Chap5_po_fluxante

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Pó fluxante 
 
Uma breve descrição das características de um pó fluxante, bem como de critérios 
para sua seleção podem ser encontrados nas referências: 
14- Mold fluxes for continuous casting of steel; H. Stoffel,21-39 
15- Mould powder selection model for continuous casting; A.B. Fox et al; 
Steelmaking Conference Proceedings, 2002, 133-144 
16- Powder consumption and heat transfer for mould fluxes; K.C. Mills, ISSTech 
Conference Proceedings, 693-701. 
 
O fluxante do molde, logo acima do menisco de aço é constituído de três camadas 
(em geral), vide figura 1: 
• Porção não-fundida (pó); 
• Porção sinterizada 
• Porção líquida 
 
 
Figura 1: Aspecto das camadas de pó fluxante no molde 
 
O “pó” deve ser capaz de realizar as funções seguintes: 
 
Isolamento térmico, para prevenir a solidificação do aço no topo. Esta função é ga-
rantida pela parte pulverulenta da camada, em função do contato deficiente entre as 
partículas(o que reduz transporte de calor por difusão) e pela oclusão de gás(na au-
sência de convecção e radiação gases conduzem pouco calor). O efeito de isola-
mento estaria também associado ao conteúdo de carbono, pós com maior teor de 
carbono são melhores em isolamento; 
 
Prevenção da reoxidação, por contato com a atmosfera; o filme líquido por sobre o 
metal pode ser considerado um isolante químico. 
 
Absorção de inclusões, dependendo do tipo de inclusões e do pó; o requisito termo-
dinâmico é que a escória não esteja saturada no material que constitui a inclusão a 
 2 
ser absorvida. Tensão interfacial, viscosidade e padrão de fluxo no molde são tam-
bém determinantes; eventualmente a cinética da reação de dissolução, que ocorre 
na interface inclusão-líquido, pode ser afetada pela composição química, figura 2 
 
Figura 2: cinética da dissolução de alumina em função da basicidade.. 
 
Lubrificação entre a parede do molde e a pele solidificada, capacidade que é ditada, 
primariamente, pela viscosidade e temperatura de solidificação; 
 
Transferência de calor, isto é, o fluxante deve controlar a velocidade de transferência 
de calor; a distribuição não uniforme de taxas de extração de calor pode resultar em 
formação de trincas; viscosidade e temperatura de solidificação seriam os fatores 
determinantes. 
 
A figura 3 identifica, em um diagrama de fases, as regiões que proporcionam escó-
rias (fluxantes) com baixa temperatura de fusão. Escórias (fluxantes) na região B 
seriam de alta alumina e portanto menos capazes de absorver inclusões. O material 
de base para produção de pó é, em geral, (Wollastonita, Bauxita) com 0,6 < 
CaO/SiO2 <1,5; % Al2O3 < 20%; a figura 4 exemplifica efeitos dos teores de CaO, 
Al2O3 e R2O (K2O+Na2O+Li2O) sobre a temperatura de fusão e viscosidade. Nota-se 
uma grande dispersão mas é o efeito esperado: a viscosidade decresce com o au-
mento do conteúdo de óxidos básicos; o efeito sobre a temperatura de fusão precisa 
ser aferido a partir de diagramas de fases. 
 
 
Figura 3: Material base para confecção de pós fluxantes 
 3 
 
 
 
 
Figura 4: Efeito de adições sobre temperatura de fusão e viscosidade 
 
 
Carbono é utilizado para controlar a taxa de fusão. Em geral, admite-se que a escó-
ria não molha o carbono e este poderia então servir como barreira física ao coales-
cimento de gotas de escória, já fundidas. Como indica a figura 5 importam o teor e a 
granulometria do carbono (além da fonte). A taxa de fusão é parâmetro importante 
pois influencia sobre a profundidade do filme de escoria líquida. Filmes profundos 
provêm maior capacidade de abastecimento de lubrificante ao gap, maior resistência 
a flutuações de nível(filmes finos podem expor aço à atmosfera ou possibilitar o con-
tato direto com o mesmo com o pó), maior capacidade de absorção de inclusões. A 
espessura do filme é ditada por um balanço que inclui a taxa de transferência de 
calor do metal à camada de escória(portanto na direção vertical), as perdas térmicas 
à atmosfera, ao comprometimento com reações endo e exotérmicas; o balanço sen-
do a velocidade de fusão debitada da taxa de consumo para lubrificação . 
 
