Apostila Lingotamento Continuol

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�Curso de Formação de Aciaristas 
ArcellorMittal Inox Brasil
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Índice
	1 – Introdução............................................................................................................
	05
	1.1 – Histórico do lingotamento contínuo ...............................................................
	05
	1.2 – Tipos de máquina de lingotamento contínuo ................................................
	08
	1.3 – Evolução da produção via lingotamento contínuo ........................................
	10
	1.4 – Descrição geral do processo ........................................................................
	10
	
	
	2 – Conceitos básicos de solidificação do aço .........................................................
	14
	2.1 – Nucleação e crescimento de cristais ............................................................
	14
	2.2 – Segregação de diferentes elementos químicos no ferro ..............................
	16
	2.3 – Estruturas de solidificação no lingotamento contínuo ...................................
	18
	2.3.1 – Microestrutura .........................................................................................
	18
	2.3.2 – Macroestrutura .......................................................................................
	19
	2.4 – Segregação em produtos do lingotamento contínuo ....................................
	21
	2.4.1 - Segregação central em placas – Macrosegregação ................................
	21
	
	
	3 – Escoamento do aço líquido no distribuidor .........................................................
	25
	3.1 – Introdução .....................................................................................................
	25
	3.2 – Fluxo de aço líquido no distribuidor ..............................................................
	26
	 3.2.1 – Controladores de fluxo de aço líquido ....................................................
	27
	 3.2.2 – Tipos de revestimentos refratários .........................................................
	29
	 3.2.3 – Pré-aquecimento do revestimento refratário do distribuidor ..................
	0
	 3.2.4 – Controle da vazão da panela para o distribuidor ...................................
	32
	 3.2.4.1 – Tubo submerso ..............................................................................
	32
	 3.2.4.2 – Métodos de prevenção de infiltração de ar atmosférico ................
	34
	 3.2.4.3 – Propriedades do tubo submerso ....................................................
	35
	 3.2.4.4 – Material do tubo submerso ............................................................
	35
	 3.2.4.5 – Adição de material de cobertura do aço no distribuidor ................
	35
	 3.2.5 – Controle da vazão de aço do distribuidor para o molde .......................
	36
	3.2.6 – Sistema de proteção do jato de aço do distribuidor para o molde .......
	38
	 3.2.6.1 – Condições básicas e características ..............................................
	41
	 3.2.6.2 – Material da válvula submersa ........................................................
	41
	
	
	4 – Solidificação do aço no molde ............................................................................
	41
	4.1 – Introdução .....................................................................................................
	41
	4.2 – Funções do molde ........................................................................................
	44
	4.3 – Mecanismo de transferência de calor no molde ...........................................
	44
	4.4 – Oscilação do molde e formação das marcas de oscilação ...........................
	46
	4.5 – Controle do nível de aço no molde ...............................................................
	50
	
	
	5 – Fluxantes para lingotamento contínuo ................................................................
	51
	5.1 – Introdução .....................................................................................................
	51
	5.2 – Funções do fluxante no lingotamento contínuo ............................................
	53
	 5.2.1 – Promover a isolação da superfície do aço líquido .................................
	54
	 5.2.2 – Proteger a superfície do aço líquido contra a oxidação pelo oxigênio do ar .......................................................................................................
	54
	 5.2.3 – Formar um filme lubrificante entre a face da placa recém formada e a superfície do molde ...............................................................................
	54
	 5.2.4 – Proteger os operadores da emissão de calor por radiação térmica ......
	55
	 5.2.5 – Absorção de inclusões provenientes do aço ..........................................
	55
	 5.2.6 – Controle da transferência de calor entre o aço em solidificação e o molde .....................................................................................................
	55
	
	
	
	
	
	
	6 – Solidificação do aço abaixo do molde ................................................................
	57
	6.1 – Introdução .....................................................................................................
	57
	6.2 – Mecanismo de transferência de calor no resfriamento secundário ..............
	61
	
	
	7 – Análises das tensões e deformações no lingotamento contínuo de placas .......
	62
	7.1 – Introdução .....................................................................................................
	62
	7.2 – Influência do desalinhamento de rolos .........................................................
	67
	
	
	8 – Controle de qualidade das placas ......................................................................
	69
	8.1 – Defeitos em placas lingotadas continuamente .............................................
	69
	8.1.1 – Defeitos de forma ....................................................................................
	70
	8.1.2 – Defeitos superficiais ................................................................................
	73
	8.1.3 – Defeitos internos .....................................................................................
	78
	
	
	9 – Bibliografia .......................................................................................................... 
	80
1 - INTRODUÇÃO
Após a elaboração do aço no forno primário de fusão, o processo de obtenção do aço com o inerente ajuste de composição química, de temperatura e limpidez, pode ser completamentado através dos processos de refino secundário. Após este ciclo, aos aços elaborados podem seguir 03 rotas básicas para a realização da sua solidificação, conforme figura 01 :
Solidificação em modelos para fabricação de peças (denominadas de peças fundidas);
Lingotamento convencional para a produção de lingotes;
Lingotamento contínuo para a produção de placas, blocos, tarugos ou pré-formas (blanks).
Figura 01 – Fluxograma esquemático da etapa do refino do aço nas usinas siderúrgicas
O presente trabalho vai se ater a uma explanação sobre o processo de lingotamento contínuo de placas devido ser o foco do nosso trabalho e ser o processo de solidificação do aço da Aciaria da Arcelor Mittal Inox Brasil.
1.1 – Histórico do lingotamento contínuo 
O método tradicionalmente utilizado para a transformação de aço líquido em um produto sólido consiste no vazamento do metal líquido em lingoteiras de ferro-fundido, que com o tempo foram sendo projetado em diferentes versões, buscando a incorporação de inovações tecnológicas que conduzissem a um maior rendimento do processo. 
A idéia de dar a esse processo um caráter contínuo, eliminado-se o pesado e custoso laminador desbastador, não é nova e as primeiras tentativasocorreram em meados do século XIX. 
A primeira iniciativa partiu de George E. Sellers nos Estados Unidos em 1840, que patenteava um processo de lingotamento contínuo de tubos de chumbo. Em 1843 J. Liang e em 1846 e Henry Bessemer, haviam solicitado patentes para o lingotamento de metais não ferrosos de baixo ponto de fusão.
Mesmo assim o primeiro trabalho sobre o processo de lingotamento contínuo de aço foi patenteado por Henry Bessemer “para fabricação de folhas contínuas de aço e ferro” em 1846. Sua concepção é muito semelhante ao que hoje se tem tentado para realizar o lingotamento contínuo de tiras com rolos duplos, conforme mostrado na figura 02.
Figura 02 – Desenho da máquina de lingotamento contínuo de tiras com rolos duplos proposta por Henry Bessemer em 1846.
O lingotamento contínuo de aços ainda era um desafio devido à altas temperaturas de fusão e a reduzida condutibilidade térmica, quando comparado com, por exemplo, com o alumínio.
A primeira aplicação do processo na solidificação de aços foi conseguida por Rainer M. Daelen para o lingotamento de aço, em 1887 na Alemanha. O projeto incluía molde refrigerado a água, abertos nas partes inferior e superior, alimentado por um jato de metal líquido, uma zona de refrigeração secundária, barra falsa, rolos extratores e mecanismos para corte do produto.
Durante muitos anos, grande número de pesquisadores dedicou-se a desenvolver a técnica de vazamento e, entre 1930 a 1940, Siegfried Jungnhans, na Alemanha, conseguiu lingotar continuamente, de inicio latão e alumínio, e depois, o próprio aço. Entretanto as dificuldades tecnológicas ainda eram significativas. No molde, a adesão da camada solidificada à parede interna já indicava a necessidade de um movimento relativo entre o lingote e o molde. 
Tentativas inicias foram incluídas nas patentes do americano J. Laing (1843) e do sueco A.H. Pehrson (1912), porém somente em 1933 que S. Jungnhans desenvolveu e patenteou um sistema de oscilação do molde, que terminou por alavancar industrialmente em larga escala o processo de lingotamento contínuo de aços, o que só acabou de ocorrendo com o término da segunda guerra mundial. 
A primeira máquina industrial começou a operar em 1946 na Inglaterra para a produção de tarugos em uma máquina tipo vertical. A primeira máquina vertical para placas operou na Rússia, na usina de “Krassny Oktjabr”, em 1951 no tamanho de 800 X 800 mm. A primeira máquina de produção em larga escala de tarugos foi instalada na Inglaterra em 1952.
A partir de 1946 houve uma grande evolução de das tecnologias dos equipamentos relacionados à aplicação do lingotamento contínuo.
No estágio inicial de desenvolvimento os esforços foram voltados para a melhoria de rendimento, aumento da produtividade e ampliação dos tipos de aços capazes de serem lingotados. Atualmente, com o grande amadurecimento do processo, já se obtém rendimentos acima de 98%, produtividade compatível com as exigências mais rigorosas das aciarias e capacidade de produção de praticamente todos os tipos de aço.
O segundo estágio caracterizou-se pela atuação prioritária na melhoria da qualidade das placas visando inicialmente reduzir seu condicionamento superficial e posteriormente o enfornamento direto sem a necessidade de inspeção prévia das placas. Este desenvolvimento tem possibilitado economia de energia e maior garantia de qualidade do produto final.
O terceiro estágio, que já está consolidado com cerca de 50 plantas em operação, consiste em lingotar placas finas e/ou médias (40 a 150 mm) com a laminação direta para tiras. Esse processo elimina o reaquecimento tradicional e desbaste das placas e tem alterado o perfil de produção de aços planos pela viabilização de mini-usinas nesta linha de produto.
A obtenção de produto bruto de fusão, na espessura próxima ao produto final, tem sido perseguida e é objeto de grandes investimentos. Os processos atualmente em estudo são, além do lingotamento de placas finas, o lingotamento de tiras para posterior laminação a frio que elimina o processo de laminação a quente e o lingotamento de produto final que tem sido desenvolvido, para aplicações especiais, em metais amorfos e aços alto-silício. Duas iniciativas de caráter industrial já estão bastante avançadas, que são o CAST-STRIP nos Estados Unidos e o EUROSTRIP na Europa.
No Brasil o processo de lingotamento contínuo foi introduzido pela empresa Riograndense, em 1960, com uma máquina de tarugos de dois veios, seguida pela siderúrgica Dedini em 1968 também com um equipamento de tarugos de três veios.
A partir de 1972 o número de instalações cresceu acentuadamente, sendo que em 1976 a Usiminas iniciou a produção de placas com um equipamento de dois veios. A seguir a CSN (Companhia Siderúrgica nacional), ACESITA (hoje Arcelor Mittal Inox Brasil), COSIPA e CST introduziram o lingotamento contínuo na linha de produção. Até meados de 2004, haviam no Brasil, 15 máquinas de lingotamento contínuo de placa em operação com 24 veios e 23 máquinas de lingotamento contínuo de tarugos/blocos com cerca de 70 veios. Não existe ainda nenhuma planta com tecnologia de placa fina e/ou média no Brasil, até o momento.
1.2 – Tipos de máquinas de lingotamento contínuo 
De acordo com a filosofia de projeto as máquinas de lingotamento contínuo de placas podem ser classificadas de diversos tipos, conforme figura 03.
Figura 03 – Tipos de instalações de lingotamento contínuo de aços.
A tabela 01 apresenta, em resumo, que com a redução da altura da máquina os problemas associados à pressão ferrostática, principalmente trincas internas tendem a reduzir, entretanto o nível de inclusões não metálicas aumenta, devido a maior dificuldade de eliminação.
Tabela 01 – Análise comparativa dos principais tipos de máquinas de lingotamento contínuo
	Tipo de máquina
	Vantagens
	Desvantagens
	Tendências
	
