas apresentam o tempo de dissolução superior em uma ordem de grandeza comparadas com as da classe I. Evidentemente, a agitação do banho reduz o tempo de dissolução das ligas da classe II. Assim, é importante uma agitação vigorosa após a adição dessas ligas.

Figura 3.20 – Tempo de Dissolução para Ligas da Classe II (GUTHRIE, 1985).

3.8.2 _– Tempo de Misturamento

O tempo de misturamento é utilizado para analisar comportamento de mistura das ligas adicionada ao aço em panelas, quanto à eficiência do método de agitação do sistema. Este é definido como o tempo que um líquido contido dentro de um reservatório alcança seu desejado nível de mistura ou homogeneização química (MAZUMDAR et al., 2000).

O misturamento ocorre devido dois mecanismos; transporte de massa causado pela circulação macroscópica no banho (recirculação do líquido) e difusão (MURTHY et al., 1986), Figura 3.21.

Em banhos líquidos agitados com gás, é esperado que tempos de mistura sejam dependentes da vazão de gás, altura de líquido, diâmetro do banho e do injetor. Ainda deverão influenciar os tempos de mistura, o formato da panela, posição do injetor no fundo da panela, número de injetores usados e propriedades físicas do líquido (PEREIRA, 2011), Figura 3.22 e 3.23.

Figura 3.22 - Efeito do Posicionamento dos Plugues sobre o Tempo de Misturamento (GENG et al. 2010).

Figura 3.23 _– Efeito do Ângulo de Separação entre os Plugues sobre o Tempo de Misturamento (GENG et al. 2010)

Figura 3.24 - Efeitos da Taxa de Dissipação de Energia Provocada pelo Fluxo Gasoso e Presença de Escória de Topo sobre o Tempo de Misturamento (HAIDA et al. 1980).

O estado de turbulência causado pela passagem do fluxo gasoso pela interface metal-escória e escória-atmosfera é função direta das características das bolhas que a atravessam. Bolhas de maiores dimensões apresentam maiores velocidades terminais, Figura 3.25, e por isso, tendem a causar maiores níveis de turbulência na interface metal-escória e cooperar para a emulsificação metal-escória. Este efeito fica mais pronunciado quando de altas vazões de borbulhamento do gás inerte pelo fundo da panela (SILVA, 2012).

A distribuição de tamanhos das gotas de escória emulsificada depende da distribuição de tamanho das bolhas do gás inerte que atravessa a interface metal-escória. Este fenômeno pode ser correlacionado ao fato que o aumento do diâmetro das bolhas resulta em maior velocidade terminal das mesmas, incorrendo em aumento da tensão cisalhante na interface metal-escória, propiciando a ocorrência da emulsificação da escória. (SILVA, 2012).

A ocorrência de emulsificação metal-escória pode ser ou não desejável em uma dada operação metalúrgica. Nos casos de algumas reações de refino secundário do aço líquido, tais como: dessulfuração, desfosforação, a emulsificação metal-escória incorre em aumento da área da interface metal-escória o que propicia o encurtamento do tempo do processo. Já em outros casos metalúrgicos, a formação da emulsão metal-escória é indesejável por propiciar as perdas metálicas e degradação da limpidez do banho metálico. 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 consequente 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, Figura 3.26. (MIETZ; SCHNEIDER, 1991).

Figura 3.26 - Emulsificação Metal/Escória. (MIETZ;SCHNEIDER, 1991)

3.9 – Remoção das Inclusões

Em uma panela de aciaria, a remoção das inclusões ocorre pela flotação natural das partículas, associada a flotação forçada, ou seja, aquela resultante dos efeitos de agitação e à capacidade que uma escória tem de incorporar inclusões.

A flotação natural das partículas depende, principalmente dos fatores (PEREIRA,2011):

- Diferença de densidade entre as partículas e o aço líquido; - Altura do banho;

- Viscosidade do aço líquido; - Tamanho das inclusões.

Por sua vez, o tamanho depende da colisão e aglomeração das partículas que é função de:

- Turbulência;

- Distribuição de tamanhos; - Viscosidade do aço líquido;

- Densidade das inclusões e do aço líquido.

