Chap5_po_fluxante
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Chap5_po_fluxante

Disciplina:Lingotamento Contínuo de Aços29 materiais60 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.

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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-

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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

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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.

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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.

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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

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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.

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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

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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

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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 fluxante