Vertical simples
	- Não há deformação de encurvamento e desencurvamento.
- Facilidade para flotar as inclusões de óxidos.
	- Elevada altura de instalação da máquina.
- Elevada pressão ferrostática.
- Alto custo dos equipamentos auxiliares.
- Grande risco de abaulamento de placas entre os rolos.
- Velocidade de lingotamento limitada.
	Foi um projeto utilizado no início do lingotamento contínuo, mas rapidamente foi abandonado devido as suas desvantagens e hoje não se utiliza mais.
	
Vertical curva com molde reto e dobramento progressivo
	- Facilidade de flotar as inclusões de óxidos e bolhas de gases.
	- Ocorre a deformação da pele solidificada com uma pequena espessura de pele solidificada, aumentando a tendência de geração de trincas.
- O raio de curvatura mínimo é normalmente maior que em uma máquina curva.
	- Um dos projetos mais utilizados atualmente para a produção de placas para tiras. 
- O projeto permite alcançar boa qualidade superficial com altas velocidades de lingotamento.
	
Curva com molde curvo e dobramento progressivo
	- A deformação de desencurvamento ocorre com uma pela solidificada espessa.
- Baixa pressão ferrostática.
- O sistema de extração e remoção das placas é mais simples.
	- Maior tendência de ocorrer o aprisionamento de inclusões bolhas de gases na superfície.
- Maior tendência de geração de trincas transversais devido ao desencurvamento.
	- Um dos projetos mais utilizados no mundo para a produção de placas. - Foi o projeto que permitiu instalar máquinas de lingotamento em edificações já existentes.
- Podem ser utilizados moldes ligeiramente curvo na parte inferior.
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1.3 – Evolução da produção via lingotamento contínuo 
A figura 04 mostra a evolução da participação do lingotamento contínuo na produção de aço em diferentes regiões. 
O grande desenvolvimento do lingotamento contínuo é conseqüência das inúmeras vantagens sobre o processamento convencional (lingote), principalmente o ganho de rendimento, economia de energiae melhor qualidade do produto.
Figura 04 – Evolução da participação do lingotamento contínuo na produção total de aço.
1.4 – Descrição geral do processo 
O processo de lingotamento contínuo pode ser considerado essencialmente como um processo de transferência de calor, no qual o metal líquido é transformado via solidificação em produto sólido semi-acabado. O processo é utilizado na produção de chapas e tiras de um grande número de ligas e metais não ferrosos. Sob o ponto de vista tecnológico o lingotamento contínuo de aços se sobressai em importância, já que esse processo é responsável por cerca de 90% de todo o aço produzido no mundo.
Após a estação de metalurgia secundária, a panela deve ser transferida, no menor intervalo de tempo possível, para o lingotamento contínuo e posicionada na torre giratória, mostrada na figura 05, para início de lingotamento.
Figura 05 – Representação esquemática do processo de lingotamento contínuo.
Antes do início da corrida, uma placa falsa (barra falsa), é impulsionada pelos rolos extratores e inserida no veio, pela sua parte inferior, até a região superior do molde. A barra-falsa tem como objetivo prevenir o vazamento de metal líquido pelo fundo do molde no início de lingotamento.
Da panela o aço líquido é vazado para o distribuidor, através de uma peça refratária denominada “tubo submerso” (também chamado de “tubo longo” ou “válvula longa”). A principal função do distribuidor é regular o fluxo de aço para um ou mais moldes. Quando o metal atinge uma altura pré-determinada abre-se a válvula do distribuidor, que pode ser um tampão ou um sistema de válvula gaveta, iniciando-se o enchimento do molde por meio de um tubo refratário denominado “válvula submersa”. 
No molde ocorre uma intensa transferência de calor, que promove a solidificação do aço e a formação de uma camada (pele) sólida. Também ocorre a transferência de calor para a cabeça da barra falsa, garantindo rápida solidificação da ponta do esboço, acelerando assim o início da extração do mesmo. A barra falsa é extraída a uma taxa crescente, até atingir-se um estado estacionário de velocidade, definido em função da produtividade e qualidade requeridas das placas.
A solidificação inicia-se no molde, que possui placas de cobre refrigeradas à água, com a formação de uma casca sólida, que na saída do molde deve ser suficientemente espessa para suportar a pressão interna do metal líquido (pressão ferrostática) e as tensões mecânicas de extração da placa. 
Durante todo o processo de lingotamento o molde está sujeito a um movimento de oscilação vertical, que tem a função de reduzir o atrito entre a placa solidificada e as paredes do molde.
Logo que deixa o molde a camada solidificada é sustentada por rolos, e o resfriamento se efetua por contato direto com água de uma bateria de sprays e por radiação térmica. Estas regiões são denominadas de “resfriamento secundário”.
O resfriamento por sprays deve ser realizado de tal modo que a superfície seja resfriada de forma contínua e tenha uma temperatura mais constante possível em toda a superfície de uma seção transversal do veio. Para facilitar o controle da extração de calor, esta região é dividida em diversas regiões denominadas “zonas”.
Logo abaixo do molde, desde que a espessura seja pequena, existe a tendência de abaulamento, devido à pressão ferrostática, como mostrado esquematicamente na figura 06, necessitando-se utilizar rolos de pequeno diâmetro, bastante próximos e maior vazão de água (zona 01). Esta zona é de vital importância para o sucesso da operação. Para o caso de lingotamento contínuo de placas, o controle do resfriamento é normalmente feito dividindo-se a primeira zona em subzonas independentes. Normalmente a refrigeração das faces estreitas é feita somente na zona 1.
Figura 06 – Representação esquemática do abaulamento provocada pela pressão ferrostática.
À medida que a camada solidificada caminha no resfriamento secundário, com o gradual aumento da espessura da mesma, ocorre o diminuição das quantidades de água, como mostra a figura 07, devido a espessura da camada solidificada controlar o fluxo de calor.
Figura 07 – Distribuição típica da água no resfriamento secundário.
Depois de completamente sólido, a placa lingotada é cortada em comprimentos programados pela equipe de planejamento da fábrica, conforme necessidade da laminação a quente e/ou da laminação a frio, que por sua vez sempre tem a visão de atendimento às exigências dos clientes externos. A máquina de corte é posicionada após o último rolo da máquina, ou seja, na saída da máquina, conforme pode ser visto na figura 08.
Figura 08 – Máquina de corte da máquina de lingotamento contínuo nº. 01 da ArcelorMittal Inox Brasil.
Os corte nas placas de aço são realizados utilizando:
GLP e oxigênio, para os aços carbono e siliciosos;
GLP, oxigênio e pó de ferro, para os aços inoxidáveis;
Após o corte das placas, as mesmas são transferidas, o mais rápido possível, para a área de condicionamento de placas da laminação a quente. O transporte de placas é realizado em vagões, que podem ou ser tampados ou não com tampas térmicas, em função do tipo de aço.
2 – CONCEITOS BÁSICOS DE SOLIDIFICAÇÃO DO AÇO
Neste capítulo serão discutidos alguns aspectos da teoria básica de solidificação aplicada ao lingotamento contínuo, tendo como objetivo introduzir conceitos necessários para o entendimento dos capítulos posteriores. Pois o conhecimento dos diversos fenômenos de transformações de fase envolvidos no processo de solidificação e resfriamento dos aços é de fundamental importância para o controle do processo no lingotamento.
A análise do fenômeno da solidificação dos metais apresenta fundamentalmente dois aspectos:
Um aspecto metalúrgico da composição química do metal:
Um aspecto térmico relativo à história térmica anterior do metal, á forma pelo qual o calor é transferido e a distribuição da temperatura no interior da placa a cada instante do processo.
2.1 – Nucleação e crescimento de cristais
No estado líquido os átomos se movem livremente, mas a medida que a temperatura diminui, a movimentação torna-se cada vez mais lenta até o ponto de solidificação seja atingido.
A energia de movimento começa a ser superada pela força de atração entre os átomos, a qual tende a mantê-los numa matriz cristalina ordenadamente definida.
Quando o líquido começa a solidificar, grupos de átomos formam núcleos cristalinos em diversos pontos simultaneamente, núcleos esses que aumentam de tamanho pela adição progressiva de átomos.
Prosseguindo a solidificação, os núcleos de cristais ramificam-se e os átomos tendem a se situar numa matriz geometricamente definida, conhecida como “malha cristalina ou rede”.
Como em todas as transformações de fases, a solidificação se processa em duas etapas sucessivas de nucleação e crescimento da nova fase em meio a anterior. 
Assim sendo, o termo nucleação traduz o modo pelo qual a fase sólida surge de forma estável no seio da fase líquida, sob a forma de pequenos núcleos cristalinos. 
Por outro lado, o termo crescimento traduz o modo pelo quais esses núcleos se “alimentam” de metal líquido atraindo novos átomos para suas malhas e lançando ramificações na circunvizinhança. Outras ramificações crescem a partir delas formando “galhos”. Esta forma de crescimento dá origem a esqueletos cristalinos, semelhantes a pinheiros, denominados “dentritas” (vem do grego “dendrom”, que significa “árvore”).
Muitas vezes as dentritas podem ser vistas a olho nu, na superfície de um aço resfriado lentamente.
A condição termodinâmica para que ocorra a solidificação é a presença de uma fase líquida super-resfriada (ou seja, que esteja a uma temperatura inferior à temperatura de fusão), conforme figura 09.
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Figura 09 – Registro térmico da solidificação, revelando a existência do super resfriamento térmicodo líquido.
A nucleação da fase sólida pode-se dar, em princípio, de duas maneiras:
Nucleação homogênea – neste caso, a fase sólida nucleia em meio a fase líquida, sem que haja interferência ou contribuição energética de elementos ou agentes estranhos ao sistema metal líquido / metal sólido.
Nucleação heterogênea – neste caso, a fase sólida nucleia em meio a fase líquida, contando com a contribuição energética de agentes estranhos ao sistema, tais como impurezas, inclusões sólidas, paredes do molde, inoculantes e aditivos.
Nos dois casos, é preciso entender que mesmo que um líquido esteja com temperatura abaixo da temperatura de solidificação, é necessária a presença de um núcleo para que o processo se inicie.
Resultados experimentais de laboratórios, simulando a nucleação homogênea em metais super puros (sem a presença de substratos) revelam que o líquido pode resistir a super resfriamento de até 20% de sua temperatura de solidificação sem apresentar nucleação significativa. Na prática, porém, em situações reais, observa-se que a fase sólida pode ser nucleada facilmente em líquidos não mais a 2% de sua temperatura de solidificação. Este fato descarta, de imediato qualquer mecanismo de nucleação homogênea. Portanto na prática, a solidificação sempre se iniciará por um mecanismo de nucleação heterogênea, tendo em vista o número de imperfeições e heterogeneidades do metal líquido e dos moldes utilizados no lingotamento contínuo.
2.2 – Segregação de diferentes elementos químicos no ferro
Quando adicionados ao ferro, cada elemento químico tem uma “afinidade” de ligação diferente, que depende do relacionamento de suas estruturas atômicas. Em termos de segregação esta afinidade pode ser estimada pelo valor do “coeficiente de distribuição – K”. 
Na tabela 02 estão listados os valores de K para diversos elementos químicos, quando ligados ao ferro delta (δ) e ferro gama (γ), que pode ser resumida em: quanto maior o valor de K, menor a tendência de segregação do elemento, isto é, o enxofre (K = 0,02) segrega muito mais que o níquel (K = 0,80). 
Em outras palavras podemos dizer que, quanto menor o valor de K, maior é a rejeição de soluto pela fase que se forma. 
Por exemplo, ao ocorrer a solidificação de um aço que contendo enxofre (K = 0,02), o sólido formado rejeita o enxofre para o líquido, havendo desta forma um progressivo enriquecimento do líquido com este elemento.
Tabela 02 – Coeficiente de distribuição (K) para diversos elementos químicos no ferro
	Elemento
	Ferrita delta (δ)
	Ferro gama (γ) austenita
	Alumínio
	0,92
	-
	Berilo
	0,70
	-
	Boro
	(0,05)
	(0,04)
	Carbono
	0,13
	0,36
	Cobalto
	0,90
	0,95
	Cobre
	0,56
	0,88
	Cromo
	0,95
	(0,85)
	Enxofre
	(0,02)
	(0,02)
	Fósforo
	0,13
	0,06
	Hidrogênio
	0,32
	0,45
	Manganês
	0,84
	0,95
	Molibidênio
	0,80
	(0,60)
	Níquel
	0,80
	0,95
	Nitrogênio
	0,28
	0,54
	Oxigênio
	0,02
	(0,02)
	Silício
	0,66
	(0,50)
	Titânio
	0,16
	0,07
	Tungstênio
	0,95
	(0,50)
	Vanádio
	0,90
	-
	Zircônio
	0,50
	-
2.3 – Estruturas de solidificação no lingotamento contínuo
A estrutura de solidificação do aço é uma consequência das condições de lingotamento e é um importante fator para a definição da qualidade do produto.
A identificação e controle dos mecanismos de formação da estrutura são as bases fundamentais para a melhoria de qualidade dos produtos do lingotamento contínuo.
2.3.1 – Microestrutura
A microestrutura de solidificação é determinada pela morfologia da interface sólido/líquido, que, de acordo com as condições de solidificação e composição química, pode ter as formas: planas, celular e dentrítica, conforme mostrado na figura 10.
 
