Chap5_po_fluxante
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Chap5_po_fluxante


DisciplinaLingotamento Contínuo de Aços30 materiais70 seguidores
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taxas 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 \u201cbreak\u201d. 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 \u201cbreak\u201d 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\u2212\u3b7 < 7 
de modo a garantir simultaneamente fluxo de calor e fricção adequados, figura 21. 
 
Ogibayshi propõe, para os mesmos propósitos, 
1 < min]/[][ mVpoise c\u3b7 < 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 
1300\u3b7 , 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
\u2212
=
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
\u3b7
= 
Ogibayashi 
c
s V
Q
\u3b7
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% \u3b7ln0,601157 +=CT obr 
Sensíveis a colamento CP > 0,4% \u3b7ln4,761051 +=CT obr 
Intermediários Todos os outros valores \u3b7ln5,681103 +=CT obr 
 
 
 
 
Figura 24: fluxo de calor vs Tbreak 
 
 
Exercício: Comparar dados do pó fluxante