 4 
 
Figura 5: Efeito do carbono sobre a taxa de fusão do pó 
 
Como regras gerais de aplicação: 
1- Cobrir toda a superfície do molde, camada de 25mm; 
2- Cobrir o menisco para evitar a reoxidação, absorver inclusões; 
3- A profundidade da camada líquida determina a capacidade de for-
necer, infiltração, de escória no gap; como valor de mínimo stroke + 
variação média de nível; 
4- Variações de nível devem ser controladas, pois, alto índice de vari-
ação implica em cordão escória mais espesso. 
 
Como citado a profundidade da poça seria controlada pela diferença “taxa de fu-
são(função de composição, % e tipo de carbono) – consumo no gap (viscosidade, 
temperatura de solidificação, velocidade de lingotamento)”. Obviamente parâmetros 
operacionais como velocidade, stroke, dimensões devem ser incluídas na formula-
ção. 
 
 O volume de porção líquida, além da composição, também é determinante quanto à 
absorção de inclusões (quanto à possibilidade saturação). A figura 6 exemplifica um 
dos métodos de medição, por inserção de varetas metálicas com diferentes pontos 
de fusão. A Figura 7 mostra um resultado típico. Observe-se a porção líquida que 
age como isolante químico, a porção pulverulenta como isolante térmico e camadas 
intermediárias. Nestas se destaca uma camada com alta concentração de carbono; 
esta resulta do fato de o carbono ser insolúvel na escória; flutuações excessivas de 
nível podem fazer com que o aço entre em contato direto com esta camada, levando 
ao pick-up de carbono. 
 
 5 
 
Figura 6: Conjunto de hastes para medição de espessura de camadas. 
 
 
Figura 7: Estrutura típica das camadas, mostrando camada enriquecida em carbono 
 
 
Inicialmente o teor de alumina no filme líquido é relativamente baixo. Gradualmente, 
com absorção das inclusões o teor aumenta, tendendo a um valor limite, figura 8. 
Este valor não representa saturação, mas sim o resultado do balanço entre o aporte 
de alumina via pó recém-fundido, a quantidade de inclusões absorvida e a escória 
consumida. As propriedades do filme líquido podem então diferir daquelas presumi-
das a partir da composição do pó. 
 
 
 
 
 6 
 
Figura 8: Absorção de alumina durante o lingotamento 
 
Existe a tendência de que o consumo específico de pó[Kg de pó/m2 de superfície] 
caia com o aumento de velocidade, o que poderia levar a breakout por colagem(falta 
de lubrificação), figura 9. Para diminuir esta possibilidade viscosidade e temperatura 
de fusão devem ser diminuídas, preferencialmente de modo a manter o consumo 
específico, figura 10.. 
 
 
Figura 9: Consumo específico VS velocidade. 
 7 
 
Figura 10: Redução conjunta de viscosidade e temperatura de fusão para manuten-
ção do consumo específico. 
 
Sugerem-se estratégias específicas para lingotamento, de acordo com a faixa de 
carbono. Por exemplo, para aços ULC, %C<0,01, o pó deve conter baixo teor de 
carbono, de modo a evitar pick-up deste elemento. 
 
Aços médio carbono, 0,091 a 0,16% C , ou peritéticos são propensos a trincas. Os 
possíveis mecanismos de formação de uma pele irregular foram discutidos anterior-
mente; um deles se baseia na contração adicional devida à transformação δ =>γ 
figura 11. Fluxantes para este tipo de aço devem ser projetados para diminuir a taxa 
de transferência de calor(o objetivo desta ação seria tornar mais fina a pele, de mo-
do que a pressão ferrostatica seria capaz de mantê-la contra as paredes do molde o 
que, em conseqüência garantiria sua uniformidade) . Recomenda-se aumentar a 
temperatura de solidificação para aumentar a espessura do filme de escória resolidi-
ficado junto ao molde(o filme sólido, mormente se contiver cristais, usualmente Cus-
pidina, 3CaO.2SiO2.CaF2, conduz menos calor que o filme líquido de lubrifican-
te);como contrapartida a viscosidade deve ser diminuída para garantir lubrificação. 
Naturalmente menorestaxas de extração de calor implicam em pele menos espes-
sa, de maneira que a velocidade de lingotamento precisa ser diminuída. 
 