Figura 10 – Morfologia da interface sólido/líquido em função da condição de lingotamento. 
Nas condições de resfriamento do lingotamento contínuo de aços, a morfologia da interface sólido/líquido é essencialmente dentrítica.
Na figura 10(c) tem-se um exemplo real de uma microestrutura dentrítica típica, mas não se trata de aço e sim de uma liga cobre-estanho.
A micro estrutura dentrítica é caracterizada pelos espaçamentos primários (λ1) e secundários (λ2), conforme figura 10. O espaçamento depende das condições de resfriamento e do tipo de aço.
Para caracterizar o grau de refino de uma estrutura bruta de fusão, ou seja, obtida após a solidificação do aço, são utilizados parâmetros com distância entre os braços dentríticos (espaçamento interdentrítico) primários e secundários (λ1 e λ2 respectivamente). Quanto menor forem esses parâmetros, menor será concentração dos elementos segregados e menor a dimensão de microporos, resultando em menor fragilidade para o aço. Observa-se que para estruturas equiaxiais só o valor de λ1 apresenta significância.
Para reduzir as micro-segregações e a tendência a formação de trincas, é importante que se obtenha uma estrutura mais fina, com o aumento da intensidade de resfriamento.
2.3.2 – Macroestrutura
De acordo com o tipo de aço e condições de solidificação podemos observar 03 zonas distintas na placa do lingotamento contínuo. Na figura 11 ilustra as zonas e variações encontradas em placas.
Figura 11 – Macroestrutura observada em placa, de diferentes tipos de aço, produzida no lingotamento contínuo. 
a) Zona coquilhada
Quando o aço se solidifica em contato com as paredes do molde, ocorre a nucleação fácil devido ao elevado super-resfriamento. A estrutura resultante é composta de pequenos grãos equiaxiais, isto, é com orientação cristalográfica aleatória. Estes grãos formam uma camada denominada zona coquilhada. Nas placas do lingotamento contínuo esta zona tem uma espessura de, aproximadamente, 5 mm.
b) Zona colunar
À medida que a frente de solidificação se afasta das paredes do molde, ocorre uma redução no super-resfriamento e a nucleação é dificultada. Os grãos passam a crescer a partir da zona coquilhada, perpendicularmente a superfície da placa, ou seja, no sentido contrário ao fluxo de calor. Os grãos que nucleiam com orientação cristalográfica favorável ao fluxo de calor, bloqueiam o crescimento dos grãos de orientação desfavorável, e crescem progressivamente na direção do líquido remanescente. A figura 12 ilustra esquematicamente o aparecimento da zona colunar a partir do crescimento dos grãos da região coquilhada. O crescimento desses grãos prossegue até que algo barre o caminho, podendo ser grãos colunares vindo na direção oposta ou grãos da zona equiaxial central.
Figura 12 – Representação esquemática do crescimento de grãos da região coquilhada e do surgimento de grãos colunares a partir de grãos coquilhados com orientação favorável.
c) Zona equiaxial central
É formada por grãos equiaxiais de orientação cristalográfica aleatória. Esses grãos se originam a partir de cristais da zona coquilhada ou de pontas de dentritas da zona colunar, que são direcionadas para o centro da placa, pelo movimento convectivo do líquido e efeito da gravidade. Esta convecção pode ser natural (variação de densidade devido à variação de temperatura e composição química) ou forçada (utilização de agitadores eletromagnéticos ou aplicação de deformação da pele solidificada). O aparecimento da zona equiaxial central pode também ocorrer graças à nucleação heterogênea provocada por nucleantes artificiais, condição que pode gerar grãos equiaxiais centrais de dimensões relativamente pequenos. Uma representação esquemática deste fenômeno é apresentada na figura 13. 
Figura 13 – Representação esquemática da variação do tipo de estrutura em uma peça solidificada e uma macroestrutura real.
Na maioria das aplicações dos metais, a estrutura mais indicada deve ser uma estrutura que possua o máximo de extensão da zona equiaxial, inibindo o crescimento colunar. 
Com esta estrutura pode-se evitar a formaçãode trincas durante o lingotamento, gerada pela microsegregação nos contornos de grão colunares. Para obter esta estrutura torna-se necessário inibir o crescimento colunar, por estímulos favoráveis à formação de núcleos equiaxiais. Podemos gerar estes estímulos por meio de dois procedimentos principais:
Controle da nucleação, através dos parâmetros de solidificação ou pelo uso de inoculantes: redução do superaquecimento;
Utilização de métodos físicos, para induzir o refino dinâmico do grão: agitação eletromagnética.
2.4 – Segregação em produtos do lingotamento contínuo
A origem da segregação está associada a um fenômeno natural que ocorre durante a solidificação de ligas. Quando da transformação líquido → sólido, acontecem modificações de estrutura e variação de volume com conseqüentes mudanças nas características físicas e químicas da liga.
O aço é uma liga Fe-C com diferentes elementos químicos (solutos). Alguns adicionados intencionalmente (exemplo: Si, Mn, Cr, Al, Nb, Mo, etc.) e outros na forma de impurezas (exemplo: S, P, H, O, N, etc.) introduzidos devido às características dos processos de fusão e refino.
Quando o aço está na fase líquida, a composição química é homogênea ou pode ser homogeneizada por injeção de gás inerte. Partindo-se da fase líquida, os diversos elementos químicos em solução têm diferentes níveis de solubilidade no aço sólido, dando origem ao fenômeno de “segregação”. Cada elemento químico contido no aço líquido tem um grau diferente de “aceitação” pelo sólido e esse nível de aceitação, conforme já foi visto no item 2.2, é expresso pelo coeficiente de partição K. 
Podemos então constatar que o fenômeno de segregação é natural e não pode ser evitado, entretanto devemos conhecê-lo melhor para controlar sua intensidade.
2.4.1 - Segregação central em placas - Macrosegregação
A macrosegregação na placa do lingotamento contínuo se diferencia fundamentalmente dos demais tipos de lingotamento pela não existência de um massalote ou “cabeça quente” onde sejam acumuladas as porosidades, rechupes e segregações resultantes do processo de solidificação e posteriormente descartada. No lingotamento contínuo todas as impurezas tendem a se localizar na região central da placa. Outra diferença é o caráter estático do lingote e dinâmico do lingotamento contínuo, que ainda está sujeito a esforços mecânicos durante a solidificação.
A presença de segregação pode provocar diferença nas propriedades físicas e mecânicas da placa e consequentemente influência negativamente o desempenho do produto laminado.
Uma particularidade é a sua aleatoriedade. Ao observarmos os resultados das chapas notamos, na maioria das vezes, a presença de segregação variável tanto no comprimento da corrida, com na largura da placa, isto é, numa mesma placa podemos ter regiões altamente segregadas próxima á regiões praticamente em segregação.
Em vista destas evidências e dos resultados de diversos estudos realizados para correlacionar as variáveis de fabricação com o nível de segregação central ficou bem determinado que o problema é provocado pelo escoamento do aço líquido altamente segregado para a região central da placa no estágio final da solidificação.
Os mecanismos propostos para o escoamento do aço líquido e formação da segregação central no lingotamento contínuo são:
Abaulamento da placa;
Contração de solidificação;
Abertura da região central da placa.
a) Abaulamento da placa
Durante a solidificação no lingotamento contínuo, a placa está sujeita a deformações por tensões térmicas, pressão ferrostática e interações mecânicas com os rolos, que provocam abaulamento.
O abaulamento é esquematizado na figura 14. Ele normalmente ocorre entre o espaço de 2 rolos na direção vertical, porém pode ser aumentado devido o desalinhamento de rolos ou modificações no espaçamento entre os rolos na direção horizontal. A figura 14 mostra como se comportam as dentritas durante o abaulamento. 
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Figura 14 – Escoamento o líquido segregado da zona bifásica (sólido/líquido), provocado por abaulamento da placa entre os rolos.
Miyazawa e Schwerdtfeger-1981 analisaram o efeito do movimento da fase sólida devido ao abaulamento (bulging) durante o deslocamento do esboço na região do resfriamento secundário no lingotamento contínuo na formação da segregação em placas de aço. Estes autores propuseram cálculos da tendência à macrosegregação através de calculo usando uma teoria simples de flexão entre um par de rolos, conforme mostrado na figura 14. 
Com a modificação progressiva da forma da placa as pontas das dentritas se aproximam na região “A” e tendem novamente a se afastarem na região “B”, voltando à condição inicial. A movimentação do líquido segregado resultante deste fenômeno provoca uma transferência do líquido segregado para o centro da placa, líquido este que é responsável pela segregação central. O pico de concentração no centro da placa foi atribuído ao fluxo de metal líquido enriquecido de soluto em direção às regiões inferiores e ligeiramente voltado para o centro, no momento que a casca de sólido está movimentando no sentido dos rolos, na região que precede ao ponto de máximo abaulamento.
Os principais fatores que provocam um menor abaulamento da placa entre os rolos, reduzindo assim a macrosegregação central causada por este mecanismo, são:
Uma menor distância entre os rolos de suporte das placas;
A utilização de apoios intermediários no caso de rolos de maior largura (rolos bipartidos e com mancais defasados);
Menor velocidade de lingotamento e refrigeração secundária mais intensa para aumentar a espessura da pele solidificada, ficando assim mais resistente aos esforços de flexão entre os rolos;
b) Contração de solidificação
Quando se consegue manter o controle apropriado sobre os rolos em termos de espaçamento, alinhamento e empeno, pode-se obter redução acentuada da segregação central pela utilização da conicidade nos rolos na região final de solidificação. Essa redução tem como objetivo de compensar a contração de solidificação, reduzindo a sucção de líquido segregado para o centro da placa.