A flotação natural das partículas pode ser avaliada com o auxílio da equação de Stokes (TURKDOGAN, 1972), em que a velocidade de ascenção de uma partícula em meio líquido, considerando que esta é esférica e totalmente molhada pelo banho, é dada por:

(3.6) onde:

ν = velocidade de ascenção da partícula (cm/s); g = aceleração da gravidade (cm/s²);

ri = raio da partícula (inclusão) (cm);

Δρ = diferença da densidade líquido – partícula (g/cm³);

η = coeficiente de viscosidade do líquido (dinas x s/cm²) (poise).

A Figura 3.27 ilustra a velocidade de subida de uma inclusão. Pode-se perceber que a flotação de uma inclusão é tanto mais difícil quanto menor o tamanho.

Figura 3.27 – Velocidades de Ascenção de Inclusões de Alumina e Sílica em Função do Diâmetro, Conforme a Expressão de Stokes (TURKDOGAN, 1972).

3.9.2 – Flotação Forçada

A flotação forçada das inclusões é promovida pela agitação. No caso da agitação por gases, a ascensão está associada à aderência das partículas às bolhas e da velocidade de ascensão do banho (PEREIRA,2011), que dependem de:

- Número de bolhas;

- Diferença de velocidade entre as bolhas e o aço líquido; - Volume do aço líquido;

- Raio da bolha;

- Velocidade da pluma.

3.9.3 _– Mecanismos de Remoção das Inclusões

Há um mecanismo para descrever a remoção das inclusões, e este consiste em dois estágios (FUKUSAKI et al.,1992).

Figura 3.28 – Formação, Crescimento e Remoção de Incluões no 1°Estágio (FUKUSAKI et al.,1992)

Posteriormente, as inclusões remanescentes são menores em tamanho e número e a flotação é mais difícil.

Assim, no 2° estágio, Figura 3.29, a eliminação das inclusões só é possível, na prática, com a aplicação correta de agitação ao banho. Para este estágio, é importante que a escória tenha boa capacidade de absorção do produto da desoxidação e fluidez adequada.

Figura 3.29 – Mecanismo de Remoção das Inclusões Menores, 2° Estágio (FUKUSAKI et al.,1992)

abaixamento brusco do teor de oxigênio total e do 2° estágio com a diminuição muito pequena com o passar do tempo, indicando que um reduzido número de inclusões é removido nesta fase.

Figura 3.30 – Variação do Oxigênio Total com o Tempo de Agitação (FUKUSAKI et al.,1992).

3.10 _– Modelamento Matemático de Processos

A Mecânica de Fluidos Computacional (Computational Fluid Dynamic – CFD)

consiste na análise de sistemas envolvendo fluxo de fluidos, transferência de calor e fenômenos associados a reações químicas através de modelagem numérica, ou seja, recorrendo a meios computacionais (MALISKA et al., 1995). As técnicas existentes abrangem uma vasta gama de aplicações, tais como: aerodinâmica, hidrodinâmica, combustão, processos químicos, engenharia, entre outras (VERSTEEG et al., 1995).

Existem dois métodos para a simulação de qualquer processo: Modelamento físico e Modelamento matemático. As duas técnicas são complementares, a depender do fenômeno cada uma delas se tornará mais eficiente ou não.

Há duas formas de se modelar no domínio da modelagem matemática: analiticamente e numericamente. Os métodos analíticos fornecem informações completas sobre o processo, enquanto os métodos numéricos fornecem soluções em diferentes pontos no espaço e tempo.

soluções das Equações de "Navier-stokes" e "Continuidade" pode ser ilustrado na figura 3.31 abaixo.

Figura 3.31 – Esquema de Solução Computacional.

3.10.1 – Aplicação do Modelamento Físico e Computacional na Siderurgia

É sabido que os padrões de fluxo nas panelas de aço afetam o movimento e a remoção das inclusões. Agitação ou borbulhamento de argônio é um dos métodos mais comuns, pois favorece a homogeneização da composição química e da temperatura de aço líquido, e promove a remoção das inclusões. Muitos estudos têm investigado a homogeneização do banho via agitação com Argônio. (MANDAL et al. 2005) investigaram os fenômenos de misturamento em panela através da agitação com gás Argônio injetado com dois plugues porosos situados diametralmente opostos a meio raio da panela.(YANG et al., 2009) simulou o fluxo em panelas agitadas por um ou dois plugs porosos, indicando que a distância entre os dois plugues tinha um efeito importante sobre o fluxo do fluido.

Pode-se buscar compreender a influência de parâmetros operacionais, utilizando a modelagem em água e modelagem matemática, sobre a remoção de inclusão por flotação de bolhas durante o processo de borbulhamento de argônio na panela com modelos analíticos e simulações CFD tridimensional.