O controle do fluxo de calor através do gap é primordial para o sucesso da opera-
ção. Por outro lado a estrutura deste é complexa e específica, conforme se trate de 
lubrificação com óleo ou pó. No caso deste último desenvolve-se um conjunto, de 
camada líquida junto ao veio, de escória re-solidificada junto ao molde e camada 
intermediária, pastosa, em solidificação. O fluxo de calor se dá pelos três mecanis-
mos, sendo condução e radiação os mais importantes. Deste modo as propriedades 
físicas e a espessura destes filmes influenciam o valor do fluxo. 
 
 
 8 
 
Figura 11: Contração na transformação ferrita delta => austenita 
 
 
Por exemplo a figura 12 ilustra o esquema de um aparato utilizado para a produção 
de um filme de escória sobre uma barra de cobre, com o objetivo de simular o que 
ocorre junto ao molde. 
 
Figura 12: Aparato para formação de filme de escória solidificado. 
 
A barra, acoplada a um conjunto de termopares foi imersa em um banho, obtido dos 
pós listados na tabela 1. Os filmes formados são apresentados, em função do tempo 
de imersão, na figura 13. Note-se que a estrutura varia desde vítrea até aquelas com 
cristalização parcial, cristais finos e grosseiros. Vidros são em geral transparentes à 
radiação, a qual é mecanismo atuante se considerarmos temperatura superficial da 
pele entre 1540e 1200 oC. A massa especifica de um cristal difere da massa especí-
fica do vidro circundante; por este motivo podem ser formados vazios ou trincas em 
virtude das tensões induzidas pela transformação de fase. A fase cristalina, compa-
 9 
rativamente ao vidro, pode ser translúcida ou opaca, bloqueando ou espalhando a 
radiação térmica que precisa atravessar o filme de sólido. A resistência ao fluxo de 
calor no filme sólido vai depender da espessura e do grau de cristalinidade. 
 
Tabela 1: Propriedades e composição de alguns pós. 
 
 
 
 
 
 
Figura 13: Estado de filmes sólidos formados a partir dos pós citados na Tabela 1 
 10 
O parâmetro tecnológico utilizado para estimar indiretamente a espessura do filme é 
a Temperatura de Solidificação (ou de Solidus) ou a temperatura de “break”. Tbreak é 
a temperatura a partir da qual, durante o resfriamento, a viscosidade da escória au-
menta bruscamente, presumivelmente devido à precipitação de sólidos, vide figura 
14. 
 
 
Figura 14: Definição de Tbreak 
 
A figura 15 indica como se poderia estimar a proporção entre filme líquido e filme 
sólido no gap em função da temperatura de solidificação, assumindo variação de 
temperatura e espessura total constantes. 
 
Figura 15: Espessuras de camadas no gap VS Tbreak. 
 
 11 
Como se sugere quanto maior a temperatura de solidifcação ou de “break” maior 
será a espessura do filme sólido, maior a resistência térmica e então menor o fluxo 
de calor através do gap, vide figura 16. 
 
 
Figura 16: Relação entre espessura de filme sólido e fluxo de calor 
 
A tendência à formação de cristais depende da composição da mesma e a efetiva 
deposição de cristais da combinação entre tempo e temperatura de exposição. Ad-
mite-se que o cristal primário a ser formar seria Cuspidine(3CaO.2SiO2.CaF2) e o 
secundário Carnegieite(Na2O.Al2O3.2SiO2) e que a tendência à cristalização cresce 
quando crescem: a razão CaO/SiO2, os conteúdo de F, Li2O, TiO2, ZrO2 e terras 
raras. O B2O3 teria efeito contrário. A figura 17 sugere uma relação entre a razão 
NBO(non bridging oxides, óxidos básicos)/T(total de óxidos) e % de cristalização de 
uma amostra de escória. 
 
Figura 17: relação entre basicidade e cristalinidade. 
 12 
Sugere-se também que a precipitação dos cristais causa rugosidade superficial na 
interface entre o filme e o molde, vide figura 18. A rugosidade introduz uma resistên-
cia de contato que pode ser parcela considerável da resistência ao fluxo térmico no 
gap, vide figura 19. Esta tendência não é fácil de ser inferida a partir dos dados da 
Tabela1. 
 