O valor ótimo da conicidade deve ser determinado de forma a evitar força excessiva da placa sobre os rolos para não provocar seu empeno. A figura 15 mostra um exemplo da influência da conicidade na ocorrência de segregação central, onde se observa que, quando se atinge 0,8 mm/m, o benefício máximo conseguido, com 90% das placas praticamente isenta de segregação.
Figura 15 – Escoamento o líquido segregado da zona bifásica (sólido/líquido), provocado por abaulamento da placa entre os rolos.
c) Abertura na região central da placa
Durante a solidificação, a temperatura do centro se mantém na temperatura de líquidus. No final da solidificação ocorre um rápido decréscimo da temperatura, que é um fenômeno natural, devido à eliminação da fonte de calor latente. Como o decréscimo da temperatura no centro é mais rápido que o da superfície, o centro é impedido de contrair, desenvolvendo tensões de tração na região central, que promovem a abertura e penetração de líquido altamente segregado.
A figura 16 ilustra três casos de refrigeração da placa. 
Caso (a) = o reaquecimento da superfície ocorre antes da completar a solidificação. Neste caso existe tendência à formação de trincas internas.
Caso (b) = quando o reaquecimento de superfície coincide com o final da solidificação é a condição mais desfavorável com tendência a defeitos centrais como trincas e segregação.
Caso (c) = é uma condição na qual o reaquecimento ocorre logo após o final da solidificação. Mesmo neste caso pode ocorrer defeito central caso a temperatura do centro não esteja 50 a 100°C abaixo da temperatura sólidus e consequentemente com boa resistência e ductilidade.
Por este mecanismo é necessário que a refrigeração da placa e a velocidade de extração sejam dimensionadas de modo que se evitem as ocorrências dos casos (a)e (b) da figura 16.
Figura 16 – Representação esquemática dos perfis de temperatura no veio e qualidade interna resultantes.
3 – ESCOAMENTO DO AÇO LÍQUIDO NO DISTRIBUIDOR
3.1 – Introdução
Durante os últimos anos tem sido observado um notável aumento na produção de aço via lingotamento contínuo. Concorrendo com este aumento nos níveis de produção crescem também os requisitos de qualidade. Estes aspectos de qualidade tornam-se mais importantes com o aumento progressivo da capacidade da máquina e das dimensões do produto. 
De um modo geral, antes da consolidação quase que total do processo de lingotamento contínuo, somente dois parâmetros eram considerados necessários para caracterizar a condição do aço durante o refino e posterior lingotamento. Esses dois parâmetros eram a temperatura e a composição química. Entretanto recentes inovações na prática pós forno, tais como tratamento na panela (dessulfuração, agitação com gás, etc.) e particularmente técnicas no lingotamento, requereriam um terceiro parâmetro que juntamente com os outros dois anteriores, passaram a caracterizar completamente o aço em qualquer posição na seqüência de processamento. Este terceiro parâmetro é o escoamento (fluid flow).
Hoje já são bem entendidas as interações entre esses três parâmetros e o que eles representam em termos de qualidade e produtividade numa aciaria moderna. 
Temperatura e qualidade influenciam grandemente a físico-química do processo de fabricação do aço, por exemplo, a atividade do oxigênio. A condição do escoamento afetará as perdas de calor, a reoxidação do aço e a flutuabilidade das inclusões.
O distribuidor, na operação do lingotamento contínuo tinha basicamente a função de ser um reservatório de aço e este conceito tem mudado consideravelmente. Hoje o distribuidor é visto como sendo um local que possibilita a flutuação e separação de inclusões. Da mesma forma os conceitos de utilização de proteção do jato, válvula submersa e molde tiveram uma grande evolução. 
O escoamento é fortemente influenciado pela geometria dos equipamentos, pela presença de defletores de fluxo, pela presença de gases e pelas condições operacionais de lingotamento. A otimização das condições ideais de escoamento é fundamental para a qualidade do produto lingotado. Dessa forma inúmeras técnicas foram e estão sendo desenvolvidas no sentido de aproveitar ao máximo a energia cinética do escoamento do aço no processo de lingotamento contínuo.
3.2 – Fluxo de aço líquido no distribuidor
O distribuidor (em inglês tundish) é um recipiente composto de uma carcaça metálica, revestido internamente por refratários para suportar temperaturas elevadas, assim como a panela. Pode possuir várias formas, dependo do projeto da instalação de lingotamento contínuo. Szekely (1989) apresentou desde um simples “cocho” (retangular), passando pelas formas de “T”, formato de “delta”, formato “H” e até formato circular. 
O número de veios vai de apenas um até seis, sendo comum os distribuidores com dois veios para a produção de placas.
Na figura 17 apresenta-se uma representação esquemática dos principais tipos de distribuidores utilizados no lingotamento contínuo de placas, blocos e tarugos, propostos por Szekely. 
As dimensões na parte superior são sempre maiores que na base do distribuidor, para facilitar a operação de retirada da sucata e do cascão do aço deixados ao fim de uma sequência de lingotamento.
Figura 17 – Representação esquemática dos principais tipos de distribuidores utilizados no lingotamento contínuo de placa, blocos e tarugos.
O distribuidor é utilizado como um reservatório de aço entre a panela e o molde. As principais finalidades do distribuidor são:
Alimentar (distribuir) o aço para um ou mais veios;
Promover separação das inclusões não metálicas;
Controlar a velocidade de lingotamento;
Atuar com reservatório de aço durante a troca de panela, sem a interrupção do lingotamento, permitindo a produção em série de corridas, tornando o processo efetivamente contínuo.
O aço dever ser distribuído para os veios de tal forma que, independentemente do veio, o aço deve ser o mesmo, isto é, que tenha a mesma temperatura e composição química.
A condição do fluxo de aço no distribuidor exerce significante influência na:
Capacidade em remover inclusões do metal para a escória;
Reoxidação que ocorre através do contato do aço com a atmosfera.
3.2.1 – Controladores de fluxo do aço líquido
Em termos da melhoria da limpidez do aço, todas as contra medidas tomadas no distribuidor, visam promover a flutuação de inclusões. A flutuação depende das características intrínsecas da inclusão (flutuabilidade), do tempo da residência no distribuidor, da distância que a inclusão que percorrer até a superfície do banho e da viscosidade do aço líquido.
Para permitir o controle do fluxo de aço no distribuidor objetivando o direcionamento do aço líquido para a parte superior do distribuidor, são instalados no interior do mesmo, diques e barragens fabricados em materiais refratários, conforme mostrado na figura 17. A utilização de diques e barragens deve ser feita de forma cuidadosa, pois, alguns estudos mostram a formação de zonas de volumes mortos atrás desses dispositivos.
As principais funções do sistema de barragens e diques são:
Incrementar a flotação das inclusões;
Eliminação das zonas mortas;
Controlar o fluxo do aço, criando zonas de menor turbulência.
Os principais materiais utilizados na confecção das barragens e diques são:
Concretos ou tijolos sílico-aluminoso;
Concretos ou tijolos de alta alumina;
Concreto de alta alumina com fibras metálicas;
Concretos ou tijolos básicos.
Também podem ser instalados na região de impacto do aço liquido no interior dos distribuidores elementos denominados de inibidores de turbulência, conforme mostrado na figura 18. Estes elementos são projetados para reorientar o escoamento do aço líquido em direção à superfície do distribuidor visando à redução da turbulência nessa superfície. Com isso proporciona também um aumento no tempo de residência do aço no distribuidor, redução da ocorrência de “splash”, decréscimo na taxa de desgaste do material refratário do distribuidor e a redução do pick-up de oxigênio e de nitrogênio.
Figura 18 – Representação esquemática dos principais componentes que podem ser utilizados em um distribuidor de lingotamento contínuo.
3.2.2 – Tipos de revestimentos refratários 
O revestimento refratário de um distribuidor é composto de três camadas:
Revestimento isolante: aplicado sobre a chapa de aço (carcaça distribuidor), com objetivo de minimizar a perda de calor, isolando termicamente o interior do ambiente externo. O revestimento pode ser de tijolos, sendo usualmente plaquetas sílico-aluminosas, com espessura variando de 25 a 32 mm.
Revestimento permanente: aplicado sobre a camada isolante, com objetivo de proteger a carcaça do distribuidor contra eventuais vazamentos de aço que podem vir a ocorrer após o desgaste total do revestimento de trabalho ou por falha deste durante sua utilização. Esta camada é conhecida também como revestimento de segurança. Os tijolos podem ser de alta alumina, sendo da classe 70 (70% de Al2O3) a mais usada.
Revestimento de trabalho: também conhecido como revestimento de cobertura, é usualmente composto por material básico (MgO, cerca de 85%) e pode ser na forma de placas frias, ou massas refratárias. No caso das massas sua aplicação pode ser por colher ou spray. A espessura do revestimento é em torno de 40 mm.
O ciclo de vida útil do material refratário do distribuidor compreende as fases de:
Lingotamento;
Retirada do aço restante que não foi vazado e a escória;
Manutenção com a restauração da camada de desgaste;
Troca da válvula submersa;
Reaquecimento a temperatura em torno de 1200°C para retirada de umidade;
Novamente o lingotamento. 
Namaior parte dos casos, o número de corridas que podem ser lingotadas com um único distribuidor, varia de 2 a 6, embora seja possível atingir valores maiores superiores a 15 corridas. A tabela 03 mostra o número de corrida por distribuidor e por máquina da ArcelorMittal Inox Brasil. 
Tabela 03 – Número de corridas por distribuidor e por máquina da ArcelorMittal Inox Brasil. 
	Aço
	Máquina 01
	Máquina 02
	Silício GO
	13
	10
	Silício GNO
	11
	10
	Aço carbono
	Com adição de Ca-Si
	04
	04
	