PIV (Particle Image Velocimetry) é uma técnica não intrusiva de medição de

velocidades, aplicável em fluidos transparentes, para fins de pesquisa e diagnóstico e problemas envolvendo fluxos, turbulência, atomização e combustão. Portanto, com aplicabilidade ao caso deste estudo, o qual emprega água para emular aço. Essa técnica, também pode ser utilizada para a validação de resultados obtidos através do método CFD (Computational Fluid Dynamics), motivo pelo qual a técnica PIV será utilizada neste trabalho.

A técnica PIV consiste, basicamente, em determinar o deslocamento de uma partícula em um meio fluído, através de um par de imagens. As posições, inicial e final da partícula (ΔX), bem com os instantes, inicial e final (Δt), permitem a obtenção de uma estimativa da velocidade do meio.

As imagens são adquiridas por meio de câmera CCD e estas são divididas em pequenos subdomínios denominados áreas de interrogação, as quais são iluminadas por laser pulsante e analisadas separadamente. Cada área de interrogação contem uma quantidade de pares de partícula, sendo que cada par representa a partícula nos instantes inicial e final, do deslocamento. Um ponto importante a ser considerado é que a velocidade em cada área de interrogação é função do deslocamento médio das partículas. O processo de geração, captura e processamento das imagens é feito por um software.

4 _– METODOLOGIA

4.1 _– Aspectos comuns da modelagem física

Além da similaridade geométrica, critérios de similaridade cinemática e dinâmica foram seguidos. Segundo sugestão da literatura as vazões de gás foram calculadas levando em consideração os Adimensionais de Reynolds (incluindo viscosidade turbulenta) e de Froude, o que indica (λ é o fator de escala)

O modelo físico consiste num de tronco de cone em acrílico, em escala 1:5 (λ = 0,2), de panelas industriais. O adimensional de Weber é importante nos aspecto da interação entre os líquidos e seu valor foi registrado.

O fluxo recirculatório imposto pela injeção de gás é afetado pela geometria da panela, basicamente definida pelo ângulo das paredes e pela relação entre nível de líquido e diâmetro de panela; esta relação é indicativa se existe ou não volume útil

no sistema para que o fluxo se desenvolva, Figura 4.1. Por isto este aspecto foi objeto de investigação.

Figura 4.1 - Esquemático da Influência da Relação H : D sobre o Fluxo Recirculatório.

Dois arranjos assimétricos do sistema de borbulhamento de gás inerte foram instalados no fundo da panela, Figura 4.2. A vazão de borbulhamento de gás em cada plugue variou de 1 a 15lpm. O nível de líquido (aço) na panela foi fixado em dois valores: 46cm (panela meio cheia; 75 toneladas) e 71cm (panela a plena capacidade; 150 toneladas).

Figura 4.2 – Arranjos Assimétricos do Sistema de Borbulhamento Utilizados nos Ensaios.

extremo, a escória pode ser seca, o que pode acarretar em esforços significativos de frenagem na interface metal escória, levando-a a imobilidade completa. Esta situação foi simulada pela inserção de grade quadriculada, com abertura da ordem de 0,8cm e altura da ordem de 0,8cm, no topo do líquido, de modo a produzir o efeito de frenagem sem impedir a passagem de gás.

Com o objetivo de elevar a diferença de densidade entre as fases líquidas, foi utilizado além da água, como fluido simulador do aço, uma solução aquosa mais densa, no caso, ZnCl2 (densidade igual a 1300kg/m³).

Dados estes aspectos gerais, técnicas específicas foram empregadas para a determinação do tempo de homogeneização, da abertura do olho da pluma, da interação entre o olho da pluma e atmosfera e para a Modelagem Matemática via CFD.

4.2 - Medidas de tempos de homogeneização

Foram realizados testes com água, solução e ar simulando as condições de injeção de Ar ou N2 em panela de aço, para análise da influência de parâmetros

operacionais, no tempo de misturamento.

 Vazão de gás injetado;

 Geometria da panela;

 Geometria do sistema de injeção;

 Presença de escória (grade quadriculada – emulador de escória seca).

A determinação de tempo de mistura consistiu na análise da dispersão de um traçador (KCl) que foi injetado na forma de pulso ao líquido contido no reator. A montagem experimental compreendeu a medição contínua de vazões dos gases, condutividade do meio aquoso (em três pontos diferentes) e a transferência, via placa de aquisição de dados A/D, da variação da condutividade com o tempo para um arquivo de computador, Figura 4.3.