 
Figura 18: Rugosidade na superfície do filme sólido. 
 
 
Figura 19: papel da resistência de contato filme sólido/molde 
 13 
Como se nota as composições não são, aparentemente, muito diferentes. A tempe-
ratura de solidificação (ou de cristalização), se usada como critério para avaliar a 
espessura do filme sólido, não permite discernir com precisão entre eles. A principal 
diferença parece ser a resistência de contato produzida pela maior cristalinidade do 
pó C. Como resultado o pó C produz os melhores resultados mesmo para aços peri-
téticos, os quais devem ser lingotados sob fluxo térmico menor, ver figura 20. 
 
 
 
Figura 20: Influencia de velocidade de lingotamento e conteúdo de carbono no aço 
sobre a produção de trincas, pós da tabela 1. 
 
Um dos métodos(Mills) propostos para seleção do pó fluxante baseia-se em consi-
derações acerca da lingotabilidade de aços, propriedades termofísicas da escória 
gerado pelo pó, e na análise de resultados referentes a uma grande base de dados 
industriais. 
 
Admite-se, por exemplo que existe uma relação ótima entre viscosidade e velocida-
de lingotamento, 
3 < 2min]}/[{].[ mVsPadeci c−η < 7 
de modo a garantir simultaneamente fluxo de calor e fricção adequados, figura 21. 
 
Ogibayshi propõe, para os mesmos propósitos, 
1 < min]/[][ mVpoise cη < 3 
 
Uma destas relações permitiria qual seria viscosidade da escória, necessária para 
se lingotar a uma determinada velocidade. É comum se reportar a viscosidade como 
1300η , pela qual se quer indicar valor medido a 1300 oC, presumivelmente uma média 
representativa da porção líquida no gap. 
 14 
 
 
 
Figura 21: Valor ótimo de viscosidade e velocidade de lingotamento, de acordo com 
Wolf. 
 
Alternativamente, dados industriais para lingotamento de placas, tarugos e blocos 
sugerem existir uma relação única entre o consumo de pó fluxante, Qs[Kg/m2], e a 
razão de aspecto R, definida como a razão entre a área e o volume do molde, ver 
figura 22, 
TW
TWR )(2 += 
 
Figura 22: Relação proposta entre R e Qs 
 
 15 
Esta relação seria importante sob o argumento de que seria necessário garantir um 
consumo mínimo de pó, por unidade de área de lingotado, para que lubrificação e 
transferência de calor não sejam comprometidas. Embora sejam sugeridas relações 
do tipo 
 
5
2
−
=
R
QS 
a dispersão é grande; isto sugere a utilização de expressão de acordo com o produ-
to, placa, tarugo, etc. De qualquer forma a figura indica que conhecida a geometria 
do produto, R, se pode estimar o consumo necessário, Qs. 
 
Como a literatura sugere ainda que consumo específico de pó, viscosidade e veloci-
dade de lingotamento estão interligados, 
Wolf 
c
s V
Q 5,0
7,0
η
= 
Ogibayashi 
c
s V
Q
η
6,0
= 
a viscosidade pode ser inferida, conhecidas as dimensões do molde e a velocidade 
de lingotamento almejada. 
 
Como indica a figura 23, os dados industriais apontam para uma relação entre Tbre-
ak (temperatura em que a viscosidade aumenta,significativamente durante o resfri-
amento, devido a precipitação de cristais) e o tipo de aço a ser lingotado. Aços são 
então divididos, de acordo com o conteúdo de carbono em propensos a trinca (peri-
téticos) e propensos a colamento. Parece existir uma faixa apropriada de Tbreak 
para cada tipo de aço, desde que este parâmetro pode ser utilizado para inferir so-
bre o fluxo térmico, figura 24. 
 
 
Figura 23: Tbreak vs viscosidade para vários tipos de aço 
 16 
 
 
O mesmo conjunto de dados permite determinar o valor de Tbreak para cada tipo de 
aço, classificado de acordo com valor de % Equivalente de Carbono, CP 
 
Sensíveis a trinca CP = 0,06 ~ 0,28% ηln0,601157 +=CT obr 
Sensíveis a colamento CP > 0,4% ηln4,761051 +=CT obr 
Intermediários Todos os outros valores ηln5,681103 +=CT obr 
 
 
 
 
Figura 24: fluxo de calor vs Tbreak 
 
 
Exercício: Comparar dados do pó fluxantede sua empresa com os previstos 
por este método. Verificar a coerência da formula de Wolf apresentada nas re-
ferencias 15 e 16. 
 