	Demais aços
	05
	05
	Inoxidáveis
	07
	07
A necessidade da troca de distribuidor está ligada diretamente ao desgaste excessivo de partes refratárias, principalmente o tampão e a válvula submersa. O tipo de aço que está sendo lingotado afeta diretamente neste desgaste, pois pode conter elementos de liga que agridem intensamente o revestimento ou componente refratário, como nos casos dos aços tratados com Ca-Si. 
Um dos parâmetros importante que devem ser controlados nessa etapa do processo é a altura do nível de metal líquido. Geralmente esse controle é realizado com uma balança que registra a massa do distribuidor com metal, ou por meio de controle visual realizado por um operador.
O controle da temperatura do aço líquido no distribuidor ao longo do processo de lingotamento é fundamental para se evitar obstrução da válvula submersa pela solidificação do metal no seu interior, sendo crítico para o caso dos aços com teor de carbono acima de 0,70%, e com tempo de lingotamento longo. A obstrução também pode ocorrer com a deposição de alumina (Al2O3) ou óxido de titânio (TiO2). Os métodos empregados para se evitar redução de temperatura do metal líquido são: tampa refratária na panela, aquecimento do distribuidor antes da seqüência e cobertura da superfície do aço com pó de cobertura e tampa isolante. Normalmente a diferença de temperatura no metal líquido entre a panela e o distribuidor é da ordem de 20°C.
3.2.3 – Pré-aquecimento do revestimento refratário do distribuidor 
Após a aplicação do revestimento, os distribuidores passam por uma etapa de aquecimento para promover a cura e/ou secagem. Os distribuidores podem ser utilizados frios (sem aquecimento) ou sofrer um novo aquecimento visando reduzir a perda de temperatura do aço líquido, quando do vazamento da primeira corrida deste distribuidor, podendo ocorrer o entupimento da válvula submersa, ou visando evitar ao máximo a presença de umidade. 
Porém, existem situações em que se pode optar pela utilização de distribuidores frios, destacando:
Quando objetiva-se um retorno mais rápido da máquina de lingotamento contínuo no caso de uma parada não prevista (não existindo nesta situação um distribuidor de reserva aquecido).
Para obter a redução do consumo de combustível de aquecimento
Redução da poluição sonora proveniente dos aquecedores. 
Neste caso, deve-se tomar providência para controle de umidade máxima do refratário, através do monitoramento do período de tempo decorrido desde a secagem, ou mesmo medindo-se a umidade diretamente no revestimento. 
No caso de distribuidores aquecidos, a temperatura interior do distribuidor para se iniciar o lingotamento dever ser de 1.000 a 1.100°C. Na tabela 04 mostra a curva de aquecimento dos distribuidores da máquina 01 e da máquina 02 da Arcelor Mittal Inox Brasil.
Tabela 04 – Curva de aquecimento dos distribuidores da máquina 01 e da máquina 02 da Arcelor Mittal Inox Brasil.
	Tempo (min)
	Temperatura (°C)
	≤ 10
	≤ 200
	11 a 20
	201 a 400
	21 a 30 
	401 a 600
	31 a 40
	601 a 800
	41 a 50 
	801 a 1000
	51 a 60
	1001 a 1200
Na etapa de preparação ou recebimento dos distribuidores da máquina de lingotamento contínuo, deve-se verificar a existência de refratários soltos, acoplamentos e vazamentos nos sistemas hidráulicos/pneumáticos, o funcionamento dos sistemas de controle de vazão de aço, vazamentos nos tubos de injeção de argônio e desobstrução de calhas de emergências.
A capacidade de armazenamento de aço nos distribuidores varia de empresa para empresa, em função de uma série de fatores, entre os quais podem se destacados: as dimensões das panelas utilizadas na aciaria, a relação entre o número de veios e a dimensão da seção do produto a ser lingotado, do sistema de troca de panela adotado. No Brasil são utilizados distribuidores na faixa de 2,5 a 60 toneladas. No caso da Arcelor Mittal Inox Brasil a capacidade do distribuidor é de 15 toneladas para as duas máquinas.
Normalmente o transporte e a sustentação do distribuidor sobre o molde durante o lingotamento são feitos pelo carro distribuidor. Este carro possui movimento transversal à máquina, transportando o distribuidor do pré-aquecimento até os moldes e vice-versa, além de possibilitar o seu içamento. Esses movimentos permitem posicionar adequadamente o distribuidor sobre o pré-aquecedor e sobre o molde. São utilizados dois carros de distribuidor por máquina de lingotamento contínuo. 
No projeto de um distribuidor é importante a instalação de uma calha de emergência para escoamento do aço líquido ou escória no caso de um descontrole entre as vazões de entrada e saída de aço do distribuidor. O objetivo dessa calha é evitar o transbordamento de aço líquido, situação de alta periculosidade para os operadores e equipamentos. Este descontrole de vazões pode ser causado por entupimento ou falha no controle de sistemas de alimentação e escoamento de aço. O aço pode escoar do distribuidor pela calha para panelas, potes ou caixas previamente instaladas na área de lingotamento. 
3.2.4 – Controle da vazão de aço da panela para o distribuidor 
O controle de vazão da panela para o distribuidor é realizado pelo sistema de válvula gaveta, acoplado no fundo da panela e são acionadas por um sistema hidráulico. As válvulas gavetas são movimentadas por um cilindro hidráulico (e outro de reserva). As unidades pneumáticas são montadas com duplicidade, acumuladores hidráulicos para emergências e válvulas manuais que permitem um acionamento rápido no caso de uma emergência. Na figura 19 é mostrado esquematicamente um conjunto de válvula gaveta.
Figura 19 – Mecanismo de acionamento de uma válvula gaveta posicionada no fundo de uma panela. 
3.2.4.1 – Tubo submerso 
O tubo submerso (algumas vezes denominado de válvula longa ou tubo longo) é uma peça refratária encaixada na parte externa do sistema de válvula gaveta da panela. 
As principais funções do tubo submerso são:
Transportar o aço líquido da panela para o distribuidor, sem que o aço entre em contado com a atmosfera;
Evitar a reoxidação do aço líquido;
Minimizar a perda térmica do aço;
Evitar a obsorção de gases (N2, O2, H2) da atmosfera;
Proporcionar um fluxo de aço no distribuidor com menor turbulência.
A fixação do tubo submerso na válvula gaveta deve permitir a realização do deslocamento do mesmo durante as operações de troca de panela, na limpeza do mesmo através da injeção de oxigênio por meio de varas de ferro. 
Para realizar o acoplamento do tubo submerso na válvula gaveta da panela de aço são utilizados manipuladores denominado “manipuladores de tubo submerso”.
Muitos problemas associados com o comportamento do aço durante aplicação do mesmo, podem freqüentemente ser atribuídos a inclusões que foram aprisionadas durante a solidificação.
As inclusões podem ser causadas pela presença de material refratário erodido, partículas de escória aprisionadas, produtos da desoxidação dos elementos dissolvidos no aço quando o mesmo é lingotado, principalmente o alumínio no caso de aços baixo carbono acalmados ao alumínio.
O principal ponto de reoxidação é o contato do jato de aço da panela para o distribuidor, com o ar atmosférico. Pode-se chegar a perder até 0,030% no teor de alumínio solúvel devido à oxidação do jato. Neste caso, a maior parte das inclusões formadas é, portanto, de alumina (Al2O3).
Pesquisadores da BethelemSteel Corporation, utilizando modelos com água, estudaram a influência da utilização do tubo submerso sobre o fluxo de aço no distribuidor com a relação ao arraste de escória para o molde. Utilizando os critérios da similaridade construíram um modelo de distribuidor em acrílico na escala 1/3. Analisaram também a influência do nível de aço no distribuidor. A figura 20 ilustra os modelos de fluxos obtidos.