Figura 4.3 - Montagem Experimental para Avaliação do Tempo de Misturamento.

Figura 4.4 - Exemplo de Curva Típica de Dispersão de Traçador.

Com essa configuração, Figura 4.5, foi possível variar a vazão de gás injetada no modelo, calculada com base nas informações levantadas para o processo industrial.

Figura 4.5 _–Posicionamento e Disposição dos Plugues para Dupla Injeção de Gás.

4.3 – Medições da área do olho da pluma – interação com atmosfera

instalado uma câmera a qual registrou os aspectos da movimentação do olho da pluma, feita visível pela adição de anilina solúvel em óleo ao óleo de silicone. Cerca de 10 imagens aleatoriamente escolhidas foram utilizadas, após digitalização, para determinação da área de abertura (em função de geometria do sistema de injeção, geometria da panela e propriedades da camada de sobrenadante).

Figura 4.6 - Esquema para Medições Envolvendo a Pluma.

A área exposta, capturada pela câmera, não possuía geometria consideravelmente simples, dificultando a utilização de softwares para mensurar o

tamanho das mesmas. Com isso, as 10 imagens selecionadas de cada um dos ensaios foram impressas e com o auxílio de uma balança de precisão pesadas. Logo depois, a região de exposição ao ar foi recortada e também pesada. O quociente entre o peso inicial do papel e a área de exposição foi a ferramenta utilizada para indicar o tamanho de cada uma dessas áreas.

4.4 - Medições de velocidade na região da interface metal-escória

Utilizou-se a técnica PIV (Particle Image Velocimetry) para mapear a

Optou-se por analisar uma região locada a 4cm abaixo do nível do banho na panela, Figura 4.7. A análise de imagem foi realizada via software Dynamics Studio – DANTEC. Para todas as condições experimentais, foram adquiridas cerca de 280 imagens com intervalo de tempo entre as mesmas de 3000µs e frequência de captura 10Hz. Deve-se ressaltar que o mapa vetorial gerado, na área quadrada considerada, determina o perfil de velocidades em função da distância vertical a partir do topo da camada de aço líquido em direção ao seu interior.

Figura 4.7 – Modelo Físico da Panela de Aço e Detalhes da Técnica PIV.

4.5 – O modelo matemático CFD

Foi construído um modelo matemático baseado na geometria do modelo físico,

escala 1:5(λ=0,2_{), correspondente a uma panela com capacidade de 150 toneladas de}

aço. Foram realizadas também simulações para o caso da panela semi-cheia, ao nível de 75 toneladas. O mesmo procedimento pode ser repetido para outros níveis de líquido. Dois tipos de arranjos simétricos foram construídos, o primeiro com um ponto de injeção de ar e o segundo com dois pontos, Tabela 4.1.

O timestep foi variável ao longo da simulação. Para isso, estimou-se um número de Courant que atendesse a convergência do problema, nesse caso igual a cinco. Esse número reflete a porção da célula que é atravessada pelo fluido em um timestep. Desse modo, a cada timestep, cinco células são atravessadas pelo fluido.

Tabela 4.1: Parâmetros Operacionais do Modelo de Laboratório.

Parâmetros Valores

Comprimento do Modelo (L) 55cm

Diâmetro da Base (d) 47,2cm

Diâmetro do Topo (D) 51,2cm

Diâmetro dos Plugues de Injeção de Gás (Dp) 2,36cm Altura da Solução de Cloreto de Zinco (Hc) 46cm** Altura do Óleo de Silicone (Ho) 1cm;5cm Número de Plugues de Injeção de Gás 1;2

Vazão de Gás 10lpm;15lpm

**Altura de cloreto de zinco em panela semi-cheia, correspondente a 75 toneladas.

Os fluidos utilizados no modelamento foram solução aquosa de Cloreto de Zinco para representar o aço; óleo de silicone, que simulou a escória sobrenadante e ar ambiente, soprado pelos plugues de injeção. As propriedades físicas desses

fluidos são apresentadas na Error! Reference source not found..

Tabela 4.2: Propriedades dos Fluidos do Modelo em Laboratório.