 
Exemplo: Cicutti et al(Mould thermal evaluation in a slab continuous casting machi-
ne; 2002 Steelmaking Conference Proceedings, vol 85, pp 97-107,March 10-13, Na-
shvillle, Tenesse, USA) realizaram medições do fluxo térmico global através das fa-
ces largas e estreitas de uma molde de lingotamento contínuo de placas. Se tratava 
de uma máquina curva, de dois veios, lingotando nas dimensões 750-1650 vs 180-
200 mm2, na velocidade 1,0-1,6 m/min; vários tipos de pós foram testados, como 
sugere a tabela: 
 
 17 
Pó A B C D E F 
Tipo granulado granulado granulado granulado granulado Pó-pó 
CaO/SiO2 1,09 0,86 1,25 0,90 0,85 1,08 
% F 7,20 8,66 7,10 8,60 9,05 7,10 
flowT oC 1160 1110 1215 1040 1120 1135 
Co1300
η (Pa.s) 0,225 0,116 0,192 0,115 0,083 0,188 
 . 
Verificou-se que o fluxo térmico nas faces largas era ligeiramente superior (10 
~15%) ao fluxo nas faces estreitas; isto se devia presumivelmente à maior facilidade 
de deformação das faces largas na direção das paredes do molde, o que reduz a 
espessura do gap e possibilita melhor contato. 
A faixa de composições testadas inclui a de aços peritéticos, para os quais se espe-
ra uma redução no fluxo térmico, ver figura 25. 
 
 
 
Figura 25: teor de carbono vs fluxo térmico global 
 
Os termos Ai nesta figura permitem escrever uma expressão para o fluxo térmico na 
forma 






















−
−−=
2
3
4
1
2
1
%
exp1
A
CA
A
AAQ 
E, neste caso específico 





















 −
−−=
−
−
2
47,019,109,06
1 027,0
%107,0
exp152,011063,4 CVTQ Cflowη 
 18 
onde flowT (oC) indica a temperatura de inicio de amolecimento do pó, η (Pa.s) a 
viscosidade a 1300 oC, calculada de acordo com o modelo do IRSID, CV (m/min) a 
velocidade de lingotamento. 
 
Pós de maior ponto de amolecimento(o que indica maior temperatura de solidifica-
ção ou maior valor de breakT , aumento brusco de viscosidade devido ao inicio de cris-
talização durante o resfriamento) e de maior viscosidade tendem a formar uma ca-
mada mais espessa de filme sólido depositado sobre a face quente do molde. Pós 
mais básicos apresentam maior tendência à cristalização, em geral devido à precipi-
tação de Cuspidina ( 3CaO.2SiO2.CaF2), como componente mais importante. Admi-
te-se que, em função da maior densidade da fase cristalina existe uma tendência à 
contração da camada sólida, o que a faz afastar da parede do molde. Resulta um 
gap na interface molde / camada sólida de caracterizado por contato deficiente entre 
sólidos e alta resistência ao fluxo térmico; esta resistência (exceto nas porções infe-
riores do molde onde não mais existe líquido e, então um gap macroscópico se for-
ma entre a pele e o fluxo) pode ser a mais significativa e governar o fluxo térmico. 
Estas considerações sugerem uma explicação para os resultados da figura 26. 
 
Figura 26: fluxo térmico para dois tipos de pós. 
 
Ainda no que concerne aos aços médio carbono (o peritéticos, com PF em torno de 
1) espera-se uma formação irregular da pele sólida. Devido aos movimentos repeti-
dos de aproximação e afastamento (formação de gap) da pele em relação à paredes 
do molde um termopar em posição fixa retrata grandes flutuações de leitura, ver figu-
ra 27. Segue-se também um maior índice de defeitos, como indicado pela maior ne-
cessidade de escarfagem, figura 28. 
 
 
 
 19 
 
Figura 27: formação irregular de pele em aços peritéticos 
 
 
 
Figura 27: variabilidade de temperatura lida em termopar fixo e necessidade de es-
carfagem, em função do teor de carbono.