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Figura 20 – Modelo de fluxo para o lingotamento sem tubo submerso 
As principais conclusões que chegaram com relação às causas do arraste de escória foram:
Lingotamento sem a utilização do tubo submerso;
Presença de escória na região ao redor do tubo submerso;
Lingotamento com nível de aço baixo no distribuidor, o que provoca a formação de vórtice próximo ao canal da válvula submersa.
3.2.4.2 – Métodos de prevenção de infiltração de ar atmosférico
É importante considerar que o movimento descendente do fluxo de aço através do tubo submerso, com uma velocidade elevada, cria uma pressão negativa que provoca sucção de ar atmosférico pela junta do tubo submerso com a válvula inferior da panela, portanto, é necessário realizar uma perfeita selagem nesta região.
Existem três métodos para manter uma boa proteção contra a infiltração de ar através da junção do tubo submerso com a válvula inferior da panela:
Através de injeção de gás inerte (geralmente o argônio);
Através do uso de um material de selagem;
Através de ambos.
A injeção de argônio no tubo submerso pode ser realizada através de:
Através de uma fenda (slit);
Através do anel poroso: este possui melhor efeito, devido as bolhas do gás utilizado saírem com menor diâmetro, propiciando menor turbulência do aço líquido no distribuidor.
Outro método de proteção de infiltração de ar é o uso de um gasket (material de fibra cerâmica ou de material plástico grafitado) que é colocado na junta do tubo submerso e da válvula inferior da panela.
Na figura 21 mostra esquematicamente como é realizada a selagem entre o tubo submerso e a válvula inferior da panela.
Figura 21 - Desenho esquemático da selagem entre o tubo submerso e a válvula inferior da panela. 
3.2.4.3 – Propriedades do tubo submerso
As principais características que o tubo submerso deve apresentar são:
Resistência ao choque térmico;
Resistência à erosão/corrosão por aço e escória;
Elevada resistência mecânica.
3.2.4.4 – Material do tubo submerso
Como relatado nas propriedades do tubo submerso, o material da mesma deve ser um balanço entre uma boa resistência ao lascamento (spalling), resistência à erosão e resistência mecânica.
O material do tubo submerso é, normalmente, a alumina-grafite e sílica fundida. Atualmente são mais empregadas as válvulas de alumina-grafite, devido a sua resistência mais elevada, podendo ser utilizadas por longos tempos de lingotamento, além disso, sua resistência ao choque térmico é tal que permite a reutilização após resfriamento.
Considera-se como causa principal de limitação da vida do tubo submerso, o desgaste da sua extremidade que fica submersa no aço líquido do distribuidor. Por isso é comum o emprego de tubo submerso reforçado nesta região com material de melhor qualidade, por exemplo, zircônia-carbono.
A resistência ao choque térmico é especialmente importante para as válvulas longas. A SiO2 conferi ao material das válvulas uma boa resistência térmica, devido baixa expansão térmica, mas tem um efeito negativo na resistência ao desgaste. Isso é explicado devido a SiO2 reagir com o manganês e óxido de ferro para formar compostos de baixo ponto de fusão e também evapora em reação com o carbono a uma temperatura elevada.
3.2.4.5 – Adição de material de cobertura do aço no distribuidor
No início de lingotamento, após o nível de aço no distribuidor atingir aproximadamente 2/3 do volume útil, é realizada a adição de material de cobertura na superfície do aço líquido no distribuidor.
As principais funções desse material são:
Absorver inclusões provenientes do aço líquido;
Evitar a perda excessiva de temperatura do aço para a atmosfera por radiação.
Se o objetivo primordial for evitar a perda temperatura do aço líquido, é mais usual a utilização de tampas térmicas no distribuidor e a adição de palha de arroz e/ou vermiculita, ou outro produto desenvolvido para tal fim.
Os materiais de cobertura são classificados em três categorias:
Ácidos: tipicamente palha de arroz calcinada com aproximadamente 90% SiO2;
Neutros: materiais à base de alumina-siliacato ou cálcio-aluminatos;
Básicos: materiais a base de magnesita ou dolomita.
O material de cobertura, quando adicionado sobre a superfície do aço, apresenta duas camadas:
Uma camada de pó em estado sólido;
Uma camada sinterizada: dever ser a de maior espessura e a sua maior função é isolar termicamente o sistema;
Uma camada líquida de pó fundido: essa está em contato com o aço líquido e tem a função de absorver as inclusões, “limpando” o aço. 
Entre as coberturas utilizadas, a que oferece maior capacidade térmica é a palha de arroz. No entanto, a sua proteção contra a reoxidação não é perfeita, podendo haver contaminação com nitrogênio. O fator que influencia na capacidade de isolamento é o teor de carbono do pó. Quanto maior o teor de carbono, menor é a velocidade de fusão do pó de cobertura, maior a longevidade da camada superior do isolamento térmico. Por outro lado pode-se também ocorrer a contaminação do metal líquido com o aumento do teor de carbono. 
Assim, podemos resumir que:
Para bons isolamentos: utiliza-se palha de arroz;
Para aço ultra baixo carbono: materiais do tipo alumina-silicato com teor de carbono abaixo de 1% (CaO-Al2O3-SiO2-MgO);
Para melhoria de limpeza: materiais com baixo carbono e boa capacidade de fusão como os pós de baixa SiO2.
3.2.5 – Controle da vazão de aço do distribuidor para o molde
Existem três sistemas de controle de vazamento do aço do distribuidor para o molde:
Tampão;
Válvula gaveta (com e sem tampão);
Válvula reguladora (do distribuidor) para lingotamento de tarugos (billets).
É utilizado tanto tampão como válvula gaveta, e no caso de lingotamento contínuo de pequenas seções, o controle é feito geralmente pela própria válvula do distribuidor.
O tampão não somente tem oferecido a máxima segurança, mas também permitido o lingotamento em seqüência cada vez mais longa, reduzindo os custos de revestimento do distribuidor. O fato desses tampões apresentarem vida elevada, tem tornado seu emprego vantajoso. Além do mais, quando são usados para um pequeno número de corridas, podem ser reutilizados após recuperação.
As principais características exigidas para tampão são:
Resistência à erosão pelo aço, especialmente na região cabeça;
Resistência ao choque térmico;
Elevada resistência mecânica, devido a impactos a serem suportados, tanto durante a montagem como em operação.
A escolha do tampão a ser utilizado depende das condições operacionais e do fator econômico. No caso de se utilizar o tampão tradicional, os materiais mais comumente empregados são:
Para a cabeça: refratários de alumina, grafite, zircônia (Zr2O3) ou Mgo;
Para a luva: refratários sílico-aluminoso.
Aços mais agressivos, como por exemplo, os aços que tem adição de Ca-Si, muitas vezes exigem a utilização de um tampão que possua a região da cabeça com material de alta zircônia (70 a 75% de Zr2O3) ou MgO. Essa exigência é devido o fato do cálcio dissolvido no aço reagir com alumina (alumina-grafita), resultando em uma reação envolvendo CaO, Al2O3 e SiO2, formando um composto de baixo ponto de fusão (em torno de 14000C). Este composto é, portanto, líquido ou semi-líquido nas temperaturas de lingotamento do aço. 
A figura 22 mostra um exemplo de um tampão mostrando a região do corpo e a região da cabeça.
 
Figura 22 – Desenho de um exemplo de tampãoevidenciando a região do corpo e da cabeça. 
A figura 23 mostra esquematicamente como é posicionado o tampão dentro do distribuidor.
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Figura 23 – Desenho esquemático do tampão dentro do distribuidor. 
3.2.6 – Sistema de proteção do jato de aço do distribuidor para o molde
Vários sistemas de vazamento de aço do distribuidor para o molde são utilizados para facilitar o lingotamento, objetivando o menor custo com maior produtividade e qualidade, podendo ser sintetizados em dois tipos:
Jato aberto: ou seja, sem utilização de canal de alimentação do metal líquido para o molde, podendo ou não se realizar proteção do fluxo de aço contra a reoxidação com a atmosfera;
Válvula submersa: também denominada válvula longa, é muito comum a sua utilização nos aços acalmados ao alumínio ou ao silício e aços especiais.
A válvula submersa tem por finalidade conduzir o aço líquido do distribuidor para dentro do molde, de maneira a não provocar turbulência (ondas acentuadas) em seu interior e não entrar em contato com o ar. Esses distúrbios seriam extremamente danosos a estabilidade operacional do lingotamento e também à qualidade do produto. O termo “submerso” é utilizado porque essa válvula fica no interior do aço líquido, dentro do molde.
A válvula submersa é uma das mais importantes peças refratárias utilizadas no lingotamento contínuo, influenciando grandemente tanto a parte operacional do processo como a qualidade do produto.
Como as primeiras válvulas tinham um orifício de saída na vertical, o movimento insuficiente de aço na superfície do molde durante o lingotamento, conduzia à solidificação do aço na superfície (formação de “ice-bergs”). No sentido de evitar esse fenômeno, as válvulas submersas foram dotadas de orifícios de saída em suas laterais para otimizar o fluxo de aço no molde.
A válvula submersa tem como funções básicas: 
Proteger o jato de aço líquido entre o distribuidor e o molde, evitando a sua reoxidação;
Assegurar um fluxo de aço estável do distribuidor para o molde;
Favorecer a flutuação de inclusões não metálicas para a escória.
A maioria das válvulas submersas empregadas atualmente é do tipo alumina-grafite, reforçada na linha de escória, enquanto que as de sílica fundida são usadas somente para alguns casos particulares, por exigência do tipo de aço lingotado ou da operação em si. Também foram desenvolvidas válvulas de alumina-grafite com zircônia (Zr203), mais resistentes à erosão pelo aço e menos susceptíveis ao entupimento por depósito de alumina. 
Os parâmetros que devem ser observados durante o manuseio da válvula submersa são: a profundidade de imersão da válvula submersa no aço líquido, sua forma, diâmetro de entrada e saída.
O ângulo de saída da válvula submersa pode variar na faixa de -15° a + 25°. 
Ângulos negativos tendem a direcionar o fluxo de aço líquido para baixo. 
Ângulos positivos tendem a direcionar o fluxo de aço para cima, diminuído a probabilidade da formação de camada de aço solidificada na região do menisco, o que poderia cortar a alimentação de pó fluxante fundido, além de aumentar o risco de quebra da mesma durante o lingotamento. Entretanto, em função do ângulo, pode-se causar turbulência na camada de pó fluxante, causando a incorporação de inclusões ao aço, geração de trincas superficiais, e podendo até ocasionar um rompimento de pele (break-out ou furo de veio).
Na figura 24 mostra um exemplo de válvula submersa com 15° de saída para cima.
Figura 24 – Desenho de uma válvula submersa com ângulo de saída de 15° para cima. 
A válvula submersa deve ser aquecida antes do início de lingotamento a patamares acima de 1000°C, durante um determinado período, para prevenir os seguintes problemas:
Choque térmico, devido à grandes diferenças de temperatura entre o aço líquido e a válvula submersa;
Obstrução total, devido o resfriamento acelerado do aço no início de lingotamento, onde se tem baixa vazão de aço do distribuidor para o molde no interior da mesma. A probabilidade de obstrução é agravada quando maior for a diferença de temperatura.
Face aos problemas citados acima, o tempo decorrido entre o fim do aquecimento da válvula submersa e o início de lingotamento, deve ser o menor possível, a fim de minimizar a perda de temperatura para a atmosfera por radiação.
Ao iniciar o lingotamento a válvula submersa deve estar com temperatura acima de 750°C. 
Ao concluir o aquecimento, caso aconteça algum evento fazendo com que a válvula submersa não seja utilizada, a mesma deverá ser sucatada.
A válvula submersa não deve permanecer em aquecimento durante longo tempo para não ocorre a oxidação excessiva do carbono (grafite) contido na mesma.
3.2.6.1 – Condições básicas e características
As condições básicas que uma válvula submersa deve apresentar são:
Não deve haver o aumento no diâmetro interno do furo pela erosão;
A obstrução do diâmetro da válvula, pelo depósito de óxidos e aço, deve ser mínima;
Não deve haver irregularidade no fluxo de aço por deformação, trincas ou quebra da válvula;
A forma da válvula deve originar um modelo de fluxo do aço que auxilie a flutuação das inclusões, evitando a lavagem da pele solidificada, o envolvimento de pó fluxante, queda de temperatura, etc.
Além destas condições o material da válvula submersa deve possuir também características adequadas às solicitações operacionais por longos tempos de lingotamento, tais como:
Resistência ao choque térmico;
Resistência à erosão e corrosão;
Pouca aderência de depósito de alumina;
Alto ponto de fusão;
Não deve reagir com o aço e produtos da desoxidação;
Deve possuir baixa condutividade térmica e alta refratariedade;
Baixo custo. 
3.2.6.2 – Material da válvula submersa
Quanto aos materiais refratários utilizados, tem sido experimentada a argila grafitada, mulita (3Al2O3.2SiO2), vários teores de alumina, óxido e silicato de zircônio, sílica fundida e misturas de alumina e grafite. Entre esses os mais utilizados é a sílica fundida e a alumina grafitada.
Atualmente, os materiais utilizados na fabricação da válvula submersa podem ser divididos em dois grupos:
Materiais com baixa expansão térmica, como a sílica;
Materiais com alta condutividade térmica como a grafita, sendo esta a mais utilizada devido a sua excelente resistência à corrosão.
4 – SOLIDIFICAÇÃO DO AÇO NO MOLDE
4.1 – Introdução
Essa etapa é chamada de resfriamento primário. 
O molde é um dos equipamentos mais importantes do lingotamento contínuo, pois a solidificação do aço é iniciada no mesmo. Desta forma, o molde é o principal dispositivo, mas não o único responsável pela forma e dimensões da seção transversal final da placa, afetando intensamente a qualidade da superfície e exercendo importante influência na limpidez e no tipo de microestrutura da placa lingotada. Somente após a formação de uma pele solidificada suficientemente espessa no interior do molde para resistir à pressão metalostática (pressão hidrostática relativa ao metal líquido e também pode ser denominada de pressão ferrostática. Sob a ação desta pressão, a pele solidificada tende a expandir provocando um fenômeno denominado “abaulamento”), a placa deve ser deslocada para os rolos de extração e suporte. 
A espessura mínima da pele solidificada depende:
Da altura da coluna de metal líquido acima da posição da saída do molde;
Da velocidade de lingotamento;
Do tipo de aço que está sendo lingotado;
Do tipo de resfriamento;
Do tipo do suporte da pele solidificada ao deixar o molde;
Do tamanho do molde.
Normalmente esta espessura varia de 10 a 20 mm. Na figura 25 mostra uma representação esquemática do molde do lingotamento contínuo de placas.
 
Figura 25 – Representação esquemática de um molde do lingotamento contínuo de placas.
No caso do lingotamento contínuo de placas, o molde é constituído basicamente de quatro placas independentes.Essas placas são confeccionadas utilizando o metal cobre com elevado grau de pureza (em torno de 99,9%), devido a sua elevada condutividade térmica, essencial para uma rápida transferência de calor para a água de resfriamento que circula pelos dutos de refrigeração do molde. Para se ter uma idéia, a condutividade térmica do cobre puro é de 400 W/m.K, enquanto que o aço de baixo teor de carbono gira em torno de 52 W/m.K, e o alumínio puro em torno de 238 W/m.K. Esses valores são considerados na temperatura ambiente, o que é adequado a título de comparação, pois, a elevação da temperatura do molde, em sua maior extensão, não dever ser muito superior à temperatura ambiente para não ocorrer distorções dimensionais no molde, comprometendo as dimensões do produto lingotado e a integridade do próprio molde. 
A elevada condutividade térmica do cobre também explica porque o molde não se funde, apesar da temperatura de fusão deste metal (1.085°C) ser menor do que a temperatura do aço líquido ao entrar no molde (1.490 a 1.560°C).
Essas placas possuem uma espessura de cobre que varia de 30 a 55 mm. As placas de cobre são fixadas em estruturas denominadas de “suporte” ou “carcaça”, através de vários parafusos. Esta fixação impede que a placa de cobre sofra deformação o que poderia acarretar acidentes de grandes proporções. 
Em alguns casos, podem ser adicionados ao cobre, elementos químicos, como por exemplo, cromo, prata e zircônio, que melhoram algumas de suas propriedades, tais como a dureza, resistência ao desgaste e resistência ao escoamento. 
As paredes de cobre do molde podem também ser revestidas para melhor suportar o atrito devido ao movimento oscilante da pele solidificada. Observa-se que o atrito pode ser ainda maior devido à presença nesta interface de pó fluxante não fundido ou re-solidificado. São usados para isto elementos como o níquel e cobalto, que aumentam consideravelmente a vida do molde. A espessura deste revestimento é da ordem de 0,50 a 3,00 mm. A superfície interna do molde pode ser totalmente revestida ou apenas a sua parte inferior, de 30 a 50%, pois, apesar da maior resistência do desgaste, estes materiais apresentam uma menor condutividade térmica o que prejudicaria a remoção de calor do aço. Portanto, a sua utilização na região inferior aumenta a resistência do desgaste do molde em uma região onde existe pó fluxante re-solidificado, sem comprometer a extração de calor. Isso é explicado devido ao fato da região inferior do molde possuir uma extração de calor naturalmente menor, em consequência da formação de uma folga entre o molde e o aço, provocada pela contração da pele solidificada.
A maior espessura da pele sólida na região inferior, que possui uma condutividade térmica menor, também diminui a transferência de calor. 
A água utilizada na refrigeração do molde deve ser tratada para reduzir ao máximo a deposição de partículas nos canais de refrigeração, o que diminuiria a vazão e a eficiência de extração de calor, e também não provocar corrosão nas tubulações que a transportam, o que poderia ocasionar graves falhas operacionais. A água deve estar em circuito fechado de utilização e tratamento para reduzir ao máximo a utilização de “água nova” no processo.
Com o aumento da velocidade de lingotamento, a quantidade de calor absorvido pelo molde também sofre um decréscimo e, consequentemente, a temperatura da água de resfriamento aumenta. Se a velocidade de circulação da água de refrigeração estiver acima do valor ideal pode ocorrer o aparecimento de bolhas de ar e assim, uma deficiência na retirada de calor. Se esta velocidade for baixa, pode ocorrer a formação excessiva de vapor d´água.
O comprimento dos moldes está na faixa de 500 a 1.200 mm. O comprimento é usualmente determinado em função da velocidade de lingotamento, do tipo de aço a ser lingotado e da espessura de pele solidificada necessária para suportar a pressão metalostática. Uma alta velocidade de lingotamento requer molde longo para que a espessura de pele formada seja suficiente para suportar o veio após a saída do molde. Um molde muito longo pode prejudicar a formação da pele solidificada, pois, devido à formação da folga (gap) entre a pele de aço sólido e a face interna do molde, a eficiência de remoção de calor do esboço cai sensivelmente. Nesta situação, o contato com a água sobre a superfície da placa, contato com os rolos extratores e mesmo com o ar, é mais eficiente para acelerar o crescimento da pele sólida. 
No caso de lingotamento contínuo de placas, através de ajuste das placas de cobre, é possível a obtenção de variadas dimensões de seção transversal do produto lingotado. Através do movimento de abrir e fechar das placas estreitas de cobre é possível regular a largura da placa. Dependendo dos dispositivos existentes no equipamento, a mudança de largura pode ser efetuada automaticamente, ou seja, durante a realização do processo, sendo necessário para isto, por segurança, uma redução de velocidade de lingotamento. 
Nas máquinas mais antigas é necessário parar o equipamento para abrir ou fechar o molde na direção da largura. No caso da espessura existe a necessidade de se parar o equipamento para realizar a troca de molde e efetuar a abertura dos segmentos. Tais alterações implicarão na eficiência das máquinas. Entretanto, os fabricantes de equipamentos já estão oferecendo soluções para vencer esta limitação.
4.2 – Funções do molde
As principais funções do molde são:
Extrair calor do aço a uma taxa suficiente para possibilitar a formação de uma camada solidificada que não se rompe, quando sujeita às tensões abaixo do molde (tensão de extração da placa e as tensões decorrentes da pressão ferrostática da massa de metal líquido).
Suportar a placa nos estágios iniciais de solidificação;
Dar forma requerida ao produto.
4.3 – Mecanismo de transferência de calor no molde
Como a solidificação é uma transformação de fase controlada essencialmente pela transferência de calor, o primeiro problema a ser estudado, é a descrição do campo térmico que se desenvolve no veio durante o processo.
Como a solidificação é a transformação de fase do estado líquido para o estado sólido, essa reação promove uma contração volumétrica muito rápida, e o aço tende a perder contato com as paredes do molde (deslocamento).
A tendência ao deslocamento sofre uma oposição da força originada pela pressão exercida pelo aço líquido (pressão ferrostática) sobre a pele sólida. Como a resistência mecânica do aço a elevadas temperaturas é baixa, a força exercida pela pressão ferrostática é predominante, e o aço líquido volta a ter novo contato com as paredes do molde, sofrendo novo resfriamento.
Com os resfriamentos posteriores acorre a redução da temperatura do sólido e um incremento em sua espessura até um instante tal que ele seja resistente o bastante para vencer a pressão ferrostática. Esse evento é acompanhado da formação de uma camada de gás, que devido a sua baixa condutividade térmica, reduz a transferência de calor do aço para o molde.
Como o veio esta em movimento descendente, dado pela velocidade de extração, a força imposta pela pressão ferrostática aumenta continuamente. Esse aumento supera a resistência do sólido obrigando-o a um novo contato com a parede do molde, que novamente melhora as condições de extração de calor, promovendo um novo afastamento da interface sólido-molde. Esta condição de “cola-descola”, mostrada na figura 26, conhecida como “contato intermitente”, se mantém até que o sólido atinja uma resistência capaz de vencer definitivamente a pressão ferrostática, perdendo o contato com a placa do molde, formando um “gap” nesta interface.
Figura 26 – Representação esquemática do mecanismo de extração de calor no molde.
A maneira exata pela qual ocorrem as contrações depende principalmente da forma do molde, condições de resfriamento e do tipo de aço. Próximo aos vértices o calor é inicialmente extraído de maneira