Propriedades

Fluidos

Ar Óleo Cloreto de _Zinco

Densidade, kg.m-3 _{1,225 950 1425}

Viscosidade Dinâmica, Pa.s 1,7894 x ₁₀-5 0,482 0,00303

ZnCl2/Ar ZnCl2/Óleo Óleo/Ar

Coef. Tensão Interfacial,

N.m-1 0,055 0,03 0,018

4.5.1 _– Equações Governantes:

Equação da Continuidade







(

)



0





U

t





ρ = massa específica do fluido (kg/m3_); t = tempo (s);

∇ = operador gradiente;

U = componente média da velocidade (m/s).

Equação de Conservação de Volume

onde:

rα= fração volumétrica da fase α;

Np = número de fases;

Equação da Conservação da Quantidade de Movimento

t U U U p U B

U T

eff

eff    

         ) ( ) ( ) (_{ } ´ _  (4.3) onde:

μeff = Viscosidade efetiva (Pa.s);

T = Temperatura (K);

4.5.2 - Modelo k- :

Optou-se por utilizar o modelo k- , que fornece equações diferenciais para calcular, em valores médios, a viscosidade efetiva e a turbulenta. A variável k refere-se à energia cinética de turbulência, definida pelas flutuações de velocidade; é a taxa de dissipação de energia cinética de turbulência. Ao utilizar este modelo, o software resolve um sistema de equações, de forma iterativa, para encontrar o campo de velocidades em regime turbulento após a convergência dos resultados. Viscosidade Efetiva

(4.4)

eff t

Viscosidade Turbulenta

_t C_k_2 (4.5)

Equações Auxiliares       _{ }                       k k t P K Uk t k ) ( ) ( (4.6)

( ) ( )   ( _{1 2})

         C P C k U t k

t  

                        (4.7) onde:

μ = viscosidade dinâmica do fluido (Pa.s);

t





C = constante do modelo k - ε de turbulência;

K = energia cinética turbulenta (m2_/s2)_;

k

Pk = taxa de produção de turbulência devido a forças viscosas e flutuabilidade;

= taxa de dissipação da energia cinética de turbulência, m2/s3;

1



C = constante do modelo k - ε de turbulência;

2



C = constante do modelo k - ε de turbulência;

Os resultados dos modelamentos numéricos foram comparados com os resultados de suas respectivas simulações físicas. As comparações foram feitas através da observação da abertura do olho da pluma.

5 _– RESULTADOS E DISCUSSÂO:

Serão apresentados os efeitos de algumas variáveis sobre a taxa de homogeneização do aço líquido e a área efetiva do(s) olho(s) da(s) pluma(s). Será apresentado também o modelo matemático criado que descreve o comportamento do aço líquido na panela, bem como os resultados obtidos via PIV.

5.1 _– Tempos de Misturamento

soluções salinas de cloreto de Zinco. As Figura 5.1 e 5.2 mostram que, partindo-se das variáveis nível de líquido e número de plugues porosos constantes, o tempo de misturamento decresce com o aumento da vazão de ar borbulhado, assim como nas Figuras 5.3 e 5.4, como esperado. Pode-se ainda notar, que diferentes regiões do líquido na panela exibem diferentes tempos de misturamento para uma dada vazão de ar, evidenciando, neste caso, uma ligeira falta de homogeneidade de fluxo e mistura. A região do topo da panela apresenta menor tempo de misturamento, o que pode ser atribuído à turbulência e as correntes de circulação causada pelo escape das bolhas gasosas da superfície do líquido. Ainda é possível perceber que o tempo de misturamento em panela dotada de pois plugues porosos tende a ser menor do que em panela equipada com um plugue poroso. Este fato é atribuído a minimização das zonas mortas no fundo da panela comparando as duas formas de injeção (um ou dois plugues).

Figura 5.2 – Tempo de Misturamento (s) X Vazão de Ar (lpm) [46cm; 2 Plugues Porosos]

Figura 5.3 – Tempo de Misturamento (s) X Vazão de Ar (lpm) [71cm; 1 Plugue Poroso]

Figura 5.4 – Tempo de Misturamento (s) X Vazão de Ar (lpm) [71cm; 2 Plugues Porosos]

Não é possível distinguir com nitidez um possível efeito do nível de líquido na panela: um nível mais elevado implica em maior interação entre a pluma bifásica e o banho, mas também em maior carga de líquido a se misturar.

Para avaliação do tempo de misturamento o mesmo foi representado matematicamente pela equação:

(5.1) τmist = aε-b ou lnτmist = lna – blnε

ausência e presença de escória de cobertura. Para uma dada vazão e arranjo do sistema de borbulhamento de ar, o tempo de misturamento mostrou-se aumentar na presença de escória de cobertura. Como nas análises anteriores, não é possível distinguir com nitidez um possível efeito do nível de líquido na panela.

Figura 5.5 – Efeito da Presença de Escória e da Densidade de Energia sobre o Tempo de Misturamento do Aço na Panela para Um Plugue Poroso: a) Nível de Líquido 46cm; b) Nível de

Líquido 71cm.

Figura 5.6 – Efeito da Presença de Escória e da Densidade de Energia sobre o Tempo de Misturamento do Aço na Panela para Dois Plugues Porosos: a) Nível de Líquido 46cm; b) Nível de

Líquido 71cm.

5.2 – Área do Olho da Pluma – Interação com Atmosfera:

cobertura, a abertura do olho da pluma tende a ser maior para o caso de dois plugues porosos comparativamente com um plugue poroso. A presença e aumento da espessura da escória fazem decrescer a abertura do olho da pluma. Este efeito mostra-se maior quando de escória de maior viscosidade. Os resultados indicam ainda que aumento da densidade e viscosidade do líquido emulador do aço na panela de refino secundário, mantendo as demais condições operacionais constantes, tende a fazer decrescer (de modo acentuado) a abertura do olho da pluma. Esta situação descreve melhor o sistema industrial, visto que, neste último, a razão entre a densidade da escória e do metal é da ordem de 3/7. A abertura do olho de pluma se mostra maior em panelas cheias (comparativamente a panelas parcialmente preenchidas) como seria esperado se o ângulo da pluma fosse mantido, mas o efeito não é linear, novamente pelo efeito das paredes.

Figura 5.7 – Efeitos da Vazão de Gás, Número de Plugues e Espessuras da Camada de Escória sobre a Abertura do Olho da Pluma: Água-Óleo; Panela Meio cheia.

Figura 5.9 - Efeitos da Vazão de Gás, Número de Plugues e Espessuras da Camada de Escória sobre a Abertura do Olho da Pluma: Solução de Cloreto-Óleo; Panela Cheia.

Figura 5.10 – Efeitos da Vazão de Gás, Número de Plugues e Espessuras da Camada de Escória sobre a Abertura do Olho da Pluma Pluma: Solução de Cloreto-Óleo; Panela meio Cheia

Figura 5.11 - Efeitos da Vazão de Gás, Número de Plugues e Espessuras da Camada de Escória sobre a Abertura do Olho da Pluma: Solução de Cloreto - Óleo; Panela Cheia.

Regressão múltipla empregando os resultados de cerca de 1445 experiências forneceu a correlação:

(5.3)

onde: óleo= viscosidade do óleo de silicone (100 e 500cSt);

Hóleo = altura da camada de óleo de silicone (1,3 e 5cm);

hbanho = nível do líquido inferior (46 e 71cm);

Qgás = vazão de borbulhamento do gás (lpm);

N = número de plugues no fundo da panela (1 e 2); Δρ = diferença entre densidade dos líquidos (g/cm3₎

Esta correlação matemática confirma que, para as condições operacionais investigadas, o aumento da vazão de borbulhamento do gás e altura de líquido na panela implicam em aumento da área de abertura do olho da pluma. E ainda que o aumento da espessura da camada de escória de cobertura, da viscosidade da escória, número de plugues porosos e massa específica do banho metálico causam decremento da área do olho da pluma.

5.3 _– Medições de Velocidade na Região da Interface Metal-Escória

As Figuras 5.12 e 5.13 mostram o mapa dos vetores velocidades em uma área de medição de 10cmx10cm via aplicação da técnica PIV. Estas medições estão limitadas ao sistema que emprega água para simular aço. A metodologia não se aplica às soluções salinas porque estas são translúcidas e as sementes facilmente se separam em virtude da diferença de densidade.

Observação 1:

Nota-se que em ausência de escória (óleo de silicone), as velocidades nas regiões superficiais e subsuperficiais no topo do banho são maiores (vide em ordem decrescente as distribuições das zonas em vermelho amarelo verde, em ambas as Figuras) comparativamente com aquelas em presença de escória. A presença da fase emuladora da escória amortece o campo de velocidades na região interfacial e abaixo dela, modificando o perfil de velocidades, o qual é denotado pela mudança de coloração (vermelho amarelo verde).

Observação 2: