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REDEMAT REDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
UFOP – CETEC – UEMG
UFOP - CETEC - UEMG
Lingotamento Contínuo de tarugos com Uso de Agitação
Eletromagnética no Molde
Resultados Metalúrgicos
Dissertação de Mestrado
Autor: Vicente Campanharo
Orientador: Carlos Antônio da Silva
Ouro Preto, dezembro de 2003
REDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
UFOP – CETEC – UEMG
Pós-Graduação em Engenharia de Materiais
UFOP - CETEC - UEMG
Lingotamento Contínuo de Tarugos com Uso de Agitação Eletromagnética no Molde
Resultados Metalúrgicos
Autor: Vicente Campanharo
Orientador: Carlos Antônio da Silva
Dissertação de Mestrado apresentada ao
Programa de Pós-Graduação em Engenharia
de Materiais da REDEMAT, como parte
integrante dos requisitos para a obtenção do
título de Mestre em Engenharia de Materiais.
Ouro Preto, dezembro 2003
II
AGRADECIMENTOS
Expresso meus agradecimento a:
• Redemat - Rede Temática em Engenharia de Materiais, pela oportunidade e
conhecimento;
• Gerdau Açominas S.A., representada pelo Gerente de Aciaria, Márcio Teixeira Alves e
Gerente de Produtos Ayrton Helio Santos Mangualde, pelo apoio;
• Prof. Dr. Carlos Antônio da Silva, pela paciência e orientação;
• meus colegas de trabalho, que colaboraram na discussão deste trabalho.
III
SUMÁRIO
Lista de figuras VI
Lista de tabelas XIII
Lista de símbolos XIV
Resumo 15
Abstract 16
1. Introdução 17
2. Objetivos 18
3. Revisão bibliográfica 19
3.1. Lingotamento Contínuo 19
3.2. Solidificação no Lingotamento Contínuo 23
3.3. Estrutura de solidificação de tarugo lingotado continuamente 24
3.3.1. Zona equiaxial 26
3.3.2. Influência da temperatura na estrutura de lingotamento 27
3.3.3. Influência do teor de carbono na estrutura de lingotamento 28
3.4. O modelo do mini-lingote 29
3.5. Macrosegregação 30
3.6. Agitação eletromagnética - EMS 32
3.7. Aspectos de qualidade associados à utilização de Agitadores Eletromagnéticos
no Lingotamento contínuo de blocos e tarugos 36
3.7.1. Limpidez 37
3.7.2. Rompimento de veio (perfuração, Breakout) 37
3.7.3. Bolhas (Pinholes e blowholes) 38
3.7.4. Qualidade superficial do produto final 39
3.7.5 Estrutura de solidificação 39
3.7.6 Bandas brancas 41
3.7.7 Porosidade central 41
3.7.8. Segregação na linha central 41
3.8. Resultados metalúrgicos esperados com o uso de agitador eletromagnético no
molde (M-EMS) 42
4. Desenvolvimento 43
4.1. Amostragem e preparo dos corpos de prova 47
4.1.1. Corpo-de-prova para ensaio de macrografia 47
IV
4.1.2. Limalha para análise de segregação de carbono 48
4.1.3. Corpo-de-prova para determinação do índice de limpidez 49
4.2. Critério de análise 50
4.2.1. Índice de limpidez 51
4.2.2. Trincas 51
4.2.3. Porosidade central 53
4.2.4 Zona equiaxial 53
5. Resultados e discussões 55
5.1. Perfil Gauss 55
5.2. Trinca Interna 56
5.3. Trinca Diagonal 63
5.4. Trinca Central 65
5.5. Porosidade central 72
5.6. Bolhas (pinhole e blowhole) 79
5.7. Zona Equiaxial 86
5.8. Segregação 91
5.9 Limpidez 108
6. Conclusões 112
7. Revisão bibliografica 114
8. Anexos 117
V
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Lay-out básico – máquina de lingotamento Contínuo de tarugos 21
Figura 2 - Representação de um molde de lingotamento contínuo 23
Figura 3 - Representação esquemática da estrutura final de solidificação de um tarugo
lingotado continuamente
24
Figura 4 - Representação esquemática do crescimento de grãos na região coquilhada
e do surgimento de grãos colunares a partir de grãos coquilhados com
orientação favorável [Garcia(2001)]
25
Figura 5 - Defeitos de solidificação em uma seção longitudinal de um tarugo
[Alberny e Birat (1976]
26
Figura 6 - Representação esquemática da transição colunar/equiaxial [Garcia(2001)] 27
Figura 7 - Influência da temperatura na estrutura de lingotamento [Lait e
Brimacombe (1982)]
28
Figura 8 - Esquema de formação dos mini-lingotes [Alberny e Birat (1992)] 29
Figura 9 - Esquema de formação da segregação do tipo V 31
Figura 10 - Zona equiaxial x corrente (KVA) [Beitelman e Mulcahy (1981)] 33
Figura 11 - Agitador eletromagnético no molde ( M-EMS ) 33
Figura 12 - Concepções de Agitadores Eletromagnéticos 34
Figura 13 - Princípios do agitador eletromagnético [Danieli] 35
Figura 14 - Redução de defeitos superficiais em tarugos DIN C22 [Danieli] 37
Figura 15 - Comparativo da taxa de breakout com e sem M-EMS, tarugo 115 x 115
mm [ABB]
38
Figura 16 - Efeito do M-EMS no pinholes [Danieli] 38
Figura 17 - Melhoria da qualidade superficial de arame baixo C, diâmetro: 5,5 mm
[Danieli]
39
Figura 18 - Influência do superaquecimento e M-EMS na zona equiaxial [Danieli] 40
Figura 19 - Influência do agitador na estrutura de solidificação[Danieli] 40
Figura 20 - Segregação central, dispersão da concentração de ligas [ABB] 42
Figura 21 - Resultados metalúrgicos x Agitação [Danieli] 43
Figura 22 - Esquema de corte da amostras 47
Figura 23 - Posição de amostragem para segregação de carbono 49
VI
Figura 24 - Retirada do corpo de prova para análise de limpidez (dimensões em mm) 50
Figura 25 - Padrão Gerdau Açominas para classificação de trincas internas 51
Figura 26 - Padrão Gerdau Açominas para classificação de trincas diagonais 52
Figura 27 - Padrão Gerdau Açominas para classificação de trincas central 52
Figura 28 - Padrão Gerdau Açominas para classificação de porosidade central 53
Figura 29 - Padrão Gerdau Açominas para medição do percentual de zona equiaxial 54
Figura 30 - Distribuição do perfil Gauss em função da frequência do agitador
eletromagnético Rotelec
55
Figura 31 - Distribuição do perfil Gauss do agitador eletromagnético Rotelec em
função da espessura da parede do tubo cobre
56
Figura 32 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,17% e Freq = 6
Hz
57
Figura 33 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C =
0,17% e Freq = 6 Hz
58
Figura 34 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,29% e Freq = 6
Hz
58
Figura 35 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C =
0,29% e Freq = 6 Hz
59
Figura 36 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,41% e Freq = 6
Hz
59
Figura 37 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C =
0,41% e Freq = 6 Hz
60
Figura 38 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,62% e Freq = 6
Hz
60
Figura 39 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C =
0,62% e Freq = 6 Hz
61
Figura 40 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,26% e Freq = 4
Hz
61
Figura 41 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C =
0,26% e Freq = 4 Hz
62
Figura 42 - Agrupamento Trinca Interna nível 0 e 1, em função do teor de carbono e
da corrente do agitador
62
VII
Figura 43 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da frequência – C = 0,29% e freq: 6
Hz x C = 0,26% e freq: 4 Hz
63
Figura 44 - Distribuição dos resultados de Trinca Diagonal ( C =0,17; 0,29; 0,41 e
0,62% e Freq = 6 Hz e também, C = 0,26% e freq = 4 Hz)
64
Figura 45 - Trinca Diagonal, nível 0, em função da corrente do agitador, para ( C
=0,17; 0,29; 0,41 e 0,62% e Freq = 6 Hz e também, C = 0,26% e freq = 4
Hz),
65
Figura 46 - Distribuição dos resultados de Trinca Central , para C = 0,17% e Freq = 6
Hz
66
Figura 47 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C =
0,17% e Freq = 6 Hz
66
Figura 48 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,29% e Freq = 6
Hz
67
Figura 49 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C
= 0,29% e Freq = 6 Hz
67
Figura 50 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,41% e Freq = 6
Hz
68
Figura 51 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C =
0,41% e Freq = 6 Hz
68
Figura 52 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,62% e Freq = 6
Hz
69
Figura 53 - Trinca Central nível 0 (isenta) em função da corrente do agitador, para C
= 0,62% e Freq = 6 Hz
69
Figura 54 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,26% e Freq = 4
Hz
70
Figura 55 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C
= 0,26% e Freq = 4 Hz
70
Figura 56 - Agrupamento trinca central nível 0 (isento), em função do teor de carbono
e da corrente do agitador
71
Figura 57 - Trinca central nível 0 (isento), em função da frequência – C = 0,29% e freq: 6 Hz x C = 0,26% e freq: 4 Hz
72
Figura 58 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,17% e Freq =
6 Hz
73
VIII
Figura 59 - Porosidade central nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C
= 0,17% e Freq = 6 Hz
73
Figura 60 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,29% e Freq =
6 Hz
74
Figura 61 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,29% e Freq = 6 Hz
74
Figura 62 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,41% e Freq =
6 Hz
75
Figura 63 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,41% e Freq = 6 Hz
75
Figura 64 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,62% e Freq
= 6 Hz
76
Figura 65 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,62% e Freq = 6 Hz
76
Figura 66 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,26% e Freq =
4 Hz
77
Figura 67 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,26% e Freq = 4 Hz
77
Figura 68 - Agrupamento, porosidade central nível 0 e 1, em função do teor de
carbono e da corrente do agitador
78
Figura 69 - Porosidade central nível 0 e 1, em função da frequência – C = 0,29% e
freq: 6 Hz x C = 0,26% e freq: 4 Hz
78
Figura 70 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz 80
Figura 71 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,17%
e Freq = 6 Hz
80
Figura 72 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz 81
Figura 73 -Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e
Freq = 6 Hz
81
Figura 74 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz 82
Figura 75 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,41%
e Freq = 6 Hz
82
Figura 76 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz 83
IX
Figura 77 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,62%
e Freq = 6 Hz
83
Figura 78 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,26% e Freq = 4 Hz 84
Figura 79 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,26%
e Freq = 4 Hz
84
Figura 80 - Agrupamento, Bolha nível 0, em função do teor de carbono e da corrente
do agitador
85
Figura 81 - Bolha nível 0 (isento), em função da frequência – C = 0,29% e freq: 6 Hz
x C = 0,26% e freq: 4 Hz
86
Figura 82 - Esquema de dissipação de calor e estrutura de solidificação com e sem M-
EMS [Dauby et al (2002)]
87
Figura 83 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq
= 6 Hz
88
Figura 84 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq
= 6 Hz
88
Figura 85 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq
= 6 Hz
89
Figura 86 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq
= 6 Hz
89
Figura 87 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 026% e Freq
= 4 Hz
90
Figura 88 - Zona equiaxial, em função do teor de carbono e da corrente do agitador 90
Figura 89 - Zona equiaxial, em função da freqüência 0,29% C e 6 Hz vs 0,26% C e 4
Hz
91
Figura 90 - Segregação, em função da corrente do agitador; C = 0,17% e Freq = 6 Hz 92
Figura 91 - Segregação, em função da corrente do agitador; C = 0,29% e Freq = 6 Hz 93
Figura 92 - Segregação, em função da corrente do agitador; C = 0,41% e Freq = 6 Hz 93
Figura 93 - Segregação, em função da corrente do agitador ; C = 0,62% e Freq = 6 Hz 94
Figura 94 - Segregação, em função da corrente do agitador ; C = 0,26% e Freq = 4 Hz 94
Figura 95 - Agrupamento Segregação, em função do teor de carbono e da corrente do
agitador
95
Figura 96 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz 95
Figura 97 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz 96
X
Figura 98 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz 96
Figura 99 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz 96
Figura 100 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 4 Hz 97
Figura 101 - Segregação, em função da frequência. 0,29% C e 6 Hz vs 0,26% C e 4 Hz 97
Figura 102 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq =
6 Hz
98
Figura 103 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq =
6 Hz
98
Figura 104
- Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq =
6 Hz
99
Figura 105 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq =
6 Hz
99
Figura 106 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,26% e
Freq = 4 Hz
99
Figura 107 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função
da amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,17% e Freq. = 6 Hz (a =
0 A, b = 202 A, c = 407 A, d = 613 A , e = 719 A)
100
Figura 108 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função
da amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,29% e Freq. = 6 Hz (a =
0 A, b = 202 A, c = 409 A, d = 615 A , e = 720 A)
101
Figura 109 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função
da amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,41% e Freq. = 6 Hz (a =
0 A, b = 202 A, c = 409 A, d = 614 A , e = 720 A)
102
Figura 110 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função
da amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,62% e Freq. = 6 Hz (a =
0 A, b = 202 A, c = 411 A, d = 615 A , e = 720 A)
103
Figura 111 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função
da amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,26% e Freq. = 6 Hz (a =
0 A, b = 202 A, c = 401A, d=600A, e= 700 A)
104
Figura 112 - Co, em função da frequência e da amperagem do agitador eletromagnético
a – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 0 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 0 A ; b – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 202 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 202 A ; c – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 401 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 409 A ; d – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 600 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 615 A ; e – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 700 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 720 A
105
XI
Figura 113 - Relação entre Zona Equiaxial e Segregação; C = 0,17% e Freq = 6Hz 106
Figura 114 - Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,29% e Freq = Hz 106
Figura 115 - Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,41% e Freq = 6
Hz
106
Figura 116 - Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,62% e Freq = 6
Hz
107
Figura 117 - Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,26% e freq = 4 Hz 107
Figura 118 - Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq = 6
Hz
109
Figura 119 - Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq = 6
Hz
109
Figura 120 - Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq = 6
Hz
109
Figura 121 - Limpidez, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 6
Hz
110
Figura 122 - Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,26% e Freq = 4
Hz
110
Figura 123 - Agrupamento Limpidez , em função do teor de carbono e da corrente do
agitador
110
Figura 124 - Limpidez ,em função da frequência ,29% C e 6 Hz vs 0,26% C e 4 Hz 111
XII
LISTA DE TABELAS
Tabela I - Localização do EMS seus ganhos em termos de qualidade[Ribeiro e
Seshadri(1991)]
35
Tabela II - Características da zona de resfriamento 44
Tabela III - Características elétricas do M-EMS – Açominas 44
Tabela IV - Composição química e temperatura média de lingotamento dos aços 45
Tabela V - Parâmetros do teste 46
Tabela VI - Tempos de ataque 48
Tabela VII - Quadro resumo dos resultados da variação de corrente e/ou frequência do agitador eletromagnético no molde
112
XIII
XIV
LISTA DE SÍMBOLOS
EMS = agitador eletromagnético
M-EMS = agitador eletromagnético instalado no molde;
S-EMS = agitador eletromagnético instalado abaixo do molde, no início da zona de
resfriamento secundário;
F-EMS = agitador eletromagnético instalado na zona final de solidificação;
ZE = zona equiaxial
BC = baixo carbono
MC = médio carbono
AC = alto carbono
JA = lingotamento de jato aberto
JP = lingotamento com jato protegido, via válvula submersa
B = indução magnética
F = força de agitação
U = velocidade do líquido
F = frequência de agitação
C = carbono nominal
C0 = carbono medido no centro da amostra trasnversal
C80 = carbono medido a 80% do raio na diagonal
15
RESUMO
O objetivo presumido da utilização de agitadores eletromagnéticos, no processo de
lingotamento contínuo é elevar a qualidade do produto através da melhoria da estrutura
interna, da limpidez do aço, da superfície das peças produzidas, da uniformidade da
composição química e das propriedades mecânicas do produto de modo a possibilitar a
produção de uma ampla gama de aços, assim como aumentar a produtividade.
Em termos qualitativos a relação entre agitação e qualidade é conhecida. Admite-se que os
efeitos sejam sentidos apenas após um valor crítico e que um comportamento assintótico seja
observado na faixa de valores superiores.
Como não há um método teórico para se saber qual a intensidade de agitação é necessária
para se atingir um fim específico, é importante a realização de experiências industriais, para
que se obtenha a melhor performance de agitação, para cada tipo de aço produzido.
Com base nestas observações foram realizadas experiências envolvendo a máquina de
lingotamento contínuo de tarugos da Açominas, operando em condições específicas. A saber,
aço via convertedor LD, seção reta quadrada de 130 mm, velocidade de lingotamento de 3,5
m/min, teores nominais de carbono de 0,17%, 0,26%, 0,29%, 0,41% e 0,62%, correntes de
agitação de 0 A, 200 A, 400 A, 600 A e 700 A, frequências de agitação de 4Hz e 6 Hz.
Com relação ao agitador eletromagnético no molde, nas condições de lingotamento
experimentadas, pode-se dizer que o seu benefício quanto a resultados metalúrgicos não são
tão evidentes, como uma análise da literatura normalmente indica, embora sua utilização
permita o lingotamento em altas velocidades e alto superaquecimento .
16
ABSTRACT
The assumed purpose of using electromagnetic stirring (EMS) in the continuous casting of
steels is to improve the quality of the product by improving its internal structure, cleanliness,
surface quality, chemical homogeneity and mechanical properties, thus allowing the
production of a wide range of grades, and increasing productivity.
Qualitatively, the relationship between stirring and quality is well known. It is accepted that
the effects of stirring can only be felt after a critical stirring level is reached, and that an
asymptotic behavior is observed on higher stirring levels.
Since there is no theoretical method for determining what is the right stirring level to achieve
a certain goal, it is necessary to perform industry experiments to determine the optimal
stirring level for each steel grade.
Based on these observations, experiments were performed in AÇOMINAS’ Continuous Billet
Casting Machine, operating in controlled conditions. The referred conditions are: BOF (LD
type) produced steel, 130x130mm square section cast billets, 3.5m/min casting speed,
nominal carbon amounts of 0.17%, 0.26%, 0.29%, 0.41%, and 0.62%, stirring currents of 0A,
200A, 400A, 600A, and 700A, and stirring frequencies of 4Hz and 6Hz.
Concerning the electromagneti stirring, on the experimented conditions, it can be said that its
metallurgical benefits are not so evident as the technical literature usually suggests, even
though its use allows the casting at higher speeds and at higher superheats without
compromising those metallurgical properties.
17
1. INTRODUÇÃO
Como a exigência pela qualidade está se tornando a cada dia um fator decisivo na
competitividade das empresas, a busca por meios que garantam a qualidade dos produtos e
serviços fornecidos passa a ser um foco constante das Equipes que a constituem. No caso
específico do Processo de Lingotamento Contínuo, o emprego de agitação eletromagnética se
torna um fator de diferenciação dos produtores de aço.
Deste modo, trabalhos experimentais em escala industrial foram feitos objetivando a
otimização do uso do agitador eletromagnético. Em 1973, com o uso do agitador
eletromagnético posicionado logo abaixo do molde, denominado S-EMS, obteve-se
significativo resultado quanto a transiçãode estrutura de solidificação colunar-equiaxial.
Dando prosseguimento em 1977, com a necessidade de lingotar aços produzidos via jato
aberto, com uma velocidade superior, novamente buscou-se novas soluções, que no caso, foi o
agitador eletromagnético posicionado no molde, denominado M-EMS, os resultados
metalúrgicos foram bastante superiores aos do S-EMS, propiciado, o lingotamento com uma
velocidade superior, o que se traduziu em ganho de produtividade. Como o principal
problema dos aços alto carbono era, e ainda é, segregação, mais uma vez, houve uma busca de
desenvolvimento, chegando assim ao agitador eletromagnético posicionado na zona final de
solidificação, ao qual se denominou como F-EMS. Porém este ultimo processo é fortemente
influenciado pelos parâmetros operacionais, que podem afetar o resultado final de segegação,
tais como superaquecimento e condutividade térmica do aço líquido [Ribeiro e
Seshadri(1991)].
Como são vários os sistemas e localizações possíveis e ainda, como inexiste método teórico
de previsão quantitativa acerca da influência da agitação sobre a qualidade metalúrgica,
trabalhos práticos específicos devem ser realizados na busca da otimização do uso do agitador
eletromagnético.
No caso deste trabalho práticos específicos, busca-se a otimização do uso do agitador
eletromagnético no molde e o conhecimento do respectivo resultado metalúrgico.
18
2. OBJETIVO
• Avaliar a relação entre os parâmetros corrente e frequência do agitador eletromagnético e
os resultados metalúrgicos, a saber: trincas (interna, diagonal e central), porosidade
central, bolhas, zona equiaxial, segregação e limpidez;
• Otimizar o uso do agitador eletromagnético em função do teor de carbono do aço
produzido;
• Traçar uma metodologia de avaliação do agitador eletromagnético no molde, uma vez que
a Gerdau Açominas S/A, trabalha com tarugos nas bitolas quadrado de 130, 140, 150 e
160 mm e está adquirindo um lingotamento contínuo de bloco.
19
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3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1. LINGOTAMENTO CONTÍNUO
Um histórico simplificado do desenvolvimento do lingotamento contínuo pode ser
apresentado da seguinte maneira:
1846 - Henry Bessemer apresentou a primeira proposta do processo, destinado a produção
de placas. A engenharia da época e a falta dos materiais necessários impossibilitaram a
introdução em escala industrial;
1927/1937 - Siegfried Junghaus(Alemanha) desenvolveu estudos sobre lingotamento
contínuo de metais e conseguiu produzir ligas de cobre e alumínio por este processo;
1950 - Siegfried Junghaus construiu a primeira máquina de lingotamento contínuo de aço com
apenas 01 veio;
1955 - na Rússia entra em operação a primeira máquina de lingotamento contínuo de aço
em escala industrial;
1960 - entra em operação, no Brasil, a primeira máquina de lingotamento contínuo de tarugos
e em 1976 entra em operação a primeira máquina de placas;
2001 - a produção de aço via lingotamento contínuo representa mais de 95% do aço
produzido no mundo.
O lingotamento contínuo, comparado ao lingotamento convencional, representa grande
economia tanto em equipamentos, espaço físico como também em custo, devido a:
aumento substancial no rendimento e na transformação do aço líquido em produto semi-
acabado;
extinção de muitos custos em relação ao processo convencional (lingoteiras, materiais
refratários, etc);
eliminação dos fornos poços e laminadores desbastadores;
melhor qualidade de superfície das peças, eliminando defeitos provenientes do processo
de lingotamento convencional e laminação;
redução do consumo de energia;
redução de custos com mão de obra;
melhores das condições ambientais de trabalho.
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No entanto, existem algumas limitações :
• os teores de fósforo e enxofre são limitados para reduzir a tendência de trincas e defeitos
internos;
• a estrutura de solidificação é mais sensível à ocorrência de trincas internas e superficiais;
• requer técnicas mais apuradas de desoxidação e controle de temperatura do aço;
• número de bitolas que produz é pequeno, se comparado com a flexibilidade de um
laminador.
As principais características do processo de lingotamento contínuo são:
fluxo do aço líquido através de um distribuidor para alimentar o molde ;
formação de uma pele solidificada no molde, em cobre refrigerado a água;
extração contínua da peça;
remoção de calor do núcleo ainda líquido, por meio de sprays de água de resfriamento;
corte do tarugo no comprimento desejado e remoção das peças.
A figura 1, mostra um lay-out básico de uma máquina de Lingotamento Contínuo, cujos
principais componentes são caracterizados a seguir:
torre Giratória: sua principal função é sustentar a panela de aço e posicionar a mesma
sobre o distribuidor durante o lingotamento;
carro porta-distribuidor: É o equipamento que transporta o distribuidor e sustenta o
mesmo sobre os moldes durante o lingotamento, possui um movimento transversal à
máquina para transportar o distribuidor do pré aquecedor até os moldes e vice – versa;
distribuidor: cujas funções são:
Atuar como reservatório de aço durante a troca de panela;
promover a separação de inclusões não metálicas;
controlar a velocidade de lingotamento;
aquecedor de distribuidor : com a função de secar e aquecer revestimento refratário, bem
como a válvulas submersas;
21
Figura 1- Lay-out básico - máquina de lingotamento Contínuo de tarugos
22
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molde: tem como função primordial o resfriamento primário, propiciando a formação da
“pele” sólida de aço de tal maneira que ao sair do molde, esta pele solidificada seja
suficientemente espessa para resistir a pressão ferrostática do aço líquido em seu núcleo.
Cada molde é constituído de uma carcaça de aço, suportando em seu interior um tubo de
cobre de parede fina, com camisa de água fechada, que permite a circulação da água a fim
de se obter uma rápida remoção de calor;
oscilador do Molde: cuja função é minimizar problemas operacionais de lingotabilidade,
permitindo uma adequada lubrificação da pele solidificada, minimizando também a
incidência de defeitos superficiais no produto, provocados pelo elevado atrito entre o aço
solidificado e o molde;
agitador eletromagnético: é utilizado com o objetivo de elevar a qualidade do produto
através da melhoria da estrutura interna, da limpidez do aço, da superfície das peças
produzidas, da uniformidade da composição química e das propriedades mecânicas do
produto;
barra falsa: equipamento utilizado para fazer um “fundo falso” no tubo de cobre e
possibilitar o início de extração do tarugo;
resfriamento secundário: o resfriamento secundário tem a função de remover calor do aço
para que se complete a solidificação do tarugo. Entende-se por resfriamento secundário, o
sistema compreendido entre a saída do molde até o final do conjunto de sprays. O tarugo
ao sair do molde é guiado por rolos e o resfriamento é realizado pela aspersão de água
através de bicos sprays colocados entre os rolos e direcionados para as quatro faces do
tarugo;
unidade de extração e desempeno: as unidades de extração e desempeno estão montadas
imediatamente após a saída da câmara de resfriamento e são projetadas para desempenar o
tarugo e enviá-lo para máquina de corte. São também utilizadas para inserir a barra falsa
dentro do molde;
máquina de corte: equipamento destinado a efetuar os cortes nos tarugos conforme
programação de comprimentos requeridos pelo cliente.;
mesa de rolos, transporte e descarga;
máquina de marcação;
transferidor de tarugo;
leito de resfriamento.
23
3.2. SOLIDIFICAÇÃO NO LINGOTAMENTO CONTÍNUO
Após o início do lingotamento, logo abaixo da região do menisco, a “pele” de aço começa a
solidificar-se, sendo que a pressão ferrostática mantém a mesma, em contato a parede do
molde. O contato entre aço e molde é mantido desde o nível do menisco até 50 a 200 mm
abaixo, dependendo das dimensões do molde, fluxo de água de refrigeração, etc.
Porém, está “pele” vai tendo sua espessura aumentada, devido a troca de calor até ficar
espessa o suficiente de modo a resistir à pressão ferrostática. Transformações de fase no
estado sólido promovem uma contração volumétrica no aço, levando o material que esta
sendo lingotado a tendência se perda do contato com as paredes do molde (gap). A figura 2,
mostra uma representação de um molde completo de lingotamento contínuo
Figura 2 – Representação de um molde de lingotamento contínuo
À transferência de calor do aço para a água de resfriamento do molde, se dá o nome de
resfriamento primário, este é um processo complexo que é influenciado por vários
parâmetros, tais como:
• composição do aço e superaquecimento do aço;
• propriedades e consumo de lubrificante (óleo ou pó de molde);
• velocidade de lingotamento, nível de aço no molde;
• geometria do molde e conicidade;
24
• espessura da parede do molde e material do molde;
• água de resfriamento, velocidade, qualidade e temperatura;
3.3. ESTRUTURA DE SOLIDIFICAÇÃO DE TARUGO LINGOTADO
CONTINUAMENTE
Um produto lingotado continuamente, quando as condições operacionais são favoráveis,
apresenta a seguinte estrutura de solidificação, mostrada na figura 3, a partir da superfície
externa.
Figura 3 – Representação esquemática da estrutura final de solidificação de um tarugo
lingotado continuamente
Uma descrição destas 3 zonas é feita a seguir:
• zona coquilhada: devido ao grande gradiente térmico, tão logo o aço líquido entra no
molde, forma-se uma fina camada de aço sólido em contato com as paredes de cobre. Os
cristais de nucleação são tão numerosos que a pele de aço resultante é feita de pequenos e
finos cristais equiaxiais;
zona colunar: formada por grãos alongados que crescem paralelamente à direção do fluxo
de calor. Estes grãos se desenvolvem a partir dos grãos coquilhados. O crescimento da
zona colunar continua até que as condições de solidificação promovam o surgimento da
zona equiaxial central, que bloqueia o crescimento dos grãos colunares. Essa região é
caracterizada por um crescimento de dendritas orientadas e em equilíbrio térmico com o
líquido que as envolvem, e crescem tão rapidamente quanto o calor latente possa fluir para
as paredes do molde [Vilela e Soares (2002)] e [Lait e Brimacombe (1982)]:
•
25
A figura 4, mostra uma representação do crescimento do grão nas regiões coquilhada e
colunar.
Figura 4 – Representação esquemática do crescimento de grãos na região coquilhada e do
surgimento de grãos colunares a partir de grãos coquilhados com orientação favorável
[Garcia(2001)]
•
•
•
•
Zona equiaxial: formada por grãos equiaxiais de orientação cristalográfica aleatória, que
se originam a partir de cristais da zona coquilhada ou de pontas de dendritas da zona
Colunar, que são carreadas para o centro do produto, pelo movimento convectivo do
líquido e efeito da gravidade, uma vez que o líquido na região central está se tornando
super-resfriado.
A formação das três zonas encontradas na estruturas de lingotamento, se dá da seguinte
maneira:
durante a alimentação, cristais nucleiam na interface molde/aço líquido. Muitos destes
cristais se separam e são arrastados para o “poço” líquido. Alguns cristais são retidos
aprisionados na interface fria do molde eventualmente formam a zona equiaxial resfriada,
a convecção do líquido no “poço” líquido, desempenha um papel importante na formação
desta zona resfriada;
cristais que são arrastados para o “poço” refundem, fragmentam-se ou crescem,
dependendo das condições locais de temperatura; no caso do aço, estes cristais são mais
densos que o líquido e caem na região inferior do “poço” para formar a zona equiaxial;
na zona resfriada, cristais com a orientação preferencial (< 100>, cúbica face centrada)
relativa ao gradiente térmico, crescem na direção perpendicular da parede do molde. As
•
•
•
dendritas paralelas, que formam a zona colunar, continuam crescendo até entrar em
contato com as dendritas equiaxiais que se depositam no núcleo líquido [Lait e
Brimacombe (1982)].
Porém, imperfeições são passíveis de aparecer, trazendo em associação defeitos.
A zona colunar pode, em certos pontos, alcançar o centro do tarugo. A este fenômeno, dá-se
o nome de pontes de solidificação, que estão regularmente espaçadas de 5 a 10 cm [Alberny e
Birat (1976].
Há uma relação entre a estrutura de solidificação e defeitos internos ao longo da longitudinal
do produto, como:
• segregação longitudinal;
• porosidade longitudinal;
• inclusão de óxidos.
Figura 5 – Defeitos de solidificação em uma seção longitudi
(1976]
Segregaçãopositivacontração
Pé Segregaçãonegativainclusãov intensa
Cab
eça
Ponte de solidificação
Ponte de solidificação
Mini-lingote
3.3.1. Zona equiaxial
Uma teoria que explica a origem das dendritas equiaxiais é [L
nucleação de cristais equiaxiais na frente de crescim
devido o superesfriamento constitucional;
nucleação de cristais na região sub-resfriada, próximo a p
refusão parcial da dendrita colunar devido a flutuação da
26
nal de um tarugo [Alberny e Birat
ait e Brimacombe (1982)]:
ento da interface sólido/líquido
arede dos moldes;
temperatura do aço líquido;
27
• nucleação de cristais na superfície livre do aço fundido e “chuveiramento” de cristais no
líquido.
3.3.2. INFLUÊNCIA DA TEMPERATURA NA ESTRUTURA DE LINGOTAMENTO
O tamanho relativo entre as zonas equiaxial e colunar, depende de variáveis tais como,
temperatura de lingotamento, projeto da máquina, seção do produto, condições do fluxo na
“poça” líquida, composição química do aço. A figura 6, mostra uma representação
esquemática da transição colunar/equiaxial.
Figura 6 – Representação esquemática da transição colunar/equiaxial [Garcia(2001)]
Um aumento na temperatura de lingotamento produz um aumento do comprimento da zona
colunar, porque em altas temperaturas os cristais equiaxiais formados no molde podem ser
mais facilmente refundidos. Alguns poucos cristais são então disponibilizados para formar a
zona equiaxial e a dendrita colunar poderia crescer livremente para a linha central do veio. A
figura 7, esquematiza esta influência.
Em molde curvo, há uma assimetria da estrutura; este fato é importante, pois significa que
trincas internas se formarão preferencialmente adjacentes à face do raio interno, onde a
estrutura colunar predomina.
28
As condições de fluxo no “poço” líquido têm uma significativa influência na formação do
cristal equiaxial e estrutura. Pelo aumento da turbulência do “poço” no molde , o número de
cristais formados aumenta e produz uma mudança na estrutura de lingotamento.
0
20
40
60
80
1500 1510 1520 1530 1540 1550 1560
Temperatura ( °C )
Zona
Equ
iaxi
al (
% )
Figura 7 – Influência da temperatura na estrutura de lingotamento [Lait e Brimacombe
(1982)]
Tal poderia ser devido à maior dissipação de calor, a qual acarreta diminuição do grau de
superaquecimento no poço; cristais equiaxiais encontrariam condições mais favoráveis de
nucleação e crescimento..
O rompimento das pontes das dendritas colunares, providenciando sítios de nucleação
heterogênea (de cristais equiaxiais) também poderia ser citado.
3.3.3. INFLUÊNCIA DO TEOR DE CARBONO NA ESTRUTURA DE
LINGOTAMENTO
A estrutura de lingotamento, depende muito do teor de carbono do aço. Há três regiões de
diferentes comportamentos de solidificação [Lait e Brimacombe (1982)]:
1ª - 0,0 a 0,10%C: com o aumento do teor de carbono, a extensão da zona colunar e a
transferência de calor diminuem e o espaçamento dendrítico aumenta; para 0,10% C a
extensão da zona colunar e a transferência de calor são mínimas e espaçamento dendrítico
alcança um máximo;
2ª - 0,1 a 0,6%C: extensão da zona colunar e a transferência de calor aumenta e o
espaçamento dendrítico diminui com o aumento do teor de carbono;
29
3ª - C > 0,6%: extensão da zona colunar, a transferência de calor diminuem e o espaçamento
dendrítico todos diminuem com o aumento do teor de carbono.
3.4. O MODELO DO MINI-LINGOTE
A teoria do mini-lingote, desenvolvida pelo IRSID, como uma tentativa de explicar a
macrosegregação axial de produtos lingotados continuamente e consiste em se visualizar o
processo de solidificação em 4 etapas, começando dentro do molde, e é constituída das
seguintes etapas [Alberny e Birat (1992)]:
Figura 8 – Esquema de formação dos mini-lingotes [Alberny e Birat (1992)]
1 - Há um crescimento uniforme da zona colunar.
2 - Dendritas colunares crescem perpendicular à direção de extração
de calor;
3 - Algumas dendritas colunares tendem a crescer mais rapidamente,
devido a instabilidade causada pelas correntes convectivas e
gradientes térmicos associados ao preenchimento do molde;
4 – Pontes de solidificação formadas em função do crescimento
colunar acentuado ou pela queda de grandes cristais, aprisionando a
frente de solidificação colunar, formando uma bolsa de aço líquido.
Assume-se que esta bolsa, pode solidificar-se com um pequeno
lingote, com o aparecimento dos defeitos comuns ao processo de
lingotamento convencional, porém em menor intensidade.
Na cabeça do mini-lingote, encontram-se grossos grãos equiaxiais enriquecidos em elementos
de liga. A cavidade que se desenvolve corresponde a contração de solidificação, não
preenchida pelo suprimento de aço líquido.
No pé do mini-lingote, são encontrados finos grãos empobrecidos em elementos de liga.
30
Tal processo de solidificação, possibilita o aparecimento de uma estrutura mostrada na figura
5.
Um meio para se controlar este crescimento excessivo e prevenir a formação das pontes de
solidificação é lingotar com baixo superaquecimento, ou seja, próximo a temperatura liquidus.
Uma outra maneira seria lingotar grandes seções, pois assim, o tempo de solidificação seria
maior, possibilitando que o superaquecimento possa ser removido antes da solidificação,
consequentemente, uma pequena zona colunar seria formada e se teria uma melhor sanidade
interna. Associado a isso, no processo seguinte, este material sofreria maiores taxas de
deformações, o que permitiria um refino mais acentuado da estrutura.
3.5. MACROSEGREGAÇÃO
Macrosegregação é uma não uniformidade de composição química, que pode ser observada,
por exemplo, através de macro, na seção longitudinal. A macrosegregação, geralmente
aparece como forma de V, em linhas ou bandas e é influenciada pela convecção do líquido e
estrutura de solidificação [Lait e Brimacombe (1982)].
A maioria dos elementos presentes na composição química dos aços carbonos apresentam
coeficiente de distribuição de soluto menores do que a unidade, por exemplo, para o
carbono, tem-se: k (Fe-δ) = 0,20 e k (Fe-γ) = 0,30 [Garcia (2001)].
Logo, durante a solidificação, o líquido fica enriquecido de soluto na zona pastosa,
principalmente de carbono, fósforo e enxofre. Estes se difundem em direção ao líquido, mas
devido à cinética de solidificação ficam restritos a uma camada de líquido próxima a fronteira
sólido/líquido, dentro da zona pastosa.
Se esse líquido segregado solidificar nesta situação ocorrerá a formação de microsegração,
porém, se for forçado a se mover ao longo de canais interdendríticos que se formam dentro da
zona pastosa, então ocorrerá macrosegregação.
A macrosegregação pode ser classificada em três categorias [Abbott et al (1992)]:
• segregação da linha central, como resultado do líquido fluindo para dentro das
cavidades abertas pelo abaulamento ou contração;
• canais segregados que são alimentados da através do movimento de rotação do aço
líquido;
31
• formadas a partir de trincas isoladas que se formam como resultado do movimento da
zona pastosa sólido/líquido, criando gaps entre os grãos.
A segregação do tipo V é a forma mais freqüente de macrosegregação que ocorre em tarugos
lingotados continuamente e deve ocorrer pelo aprisionamento de líquido rico em soluto pelas
dendritas equiaxiais na zona central do tarugo no final da solidificação. A figura 9, apresenta
o mecanismo de formação da segregação em V.
Figura 9 – Esquema de formação da segregação do tipo V
Início da solidificação, forma-se zona de 5 a 10 mm de grãos finos,
resultante do resfriamento rápido. Zona contígua ao molde , perpendicular à
superfície.
A temperatura do aço cai para baixo da liquidus desenvolvendo-se cristais
colunares.
Começando da superfície para dentro: pele sólida, zona colunar, zona
equiaxial e poço líquido.
A zona central começa a ficar pastosa, sendo composta de dendritas
equiaxiais, mas ainda comporta-se como fluído
A fluidez da zona pastosa diminui e as segregações começam a se infiltrar.
As segregações fluem por canais e concentram-se no eixo do lingotado.
Ocorre a solidificação final
A sucção do líquido segregado, provocada pela contração de solidificação nos estágios finais
do processo, pode produzir segregação V através dos seguintes mecanismos:
• a pressão metalostática produz fissuras na zona equiaxial central ao longo de planos
preferenciais de cisalhamento ; estas são preenchidas pelo líquido rico em soluto,
produzindo segregação do tipo V;
• o líquido enriquecido de soluto fica aprisionado entre cristais equiaxiais na fase
terminal de solidificação. Na ausência de líquido suficiente para compensar a
32
contração de solidificação, a estrutura dendrítica fica sem sustentação e cede, fazendo
com que o líquido segregado aprisionado tome o formato de V.
Observa-se que a ocorrência e a extensão da segregação tipo V, dependem fundamentalmente
do fluxo de metal líquido e consequentemente, dos fatores que o controlam e também da
macroestrutura, logo objetivando minimizar a formação desse segregado devesse antecipar ao
máximo a transição colunar/equiaxial para reduzir a macrosegregação associada ao
crescimento colunar, através da limitação do superaquecimento e/ou utilização de agitadores
eletromagnéticos.
3.6. AGITAÇÃO ELETROMAGNÉTICA - EMS
O princípio básico de funcionamento do agitador eletromagnético do molde é o mesmo de um
motor elétrico de indução trifásico assíncrono. Os movimentos de rotação do aço líquido
dentro do molde são obtidos pela força assíncrona no metal líquido sob efeito de um forte
campo magnético rotativo, aplicado num plano perpendicular ao eixo do molde. Este campo é
obtido por meio de um indutor cilíndrico, montado em torno do molde. O indutor, que está
dentro de uma caixa estanque, é equipado com estruturas de fixação, conectores de entrada e
saída de água de seu próprio circuito de resfriamento e uma caixa para alimentação elétrica.
Na utilização do EMS, correntes parasitas, movimentam o líquido à frente do sólido. Este
movimento influencia a temperatura e o campo de soluto na frente da pele em solidificação.
A extensão da coerência diminui, a qual afeta a estrutura de solidificação, promovendo o
congelamento equiaxial. Mais, quando da solidificação de uma liga, uma zona pastosa sólido-
líquido é formada entre a pele solidificada e a “poça”. Um gradiente de soluto é formado na
zona sólido-líquido devido a partição do soluto. Se a estrutura é colunar, o crescimento das
dendritas é coerente com a pele solidificada. Se a estrutura de solidificação é equiaxial, a
mistura sólido-líquido permanece fluida para 20 a 30% sólido, ou seja, a mistura sólido-
líquido fluida, mesmo com uma alta fração de sólido [Alberny e Birat (1976)].
Adicionalmente, o movimento do fluido provoca a fragmentação das dendritas e
multiplicação dos grãos, possibilitando deste modo, a transição colunar-equiaxial, figura 10,
e uma substancial redução no tamanho de grão.
33
Figura 10 - Zona equiaxial x corrente (KVA) [Beitelman e Mulcahy (1981)]
O controle da estrutura e da segregação, em uma máquina de lingotamento pode ser alcançado
por exemplo, pelo controle do comprimento da zona colunar, prevenindo assim, o
aparecimento das pontes de solidificação. Logo, a temperatura de lingotamento deve situar-se
muito próxima da temperatura líquidus, porém, na prática isto significa queda de temperatura
durante o lingotamento, o que levará a redução do rendimento e/ou quebra da sequência, o
que eleva o custo de produção. Logo, um método efetivo, seria a utilização de agitadores
eletromagnéticos, que propiciam um controle efetivo da estrutura, independente por exemplo,
da temperatura de lingotamento e grau do aço.
O agitador eletromagnético induz a um movimento o aço líquido com o propósito de se obter
melhorias metalúrgicas. A localização do agitador eletromagnético é função do efeito
metalúrgico desejado associado aos tipos de aço. A figura 11, mostra uma representação de
um agitador eletromagnético no molde.
Figura 11- Agitador eletromagnético no molde ( M-EMS )
34
A figuras 12, mostra as principais configurações de agitadores eletromagnéticos.
M-EMS S-EMS( rotativo ) S-EMS ( linear )
S1+S2 EMS M+F EMS S+F EMS M+S+F EMS
Figura 12 - Concepções de Agitadores Eletromagnéticos [Danieli]
Com o uso do EMS, acreditava-se que a velocidade de fluxo, se suficientemente forte,
removeria as pontas das dendritas colunares através da refusão ou quebra das mesmas. Estas
pontas por sua vez, refundiriam no líquido sobreaquecido ou serviriam como núcleos para
iniciar o crescimento dos cristais equiaxiais, prevenindo deste modo o aparecimento das
pontes de solidificação, o que preveniria a natural solidificação irregular com porosidades e
mini-lingote, criando assim uma estrutura equiaxial homogênea.
35
Sabe-se que o aço solidifica na forma de dendritas que crescem na direção do gradiente de
temperatura, como o aço durante a transferência do distribuidor para o molde está
superaquecido, pode-se dizer que só depois que este superaquecimento for dissipado e o
líquido resfriar a uma temperatura entre as regiões sólidus e liquidus, cristais equiaxiais
pequenos irão aparecer e coexistirão na fase líquida. Estes cristais crescem em um
resfriamento posterior, preenchendo o núcleo de aço líquido. O crescimento da estrutura
colunar cessa, o que evita o aparecimento das pontes de solidificação e consequentemente dos
mini-lingotes, o que irá propiciar melhor qualidade interna do tarugo e bloco. Chega-se então
a conclusão de que o agitador age menos como um quebrador de dendritas e mais como um
refrigerador, este fato é explicado pelo fato de o movimento de agitação melhorar a
transferência de calor do centro para a superfície de contato pele/molde, acelerando a
dissipação do superaquecimento [Danieli].
Na tabela I, são apresentados os ganhos em termos de qualidade, com a utilização de cada tipo
de Agitador eletromagnético.
Tabela I - Localização do EMS seus ganhos em termos de qualidade [Ribeiro e
Seshadri(1991)]
CARBONO EQUIVALENTE (%) DEFEITO A SER SANADO ATÉ
0,10 0,11 - 0,30 0,31 - 0,60 0.61 - 0,90
MAIOR 0,90
SUPERFICIAL E
SUBSUPERFICIAL
M-E
MS
ESTRUTURA DE SOLIDIFICAÇÃO
POROSIDADE CENTRAL
M-E
MS
S-EM
S M-E
MS
S1 +
S2-
EMS
SEGREGAÇÃO CENTRAL
M-E
MS
S-EM
S
M +
S-E
MS
S1 +
S2-
EMS
M +
F-E
MS
S +
F-EM
S
M +
S +
F-E
MS
Onde, M-EMS é o agitador localizado no molde, S-EMS, é o agitador localizado abaixo do
molde e o F-EMS, é o agitador localizado na porção final de solidificação.
36
•
•
3.7. ASPECTOS DE QUALIDADE ASSOCIADOS À UTILIZAÇÃO DE
AGITADORES ELETROMAGNÉTICOS NO LINGOTAMENTO CONTÍNUO DE
BLOCOS E TARUGOS
Dois efeitos principais são observados utilizando-se agitadores:
uma melhor limpidez do aço;
uma redução da porosidade, resultante da evolução gasosa durante a solidificação.
Atuando diretamente no início da solidificação, o M-EMS rotativo, permite controlar a
qualidade da primeira camada solidificada, assim como a limpidez da zona sub-superficial.
Na figura 13, são mostrados alguns princípios do M EMS.
Formação de cristais equiaxiais
Lavagem da frente de solidificação
Centrifugação das inclusões não-metálicas e bolhas de gás
Limpidez na região do menisco
Tubo cobre
Figura 13 – Princípios do agitador eletromagnético [Danieli]
Mais, o M-EMS também produz uma ampla e fina estrutura equiaxial granulada devido à
remoção do superaquecimento do líquido no estágio inicial de solidificação. O produto
agitado não exibe nenhuma evidência de faixas brancas e mostra redução de porosidade e
segregação central.
37
3.7.1. Limpidez
Quando o aço líquido gira no molde, inclusões não-metálicas são centrifugadas em direção ao
centro do molde, lavando a frente de solidificação.
Com o M-EMS, há a criação de uma depressão na região do menisco, logo, as inclusões que
flutuam, juntamente com a escória eventualmente formada são direcionadas para o fundo
desta depressão do menisco. Como consequência, as inclusões não se situam na primeira pele
solidificada e a limpidez da superfície é aumentada.
A rotação do metal continua pela inércia, abaixo do molde, então o efeito de “lavagem” do
agitador é mantido ao longo de 1 a 2 metros do molde, dependendo das condições de
lingotamento, resultando também, em uma sub-superfície com menos inclusões [Danieli].
A figura 14, mostra uma comparação do número de pontos de escória em tarugos lingotados
com e sem o M-EMS, para aço DIN C22.
Legenda 1 Sem agitação:0-2 defeitos/m2, não
recondicionável 2 Com agitação:0-2 defeitos/m2, não
recondicionável 3 Sem agitação:2-20 defeitos/m2,
recondicionamento manual 4 Com agitação:2-20 defeitos/m2,
recondicionamento manual 5 Sem agitação: + 20 defeitos/m2,
esmerilhado em toda superfície 6 Com agitação: + 20 defeitos/m2,
esmerilhado em toda superfície 0
20
40
60
80
100
120
1 2 3 4 5 6
Taugo seção 100x100mm
Freq
uênc
ia
Figura 14 - Redução de defeitos superficiais em tarugos DIN C22 [Danieli]
3.7.2. ROMPIMENTO DE VEIO (PERFURAÇÃO, BREAKOUT)
Com a utilização do M-EMS, tem-se uma pele mais uniforme e mais espessa, com menor
incidência de defeitos superficiais e de escória aprisionada na superfície, a qual age como um
isolante, retardando o crescimento da pele, e isto, se traduz também na redução do índice de
perfuração de veio, com é mostrado na figura 15.
38
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
2,5
3,0
3,5
Sem EMS M-EMS
Taxa
bre
akou
t (%
)
Figura 15 - Comparativo da taxa de perfuração de veio (breakout) com e sem M-EMS, tarugo
115 x 115 mm [ABB]
3.7.3. BOLHAS (PINHOLES E BLOWHOLES)
Altas velocidades de agitação do aço líquido efetivamente reduzem a formação de bolhas na
frente de solidificação, que poderiam vir a gerar pinholes e blowholes. Isto se dá devido à
prevenção da nucleação de bolhas, causado pela frente de solidificação e da remoção física
das mesmas pelo fluxo. Logo, o M-EMS melhora espetacularmente a qualidade superficial.
Um típico exemplo é mostrado na figura 16, para tubo sem costura e aços inoxidáveis
A possibilidade de ocorrência de blowholes está relacionada à soma das pressões parciais dos
gases desprendidos durante o resfriamento ( CO, N2 e H2 ). Não se observa a ocorrência de
pinholes e blowholes quando a pressão total destes gases dissolvidos é menor que 1 atm.
0,0
0,5
1,0
1,5
2,0
303 304 304L 430
Tipo de aço
Pinh
oles
/m2
Sem agitador M-SEM
Figura 16 - Efeito do M-EMS no pinholes [Danieli]
39
3.7.4. QUALIDADE SUPERFICIAL DO PRODUTO FINAL
Produtos finais obtidos de tarugos ou blocos lingotados com agitador no molde têm sido
obtidos com excelente qualidade superficial. Durante a inspeção de fio máquina pelo detetor
de fluxo magnético, é notada uma clara vantagem para os aços que foram lingotados com
agitador eletromagnético, a figura 17, mostra um exemplo.
A melhoria da superfície é interessante para todas aplicações onde o produto final tem que
suportar fadiga mecânica, pois não há ponto fraco na superfície onde possa se iniciar uma
trinca, a qual irá se propagar ao longo do tempo.
0
20
40
60
80
25 50 75 100 125 150 175 200
Nº defeitos / km de arame
Freq
uênc
ia (
% )
M-SEM, média 15 defeitos/kmSem agitador média 45 defeitos/km
Figura 17 - Melhoria da qualidade superficial de arame baixo C, diâmetro: 5,5 mm [Danieli]
3.7.5. ESTRUTURA DE SOLIDIFICAÇÃO
A estrutura de solidificação de um tarugo ou bloco, obtido com a utilização do M-EMS exibe
uma grande zona equiaxial central. O agitador aumenta as trocas térmicas entre o aço líquido
e as frentes de solidificação pela convecção, logo o superaquecimento residual da poça líquida
é deste modo dissipado mais rapidamente.
Em adição, alguns fragmentos de dendritas são quebrados pela ação das correntes
convectivas. Estes fragmentos são deste modo, misturados com o volume líquido. Se o
superaquecimento é positivo eles refundem e absorvem o correspondente calor de fusão.
Senão eles agem como núcleos de cristal equiaxial.
A figura 18, mostra uma relação entre o superaquecimento e o tamanho da zona equiaxial.
40
Em resumo, a agitação eletromagnética, age como um instrumento de refino de grão pela
fragmentação mecânica e ruptura de ramificações dendríticas por refusão causadas pela
flutuação térmica no líquido, promovendo assim o crescimento equiaxial.
0102030405060708090
0 10 20 30 4
Superaquecimento (°C )
Larg
ura
zona
equ
iaxi
al (
% )
0
Sem agitador M-SEM
Figura 18: Influência do superaquecimento e M-EMS na zona equiaxial [Danieli]
Exemplos de estruturas de solidificação obtidas com agitador para aços carbono e aços
inoxidáveis de tarugos e blocos, são mostrados na figura 19.
Figura 19 - Influência do agitador na estrutura de solidificação[Danieli]
3.7.6. BANDAS BRANCAS
41
Bandas brancas são marcas de uma segregação negativa causadas pela movimentação do aço
líquido ao longo da frente colunar de solidificação. A severidade e a importância destas
marcas dependem da velocidade do líquido e da porosidade da frente. Esta porosidade é
dependente do espaçamento do braço dendrítico, o qual é dependente da taxa de solidificação
e da forma das dendritas, que está por sua vez relacionado à química do aço, [Danieli].
A proporção da segregação negativa é pequena para altas taxas de solidificação existente no
molde, logo, com a utilização do agitador magnético M-EMS, não se observa bandas brancas
na impressão de Baummann.
3.7.7. POROSIDADE CENTRAL
Quando o superaquecimento é alto e utiliza-se o agitador magnético, os produtos lingotados
exibem a chamada estrutura “mini-lingote”. Algumas pontes de solidificação interrompem a
continuidade da poça líquida. A parte inferior do mini-lingote é negativamente segregada,
enquanto seu topo é enriquecido.
Grandes vazios de contração são encontrados abaixo de cada ponte de solidificação.
Com um simples estágio de agitador magnético no molde ou na zona de resfriamento
secundário a estrutura central é equiaxial, logo, não há a formação de “mini-lingotes”.
O aço líquido pode preencher toda a poça e a contração de solidificação apenas origina a
formação de pequenas porosidades.
3.7.8. SEGREGAÇÃO NA LINHA CENTRAL
Um dos problemas limitantes da faixa de produtos lingotados continuamente é a segregação
na linha central. Carbono, assim com outros elementos tendem a se concentrar ao longo da
longitudinal do produto. Um fenômeno de macro-segregação pode ocorrer na forma de
“canais de segregação V”. Elas são observadas como linhas pretas na impressão de
Baummann na longitudinal de tarugos e blocos lingotados.
42
Análise de amostras ao longo da linha central revelam que o percentual de carbono local é
grandemente disperso. Picos de valores estão bem acima da composição do metal líquido,
dependendo do tamanho da amostra coletada (diâmetro da broca), logo, agitação
eletromagnética é um excelente método para se contornar os problemas de segregação.
A figura 20, mostra a evolução da segregação ao longo do eixo central.
0,9
1,0
1,1
1,2
1,3
1,4
50 100 150 200 250 300 350 400 450 500
Distância ao longo do centro do tarugo ( mm)
Rel
ação
C/C
o
Sem EMS M-EMS M-EMS + F-EMS
Figura 20 – Segregação central, dispersão da concentração de ligas [ABB]
3.8. RESULTADOS METALÚRGICOS ESPERADOS COM O USO DE AGITADOR
ELETROMAGNÉTICO NO MOLDE (M-EMS)
A corrente da bobina determina a indução magnética B; esta, associada à freqüência f,
determina a força de agitação F ( F ∝ f . B2 ) e a velocidade do líquido , U ( U ∝ B√ f ), e ,
portanto, o grau de agitação [Vilela e Soares (2002)].
Qualitativamente a correlação entre a intensidade de agitação e o resultado metalúrgico é
mostrada na figura 21, mas a questão é como estes fatores afetam os resultados metalúrgicos.
Conhecendo este comportamento, seria mais fácil obter qualidades metalúrgicas específicas.
Teoricamente, a relação entre intensidade de agitação e resultados metalúrgicos, tem o
seguinte comportamento:
• inicialmente, pequenos graus de agitação não produzem efeitos sensíveis;
• a partir de um certo nível de agitação, há um salto nos ganhos metalúrgicos;
43
• segue um intervalo onde ganhos posteriores são marginais, não se justificando os custos
adicionais.
Figura 21 – Resultados metalúrgicos x Agitação [Danieli]
Porém, esta correlação não pode ser predita teoricamente e é dependente do tipo de aço a ser
lingotado e características da máquina. Deste modo, é preciso a realização de experiências
industriais, para que cada produtor tenha a melhor performance de seu equipamento de
agitação eletromagnética.
4. DESENVOLVIMENTO
Os testes foram realizados na máquina de lingotamento contínuo da Gerdau Açominas, uma
máquina de 6 veios, do fornecedor Danieli, com um raio de 9 metros e cinco zonas de
resfriamento secundário, tabela II.
Desta forma procurou-se avaliar os efeitos da corrente e frequência do agitador
eletromagnético e também teor de carbono, sem comprometimento dos requisitos de
qualidade e de produtividade, na bitola quadrado 130 mm.
Tabela II – Características da zona de resfriamento
44
Zona de
resfriamento
Comprimento
( m)
Nº de bicos spray
1ª 0,35 24
2ª 1,90 48
3ª 2,35 36
4ª 2,35 36
5ª 2,35 36
O agitador está localizado no molde, a 113mm do menisco, para o início do molde.
As características elétricas básicas do molde do agitador da Açominas são mostradas na tabela
III.
Tabela III - Características elétricas do M-EMS – Açominas
Frequência Hz 3 4 5 6
Potência Max. kVA 222 273 326 378
Potência ativa Max. kW 134 139 144 150
Tensão entre fase e neutro Max. V rms 92 114 136 158
Enrolamento Conexão trifásica em estrela
Isolamento Classe F
Freqüência de oscilação 3 Hz a 6 Hz
Corrente máxima 800 A rms
Algumas restrições quanto ao tipo de aço, parâmetros operacionais, tiveram que ser
respeitadas, logo, as condições experimentais são detalhadas a seguir:
• com o auxílio de um medidor de densidade de fluxo magnético, foram feitas medidas,
com o veio parado, variando os parâmetros corrente e frequência do agitador. Estas
medições foram feitas em diferentes pontos de profundidade no molde, possibilitando
assim a montagem da distribuição da densidade do fluxo magnético (Gauss) em função da
altura no molde. Assim, definiu-se trabalhar com a frequência de 6 Hz para levantamento
das curvas padrão de variação de amperagem em 4 corridas, baixo carbono (BC-JA),
médio carbono (MC-JA e MC-JP) e alto carbono (AC-JP) e para avaliação do efeito da
frequência, 1 corrida MC-JA com 4 Hz;
45
• durante a produção de cada corrida de aço no lingotamento contínuo, foram feitas
amostragens no veio 3, devido ao fato desta ser a posição mais próxima do tubo longo e
consequentemente corresponder a região do Distribuidor de maior temperatura do aço, ou
seja, na condição mais adversa para a qualidade.
• foram feitas alterações da corrente do agitador de 200 em 200 A, porém o agitador
desarmou com 800 A, logo, a saber, as correntes nominais experimentais foram 0, 200,
400, 600 e 700 A, sendo mantida a frequência em 6 Hz. No momento de retirada da
amostra, alterava-se a corrente do agitador, garantindo assim a representatividade da
mesma, quanto ao efeito da corrente do agitador.
• Complementando o bloco experimental procurou-se avaliar o efeito de frequência, no
nível de 4 Hz, em 1 corrida. A amostras foram coletadas seguindo o mesmo esquema de
experimentação com 6 Hz.
A tabela IV, apresenta as composições químicas dos aços avaliados, assim com a temperatura
média de lingotamento
Tabela IV – Composição química e temperatura média de lingotamento dos aços
Composição química Temperarura (°C) Tipo
Lingotamento C (%) Mn (%) Si (%) P (%) S (%) liquidus média
lingotamento
JP 0,62 0,54 0,22 0,017 0,009 1481 1519
JP 0,42 0,77 0,25 0,019 0,016 1495 1521
JA 0,29 1,37 0,20 0,017 0,010 1504 1535
JA 0,17 0,75 0,18 0,022 0,020 1516 1552
JA 0,26 0,71 0,22 0,019 0,012 1509 1547
A tabela V, mostra os aços e as respectivas correntes e frequências utilizadas para avaliação
dos resultados metalúrgicos.
Tabela V – Parâmetros do teste
46
Freq ( Hz ) Carbono ( % ) PEÇA Amperagem (A) Vel (m/min)
2 720 3,54
6 615 3,54
10 411 3,54
14 202 3,53
0,62
18 0 3,54
2 720 3,55
6 614 3,54
10 409 3,54
14 202 3,54
0,41
18 0 3,54
2 720 3,59
6 615 3,51
10 409 3,61
14 202 3,62
0,29
18 0 3,62
2 719 3,53
6 613 3,57
10 407 3,47
14 202 3,50
6
0,17
18 0 3,60
3 700 3,46
7 600 3,37
11 401 3,36
15 202 3,38
4 0,26
19 0 3,44
4.1. AMOSTRAGEM E PREPARO DOS CORPOS DE PROVA
47
Coletou-se, inicialmente, amostras de 500 mm em cada corrente.
Estas amostras, posteriormente, foram serradas, segundo o esquema da Figura 22.
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 e 12
Figura 22 – Esquema de corte da amostras
As amostras 1,3,5,7e 9, foram cortadas com 25 mm, para análise de inclusão.
As amostras 2,4,6,8e 10, foram cortadas com 15 mm, para análise de macro na face A e
análise de segregação na face B.
A amostra 11 foi cortada a 2 mm da região central, para análise de segregação.
A amostra 12, complemento da 11, para análise de macro.
A etapa de preparação de corpos-de-prova para os ensaios metalográficos e análise química, é
muito importante, porque influi diretamente nos resultados aparentes dos ensaios.
Para tal, são necessários equipamentos como : marcador industrial ; marcador numérico ;
serras alternativas ; serra de fita ; furadeira de coluna ; lixadeira manual ; lixadeira de cinta ;
moto-esmeril ; frezadora ; retífica ; cortador por disco abrasivo ; chapa elétrica ; cuba de vidro
; capela para ataques químicos ; politriz ; soprador térmico. Adicionalmente, estrita
obediência a padrões que serão descritos a seu tempo.
4.1.1. CORPO-DE-PROVA PARA ENSAIO DE MACROGRAFIA
O procedimento de preparação segue o seguinte roteiro:
• retirar o corpo-de-prova (CP) na seção transversal com espessura de 25 ± 5 mm;
• plainar a superfície a ser analisada e lixar, usando lixadeira manual com lixas de 60 mesh;
48
• colocar o CP numa cuba contendo ácido muriático, aquecido a (75 ± 5) ºC, a tabela VI,
apresenta o tempo de ataque em função do teor de carbono.
Tabela VI - Tempos de ataque
Faixa de carbono
(%)
Tempo de ataque
(min)
Até 0,24 03
0,25 a 0,44 02
0,45 a 0,95 01
• Retirar o CP e lavar em água corrente utilizando uma escova ou esponja.
• Colocar o CP numa cuba contendo sabão em pó e água, durante 05 minutos.
• Retirar o CP e lavar em água corrente utilizando uma escova ou esponja.
• Aspergir álcool sobre a superfície atacada.
• Secar o CP com soprador térmico.
4.1.2. LIMALHA PARA ANÁLISE DE SEGREGAÇÃO DE CARBONO
O procedimento de preparação e retirada da amostra, segue o seguinte roteiro:
AMOSTRA TRANSVERSAL:
• traçar a diagonal e determinar o centro da seção transversal;
• retirar uma quantidade mínima de 2 g de limalhas nos pontos indicados na figura 23,
utilizando broca de 6 mm de diâmetro;
• analisar o teor de carbono no equipamento LECO CS 244.
49
Figura 23 - Posição de amostragem para segregação de carbono
AMOSTRA LONGITUDINAL:
• cortar a amostra longitudinalmente, a 2 mm do centro,
• traçar a linha central, marcando o espaçamento de 10 em 10 mm;
• retirar uma quantidade mínima de 2 g de limalhas a cada 10 mm, utilizando broca de 6
mm de diâmetro;
• analisar o teor de carbono no equipamento LECO CS 244.
4.1.3. CORPO-DE-PROVA PARA DETERMINAÇÃO DO ÍNDICE DE LIMPIDEZ
O procedimento de preparação segue o seguinte roteiro, baseado na Norma JIS G 0555:1998:
• Retirar uma fatia na seção transversal da amostra com 15 ± 2 mm de espessura;
• Traçar o corpo-de-prova na fatia e retirar o corpo-de-prova da fatia conforme mostrado na
figura 24;
50
Figura 24 - Retirada do corpo de prova para análise de limpidez (dimensões em mm)
• Lixar a superfície do CP utilizando lixas nº 80 (cinta), 180, 320, 400 e 600. Cada
lixamento deve ser sempre executado no sentido perpendicular ao lixamento anterior, até
eliminarmos os riscos deste;
• Limpar bem as mãos e o corpo-de-prova quando mudar de lixa, para evitar a mistura de
abrasivos.
• Polir a superfície de ensaio utilizando feltro impregnado com pasta de diamante 3 a 6
µm.
• Lavar a superfície de ensaio sob água corrente, esfregando com algodão.
• Aspergir álcool sobre o corpo-de-prova, secando-o em seguida com soprador térmico.
4.2. CRITÉRIOS DE ANÁLISE
Foram utilizados padrões internos da Gerdau Açominas S/A, para avaliar a qualidade dos
produtos lingotados.
51
4.2.1. ÍNDICE DE LIMPIDEZ
Este ensaio define o percentual da área da mostra afetada pela inclusões. A determinação da
limpidez é feita através de um analisador de imagem e software específico da Leco, a saber,
IA 3001.
4.2.2. TRINCAS
Trincas são classificadas como internas , diagonais e centrais. A partir do tamanho da trinca
ou de uma combinação entre tamanho e número de trincas, se estabelece o grau de severidade.
TRINCA INTERNA
A figura 25, mostra o padrão para classificação do grau de severidade da trinca interna.
Grau
0 1 2 3 Comprimento
da trinca Número de trincas
0 - 5mm 0 1 – 10 11 – 15 ≥ 16
6 - 10mm 0 1 – 5 6 – 10 ≥ 11
11 - 15mm 0 1 – 3 4 – 6 ≥ 7
> 15mm 0 0 0 ≥ 1
Figura 25 – Padrão Gerdau Açominas, para classificação de trincas internas
52
TRINCA DIAGONAL
A figura 26, mostra o padrão para classificação do grau de severidade da trinca diagonal.
GRAU 0 1
Número de trincas Isento ≥ 1
Figura 26 - Padrão Gerdau Açominas, para classificação de trincas diagonais
TRINCA CENTRAL
A figura 27, mostra o padrão para classificação do grau de severidade da trinca central.
D
Grau 0 1 2
Diâmetro da
trinca (D) isento ≤ 20mm >20mm
Figura 27 - Padrão Gerdau Açominas, para classificação de trincas central
53
4.2.3. POROSIDADE CENTRAL
A figura 28, mostra o padrão para classificação do grau de severidade da porosidade.
D
Nível Diâmetro da área afetada por porosidade
0 D ≤ 4 mm
1 4 < D ≤ 6 mm
2 6 < D ≤ 8 mm
3 8 < D ≤ 10 mm
4 D > 10 mm
5 Rechupe
Figura 28 - Padrão Gerdau Açominas, para classificação de porosidade central
4.2.4. ZONA EQUIAXIAL
54
A medição da zona equiaxial, é feita tomando-se o lado maior da zona equiaxial e dividindo-a
pelo lado do tarugo, conforme mostra a figura 29, obtendo-se assim o valor em percentual, ou
seja, ZE = a / c * 100.
Figura 29 : Padrão Gerdau Açominas , para medição do percentual de zona equiaxial
55
5. RESULTADOS E DISCUSSÕES
5.1. PERFIL DE GAUSS
INFLUÊNCIA DA FREQUÊNCIA DO AGITADOR ELETROMAGNÉTICO NO
PERFIL GAUSS
A medição da densidade do fluxo magnético, feita ao longo da altura do molde, pode ser
observada na figura 30, onde, pode-se inferir que haveria uma relação crescente entre a
agitação do aço e a intensidade do fluxo magnético, que se distribui ao longo do molde em
função da posição, valor da corrente e frequência; o valor máximo é obtido a
aproximadamente 550 mm do topo do tubo de cobre.
Tubo 160 mm - 4HzTubo 160 mm - 6Hz
300
400
500
600
700
800
900
0 200 400 600 800 1000 1200
Gauss
Dis
tânc
ia d
o to
po tu
bo C
u (m
m)
201 A 409 A 613 A 719 A
300
400
500
600
700
800
900
0 200 400 600 800 1000 1200
Gauss
Dis
tânc
ia d
o to
po tu
bo C
u (m
m)
201 A 409 A 613 A 719 A
Figura 30 - Distribuição do perfil Gauss em função da frequência do agitador
eletromagnético Rotelec
INFLUÊNCIA DA ESPESSURA DA PAREDE DO TUBO DE COBRE NO PERFIL
GAUSS
A indução magnética B, dentro do aço é dependente da frequência do agitador, e a medida
que a frequência aumenta, a indução magnética diminui [Vilela e Soares (2002)]. O fenômeno
relacionado a este fato é chamado efeito Skin, de acordo com o qual as correntes parasitas se
concentram na parte exterior de um condutor elétrico se a frequência aumenta, tornando assim
menor a penetração do campo magnético no metal com o aumento da frequência.
56
Há uma frequência ótima, a partir da qual se tem perda do rendimento do, e mais, o tubo de
cobre produz uma grande atenuação do campo magnético quando se utiliza alta frequência.
agitador [Toledo et al (1995)] e [Zhang et al (2003].
Observando-se a figura 31, pode-se dizer que:
menor espessura da parede do tubo de cobre, implica em um perfil Gauss de maior
intensidade, ou seja, maior rendimento. Este fato está associado ao menor Efeito Skin.
Amperagem = 600 e Frequência = 4HzAmperagem = 600 e Frequência = 6Hz
300
400
500
600
700
800
900
200 300 400 500 600
Gauss
Dis
tânc
ia d
o to
po tu
bo C
u (m
m)
160 mm 130 mm
300
400
500
600
700
800
900
200 300 400 500 600 700
Gauss
Dis
tânc
ia d
o to
po tu
bo C
u (m
m)
160 mm 130 mm
Figura 31 - Distribuição do perfil Gauss do agitador eletromagnético Rotelec em função da
espessura da parede do tubo cobre
5.2. TRINCA INTERNA
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DO AGITADOR E DO TEOR DE
CARBONO
Testes industriais realizados em Oji Steel Co, no Japão, em uma máquina de Lingotamento
Contínuo de blocos, mostrou que com a utilização de EMS, não houve ocorrência de trincas
internas [Nakajima et al].
O risco de formação de trincas internas no lingotamento Contínuo, aumenta com a tendência
de se lingotar com altas velocidades – o que implica em altas taxas de extração de calor ,
tensões térmicas - e em pequenas seções [Sediako et al (1999)].
As trincas internas crescem unidirecionalmente entre as dendritas colunares [Tzavaras
(1984)].
57
Uma alta taxa de resfriamento secundário, pode implicar em um reaquecimento da superfície,
fazendo com que a mesma sofra reaquecimento e expansão e como consequência, cria-se uma
força trativa na região interna da pele solidificada, gerando assim trincas internas [Vilela e
Soares (2002)]. Um outro parâmetro do processo de lingotamento importante de ser
controlado é a temperatura de lingotamento, que quando excessiva, poderá afetar a estrutura
de solidificação, aumentando a extensão da zona colunar, a qual por sua vez, apresenta uma
tendência de trinca.
Observando-se as figuras 32 a 42, e tomando como critério de aprovação corridas com nível
1 (engloba também o nível 0), pode-se dizer que:
• para aços baixo, médio e alto carbono não se verificou relação entre o aumento da
agitação do aço, através do aumento da corrente do agitador eletromagnético e a
incidência de trincas internas; este fato seria esperado, uma vez que este tipo de trinca
estaria associado a uma alta taxa de refrigeração secundária
Note-se que a rotina normal de produção não permite que corridas com superaquecimento
excessivo sejam processadas. Na eventualidade de ser necessário lingotar tais corridas tal se
faz aumentando a taxa de água de resfriamento e, simultaneamente, diminuindo a velocidade
de lingotamento.
Figura 32 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
58
Figura 33 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C =
0,17% e Freq = 6 Hz
Figura 34 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
59
Figura 35- Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e
Freq = 6 Hz
Figura 36 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
60
Figura 37 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e
Freq = 6 Hz
Figura 38- Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
61
Figura 39 Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e
Freq = 6 Hz
Figura 40 - Distribuição dos resultados de Trinca Interna, para C = 0,26% e Freq = 4 Hz
62
Figura 41 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C = 0,26% e
Freq = 4 Hz
Figura 42 – Agrupamento Trinca Interna nível 0 e 1, em função do teor de carbono e da
corrente do agitador
AVALIAÇÃO DA VARIAÇÃO DA FREQUÊNCIA DO AGITADOR
Observando-se a figura 43, pode-se dizer que:
• para aços médio carbono não se verificou relação entre o aumento da frequência do
agitador eletromagnético e a incidência de trincas internas, uma vez que este defeito esta
63
associado a alta taxa de refrigeração secundário. Em outras palavras, os comentários feitos
acima também se aplicam neste caso.
0
20
40
60
80
100
0 200 400 600 800Amperagem
Trin
ca In
tern
a - n
ível
0 e
1 (%
)
6 Hz 4 Hz
Figura 43 - Trinca Interna nível 0 e 1, em função da frequência – C = 0,29% e freq: 6 Hz x C
= 0,26% e freq: 4 Hz
5.3. TRINCA DIAGONAL
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE E FREQUÊNCIA DO
AGITADOR, E DO TEOR DE CARBONO
As trincas diagonais, estão associadas ao defeito denominado romboidade, que é uma medida
da diferença das diagonais do tarugo, e que pode estar associado a problemas de conicidade
do tubo de cobre, alta velocidade de lingotamento, alta temperatura de lingotamento e
desalinhamento dos bicos de spray no resfriamento secundário.
Observando-se as figuras 44 e 45, pode-se dizer que:
• para aços baixo, médio e alto carbono não se verificou relação entre a agitação do aço,
proporcionada pelo agitador eletromagnético, e também da frequência deste com a
incidência de trincas diagonais; como citado acima este tipo de trinca estaria associado a
perda de simetria do tarugo, lingotado sob condições anormais que não puderam ser
ensaiadas.
64
Figura 44 - Distribuição dos resultados de Trinca Diagonal ( C =0,17; 0,29; 0,41 e 0,62% e
Freq = 6 Hz e também, C = 0,26% e freq = 4 Hz)
Figura 45 - Trinca Diagonal, nível 0, em função da corrente do agitador, para ( C =0,17;
0,29; 0,41 e 0,62% e Freq = 6 Hz e também, C = 0,26% e freq = 4 Hz),
65
5.4. TRINCA CENTRAL
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DO AGITADOR E DO TEOR DE
CARBONO
Com o aumento da extensão da estrutura de solidificação equiaxial, há uma diminuição do
tamanho e da severidade das trincas centrais, que se desenvolvem entre cristais colunares
[Moore (1984)].
Observando-se as figuras 46 a 56, pode-se dizer que:
• para aços baixo carbono, com o aumento da agitação do aço, através do aumento da
corrente do agitador eletromagnético, ocorre minimização de incidência de trinca central;
isto pode estar associado ao fato de que, para estes aços o superaquecimento para lingotar
é maior, o que por sua vez, pode gerar estas trincas. Como o agitador tem a característica
de ser dissipador do superaquecimento, implica em um aumento da extensão da estrutura
de solidificação equiaxial [Abbott et al (1992)], o mesmo agindo de maneira benéfica na
prevenção de trinca central.
• para aço médio e alto carbono não se verificou relação entre agitação do aço, através do
aumento da corrente do agitador eletromagnético e a incidência de trincas central. Note-se
que o superaquecimento empregado no lingotamento destes aços é inferior (5 oC e 10 oC
para médio e alto carbono, respectivamente).
66
Figura 46 - Distribuição dos resultados de Trinca Central , para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
Figura 47 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C
= 0,17% e Freq = 6 Hz
67
Figura 48- Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
Figura 49 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C
= 0,29% e Freq = 6 Hz
68
Figura 50 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
Figura 51 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C
= 0,41% e Freq = 6 Hz
69
Figura 52 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
Figura 53 - Trinca Central nível 0 (isenta) em função da corrente do agitador, para C =
0,62% e Freq = 6 Hz
70
Figura 54 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,26% e Freq = 4 Hz
Figura 55 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C
= 0,26% e Freq = 4 Hz
71
0
20
40
60
80
100
0 200 400 600 800
Amperagem
Tin
ca C
entr
al -
níve
l 0 (%
)
0,17 0,29 0,41 0,62
Figura 56 – Agrupamento trinca central nível 0 (isento), em função do teor de carbono e da
corrente do agitador
AVALIAÇÃO DA VARIAÇÃO DA FREQUÊNCIA DO AGITADOR
Observando-se a figura 57, pode-se dizer que para aço médio carbono (0,26% de carbono),
sem agitação, 80% das amostras apresentou trinca central no nível 0 (isento) e que com um
mínimo de agitação (200 A), este patamar passou para 100% ; este seria o efeito esperado,
evidenciando os efeitos da menor freqüência e agitação.
72
60
70
80
90
100
0 200 400 600 800
Amperagem
Tin
ca C
entr
al -
níve
l 0 (%
)
6 Hz 4 Hz
Figura 57 - Trinca central nível 0 (isento), em função da frequência – C = 0,29% e freq: 6 Hz
x C = 0,26% e freq: 4 Hz
5.5. POROSIDADE CENTRAL
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DO AGITADOR E DO TEOR DE
CARBONO
Com a utilização do M-EMS, verifica-se uma relação direta entre a extensão da estrutura
equiaxial e o diâmetro da porosidade central [ABB], [Vilela e Soares (2002)], [Glaws et al
(1991)] e [Papay et al (1993)].
A porosidade central está associada com a formação de pontes de solidificação e consequente
interrupção do suprimento de líquido, estando relacionada ao alto superaquecimento [Moore
(1984)].
Com o uso do EMS, a porosidade residual é limitada e regularmente distribuída, e que esta
porosidade residual, pode ser explicada pela contração correspondente a cada grão equiaxial
[Alberny e Birat (1976)].
Observando-se as figuras 58 a 68, e tomando como critério de aprovação corridas com nível 1
(que engloba o nível 0), pode-se dizer que para aços baixo, médio e alto carbono verificou-se
relação entre o aumento da agitação do aço, através do aumento da corrente do agitador
eletromagnético e a diminuição do diâmetro da porosidade central.
73
Figura 58- Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
Figura 59 - Porosidade central nível 0 e 1, em função da corrente do agitador, para C
= 0,17% e Freq = 6 Hz
74
Figura 60 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
Figura 61 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,29% e Freq = 6 Hz
75
Figura 62 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
Figura 63 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,41% e Freq = 6 Hz
76
Figura 64 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
Figura 65 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,62% e Freq = 6 Hz
77
Figura 66 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,26% e Freq = 4 Hz
Figura 67 - Porosidade central nível 0 e 1 em função da corrente do agitador, para C =
0,26% e Freq = 4 Hz
78
Figura 68 - Agrupamento, porosidade central nível 0 e 1, em função do teor de carbono e da
corrente do agitador
AVALIAÇÃO DA VARIAÇÃO DA FREQUÊNCIA
Não se observou, para aço médio carbono, figura 69, relação entre a diminuição da frequência
do agitador eletromagnético e a minimização do diâmetro da porosidade central.
0
20
40
60
80
100
0 200 400 600 800
Amperagem
Poro
sida
de -
níve
l 0 e
1 (%
)
4Hz 6 Hz
Figura 69 - Porosidade central nível 0 e 1, em função da frequência – C = 0,29% e freq: 6 Hz
x C = 0,26% e freq: 4 Hz
5.6. BOLHA (PINHOLE E BLOWHOLE)
79
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DO AGITADOR E DO TEOR DE
CARBONO
Uma maior velocidade de agitação obtida com o uso do EMS, implicaria em uma menor
formação de bolhas de gás na frente de solidificação, que posteriormente se tornariam
pinholes e blowholes [Vilela e Soares (202)], [Birat (1984)] e [Hachl e Hanley (1993)]. Isto se
deveria ao impedimento da nucleação de bolhas, causado pela lavagem da frente de
solidificação que removeria o carbono acumulado localmente em função da segregação e
também pela remoção física das bolhas pelo fluxo -centrifugação.
Há controversias a respeito da efetividade do uso do EMS:
• [Moore e Shah]: há supressão dos blowholes com o uso do EMS;
• Adachi et al ]: destacam que com o uso do M-EMS há uma redução em quantidade e
tamanho dos blowholes e redução da quantidade de pinholes ;
• [Birat ]: tarugos de aço com baixa desoxidação e também em aços rimmed equivalente,
com 0,4 - 0,6 %C e 80-300 ppm de oxigênio, lingotadas continuamente com a utilização
de EMS, o blowhole superficial é praticamente suprimido e o blowhole remanescente no
interior é extremamente reduzido;
• [Glaws et al ]: com a utilização do M-EMS em lingotamento de bloco há uma completa
supressão dos pinholes na região próxima a superfície.
Observando-se as figuras 70 a 80, pode-se dizer que:
• para aço baixo carbono, com lingotamento em jato aberto, não se verifica relação entre o
aumento da agitação do aço e minimização da incidência de bolhas;
• para aço médio carbono (0,29% e 0,26%), com lingotamento em jato aberto, verifica-se
que com uma alta corrente (na faixa de 700 A) há uma tendência de minimização da
incidência de bolhas;
• aço médio e alto carbono (carbono 0,41 e 0,62%), com lingotamento em jato protegido,
não se verifica relação entre o aumento da agitação do aço e minimização da incidência
de bolhas.
80
Figura 70 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
Figura 71 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq
= 6 Hz
81
Figura 72 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
Figura 73 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq
= 6 Hz
82
Figura 74 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
Figura 75 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq
= 6 Hz
83
Figura 76 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
Figura 77 - Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq
= 6 Hz
84
Figura 78 - Distribuição dos resultados de bolha, para C = 0,26% e Freq = 4 Hz
Figura 79- Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,26% e Freq =
4 Hz
85
0
20
40
60
80
100
0 200 400 600 800
Amperagem
Bol
ha -
níve
l 0 (%
)
0,17 0,29 0,41 0,62
Figura 80 – Agrupamento, Bolha nível 0, em função do teor de carbono e da corrente do
agitador
A utilização do M-EMS, não parece ter sido fator determinante na isenção de bolhas. Note-se
entretanto que as corridas analisadas apresentavam número absoluto de bolhas extremamente
baixo (máximo de sete bolhas em uma seção de 130 x 130 mm), em patamares que
dificilmente poderiam constituir um problema de qualidade. O fator preponderante para se ter
uma corrida apresentando bolhas em quantidade e tamanho acima de um nível crítico é o
controle do nível de oxidação das corridas, tanto no processo de metalurgia secundária como
na proteção do jato de aço entre a Panela e Distribuidor (válvula longa) e também entre
Distribuidor e molde ( válvula submersa).
AVALIAÇÃO DA VARIAÇÃO DA FREQUÊNCIA DO AGITADOR
Observando-se a figura 81, pode-se dizer que para aço médio carbono não se verificou relação
entre a diminuição da frequência do agitador eletromagnético e a minimização da incidência
de bolhas. Note-se que, de qualquer modo, cerca de 60% das corridas apresentam bolhas
porém em nível irrisório.
86
0
20
40
60
80
100
0 200 400 600 800
Amperagem
Bol
has
- nív
el 0
(%
)
6 Hz 4 Hz
Figura 81 - Bolha nível 0 (isento), em função da frequência – C = 0,29% e freq: 6 Hz x C =
0,26% e freq: 4 Hz
5.7. ZONA EQUIAXIAL
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DO AGITADOR E DO TEOR DE
CARBONO NA OTIMIZAÇÃO DA ESTRUTURA DE SOLIDIFICAÇÃO
EQUIAXIAL
Em uma máquina de Lingotamento Contínuo de blocos, equipada com EMS, uma maior
agitação se traduz na obtenção de uma estrutura de solidificação equiaxial mais extensa
[Sediako et al (1999)], [Anton et al (2002)], [Alberny e Birat (1976)], [Gray et al (1984)],
[Birat (1984) ], [Komatsu et al (1984)] e [Dauby et al (2002)].
No lingotamento continuo de um aço com 0,47% de carbono, utilizando M-EMS, há uma
diminuição do crescimento dos cristais colunares e formação de uma grande zona equiaxial. A
turbulência associada ao uso do M-EMS aumenta a transmissão térmica, eliminando o
superaquecimento, e também destaca pontas de dendritas que por sua vez irão gerar os cristais
equiaxiais [Toledo et al (1995)]. Mais, com a dissipação do superaquecimento, há um
aumento da taxa de sobrevivência destes núcleos [Abbott et al (1992)].
Há uma forte relação entre a dissipação do superaquecimento e a extensão da zona equiaxial
[Agarwal et al (1984)], [Ludlow et al (2001)], {Lait e Brimacombe (1982)] e [Dauby et al
(2002)].
Uma representação é mostrada figura 82, onde se vê à esquerda o estado do processo de
solidificação sem o M-EMS, apresentando pouca dissipação do calor, consequentemente, uma
87
zona pastosa pequena e com alguns cristais equiaxiais. Já à direita, observa-se que com a
utilização do M-EMS, se tem uma maior dissipação do calor e consequentemente uma longa
zona pastosa, com muitos cristais equiaxiais.
sem M-EMS com M-EMS
Figura 82: Esquema de dissipação de calor e estrutura de solidificação com e sem M-EMS
[Dauby et al (2002)]
A utilização do EMS possibilita o lingotamento com alto superaquecimento e a obtenção de
estrutura equiaxial, tal como seria obtida com baixo superaquecimento, o que
operacionalmente se traduz em redução do número de obstruções da válvula de lingotamento
[Moore e Shah (1984)], [ABB].
relatam que com a utilização do M-EMS, há um aumento da extensão da estrutura de
solidificação equiaxial de 25 para 50% [Adachi et al (1984)], valor este, superior ao
observado por [Papay et al (1993)], que está na faixa de 30-40% de aumento.
Observando-se as figuras 83 a 89, pode-se dizer que:
• para aços baixo, médio e alto carbono verifica-se relação crescente entre a agitação do
aço, e o percentual de zona equiaxial ;
• aparentemente para correntes superiores a 700 A ocorreria a reversão desta tendência,
uma vez que o percentual de zona equiaxial diminui.
88
Figura 83 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
Figura 84 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
89
Figura 85 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
Figura 86 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
90
40
45
50
55
0 200 400 600 800Am pe ra ge m
Zona
equ
iaxi
al (%
)
Figura 87 - Zona equiaxial, em função da corrente do agitador, para C = 026% e Freq = 4 Hz
0
20
40
60
80
0 100 200 300 400 500 600 709
Amperagem
Zona
Equ
iaxi
al (%
)
0,17 0,29 0,41 0,62
Figura 88 - Zona equiaxial, em função do teor de carbono e da corrente do agitador
EFEITO DA VARIAÇÃO DA FREQUÊNCIA SOBRE A ZONA EQUIAXIAL
91
Como sugere a figura 89, para aço médio carbono não se verificou relação entre a frequência
do agitador e aumento relativo do percentual de zona equiaxial.
40
50
60
70
80
0 200 400 600 800
Amperagem
Zona
equ
iaxi
al (%
)
6 Hz 4 HZ
Figura 89 - Zona equiaxial, em função da freqüência. 0,29% C e 6 Hz vs 0,26% C e 4 Hz
5.8. SEGREGAÇÂO
AMOSTRA TRANSVERSAL - AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DO
AGITADOR E DO TEOR DE CARBONO NA OTIMIZAÇÃO DA SEGREGAÇÃO
No aços produzidos em uma máquina de Lingotamento Contínuo de tarugos equipada com o
M-EMS, existe uma relação entre agitação e melhoria na segregação de carbono, e mais,
chega-se a um ponto ótimo, onde maior agitação não se traduz ganhos em termos de,
acrescentando ainda, que há uma relação entre o aumento da extensão da estrutura de
solidificação equiaxial e uma melhoria do parâmetro segregação segregação [Ludlow et al
(1984)], [Abbott et al (1992)], {Fherton (1997)], confirmam esta relação entre zona equiaxial
e segregação. Uma maior dissipação do calor no molde, implica na obtenção de produtos com
menor segregação, fato comprovado para tarugo de seção quadrada 140 mm e bloco de seção
quadrada 180 mm. Porém, não se observa este efeito no tarugo de seção quadrada de 120 mm
[Ludlow et al (2001)]. Com EMS, os eventos de qualidade junto à linha central, tipo
segregação, são minorados, mas não são eliminados. Ao invés de grandes vazios e grandes
áreas segregadas na região central, obtém-se uma redução do tamanho e uma melhor
distribuição [Tzavaras (1984)].
92
Com a utilização do M-EMS tem-se uma menor segregação central desde que o carbono seja
inferior a 0,5%, e não se observa formação de banda branca. Para aços alto carbono a
segregação continua a ser um problema, mesmo com uma grande extensão de zona equiaxial
Para aços alto carbono e altas ligas, a opção ótima é a utilização da combinação M+F-EMS
[Vilela e Soares (2002)]
Em experimentos na Usina Chaparral Steel – USA, o EMS, produziu uma melhora na
segregação da linha central, e os melhores resultados foram alcançados em aços com 0,4%
carbono [Gray et al (1984)].
Parâmetros importantes na coleta de amostra, são diâmetro da broca e a profundidade de
retirada da amostra, pois tem um considerável efeito no resultado da análise de segregação
[Moore (1984)].
Observando-se as figuras 90 a 100, e tomando como critério de aprovação C0/C80 ≤ 1,15,
pode-se dizer que para aços baixo e médio carbono, com ou sem agitação, atende-se ao
critério de aprovação, com uma aparente melhoria com o aumento da corrente. Este
comportamento não é observado com aços alto carbono.
Figura 90 - Segregação, em função da corrente do agitador; C = 0,17% e Freq = 6 Hz
93
Figura 91 - Segregação, em função da corrente do agitador; C = 0,29% e Freq = 6 Hz
Figura 92 - Segregação, em função da corrente do agitador; C = 0,41% e Freq = 6 Hz
94
Figura 93 - Segregação, em função da corrente do agitador ; C = 0,62% e Freq = 6 Hz
Figura 94 - Segregação, em função da corrente do agitador ; C = 0,26% e Freq = 4 Hz
95
Figura 95 – Agrupamento Segregação, em função do teor de carbono e da corrente do
agitador
TEOR DE CARBONO NO CENTRO C0 – AMOSTRA TRANSVERSAL
0,160
0,180
0,200
0,220
0 200 400 600 800
Amperagem
C0
(%)
Figura 96 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
96
0,300
0,320
0,340
0,360
0 200 400 600 800
Amperagem
C0
(%)
Figura 97 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
0,400
0,425
0,450
0,475
0,500
0 200 400 600 800
Amperagem
C0
(%)
Figura 98 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
0,550
0,650
0,750
0,850
0 200 400 600 800
Amperagem
C0
(%)
Figura 99 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
97
0,26
0,30
0,34
0,38
0 200 400 600 800
Amperagem
C0
(%)
Figura 100 - C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 4 Hz
AVALIAÇÃO DA VARIAÇÃO DA FREQUÊNCIA DO AGITADOR NA
OTIMIZAÇÃO DA SEGREGAÇÃO
Como sugere a figura 101, para aço médio carbono, verifica-se a mesma tendência relativa de
melhoria dos índices de segregação, quer se trabalhe com 4 ou 6 Hz.
Figura 101 - Segregação, em função da frequência. 0,29% C e 6 Hz vs 0,26% C e 4 Hz
98
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DE AGITAÇÃO SOBRE A
VARIABILIDADE DA CONCENTRAÇÃO DE CARBONO NA LINHA CENTRAL
De acordo com as figuras 102 a 111, pode-se dizer que, para aços baixo e médio, os valores
de C na linha central se aproximam do valor nominal (amostragem no distribuidor a 100
toneladas) quando se empregam correntes crescentes no agitador. Mais, observa-se que para
todos os grau de aço ( BC, MC e AC), a variabilidade também é diminuida, quando se
emprega altas corrente ( 700 A).
0,15
0,18
0,20
0,23
0,25
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Pontos amostragem
C (%
)
0 202 407 613 719
Figura 102 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
0,250,280,310,340,370,40
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Pontos amostragem
C (%
)
0 202 401 600 700
Figura 103 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
99
0,350,38
0,410,44
0,470,50
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10Pontos amostragem
C (%
)
0 202 409 614 720
Figura 104 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
0,580,620,660,700,740,78
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Pontos amostragem
C (%
)
0 202 411 615 720
Figura 105 - Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
0,28
0,31
0,33
0,36
0,38
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Pontos amostragem
C (%
)
0 202 409 615 720
Figura 106 – Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,26% e Freq = 4 Hz
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DE AGITAÇÃO SOBRE A
DISTRIBUIÇÃO DO TEOR DE CARBONO NA LINHA CENTRAL
100
Figura 107 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função da
amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,17% e Freq. = 6 Hz (a = 0 A, b = 202 A, c =
407 A, d = 613 A , e = 719 A)
101
Figura 108 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função da
amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,29% e Freq. = 6 Hz (a = 0 A, b = 202 A, c =
409 A, d = 615 A , e = 720 A)
102
Figura 109 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função da
amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,41% e Freq. = 6 Hz (a = 0 A, b = 202 A, c =
409 A, d = 614 A , e = 720 A)
103
Figura 110 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função da
amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,62% e Freq. = 6 Hz (a = 0 A, b = 202 A, c =
411 A, d = 615 A , e = 720 A)
104
Figura 111 - Distribuição do teor de carbono ao longo do eixo central (Co), em função da
amperagem do agitador eletromagnético, C = 0,26% e Freq. = 6 Hz (a = 0 A, b = 202 A,
c = 401A, d=600A, e= 700 A)
105
EFEITO DA FREQUÊNCIA DO AGITADOR
Observando-se a figura 112, pode-se dizer que para aço médio carbono não existe evidência
de diferença de comportamento do teor de carbono ao longo do eixo da amostra longitudinal,
com o aumento da frequência do agitador eletromagnético. O efeito único observado é
relativo à corrente de agitação, maior corrente, menor variabilidade do teor de carbono.
Figura 112 - Co, em função da frequência e da amperagem do agitador eletromagnético
a – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 0 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 0 A ;
b – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 202 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 202 A ;
c – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 401 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 409 A ;
d – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 600 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 615 A ;
e – Freq: 4 Hz, C= 0,26% e 700 A x , Freq: 6 Hz, C= 0,29% e 720 A
106
AVALIAÇÃO DA RELAÇÃO ENTRE ZONA EQUIAXIAL E SEGREGAÇÃO
Observando-se as figuras 113 a 117 pode-se dizer que para aços baixo, médio e alto carbono
não se observa uma relação inequívoca entre o aumento da extensão da estrutura de
solidificação equiaxial e diminuição do valor de segregação. Uma das amostras, mesmo
apresentando fração nula de zona equiaxial, atende ao critério de liberação.
Amostra transversal Amostra longitudinal
1,000
1,050
1,100
1,150
1,200
1,250
1,300
30 35 40 45 50
Zona equiaxial (%)
C0/
C80
0,180
0,190
0,200
0,210
0,220
30 35 40 45 50
Zona equiaxial (%)
C0
méd
io (%
)
Figura 113 - Relação entre Zona Equiaxial e Segregação; C = 0,17% e Freq = 6Hz
Amostra transversal Amostra longitudinal
1,000
1,040
1,080
1,120
1,160
68 70 72 74 76 78
Zona equiaxial (%)
C0/
C80
0,300
0,310
0,320
0,330
0,340
68 70 72 74 76 78
Zona equiaxial (%)
C0
méd
io (%
)
Figura 114 - Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,29% e Freq = Hz
Amostra transversal Amostra longitudinal
g g
0,960
1,000
1,040
1,080
1,120
0 10 20 30 40 50
Zona equiaxial (%)
C0/
C80
0,400
0,410
0,420
0,430
0,440
0,450
0 10 20 30 40 50
Zona equiaxial (%)
C0
méd
io (%
)
Figura 115 – Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
107
Amostra transversal Amostra longitudinal
1,000
1,040
1,080
1,120
1,160
1,200
40 45 50 55 60 65
Zona equiaxial (%)
C0/
C80
0,620
0,640
0,660
0,680
0,700
40 45 50 55 60 65
Zona equiaxial (%)
C0
méd
io (%
)
Figura 116 – Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz Amostra transversal Amostra longitudinal
0,290
0,300
0,310
0,320
0,330
42 44 46 48 50 52 54
Zona equiaxial (%)
C0
méd
io (%
)
1,080
1,120
1,160
1,200
1,240
42 44 46 48 50 52 54
Zona equiaxial (%)
C0/
C80
Figura 117- Relação entre Zona Equiaxial e Segregação, para C = 0,26% e freq = 4 Hz Em função do exposto anteriormente -- análise da segregação C0/C80, variabilidade do valor
de C0, relação entre zona equiaxial e segregação C0/C80 – e das macrografias das amostras
longitudinais, pode-se dizer que:
• existem, aparentemente, pontes de solidificação e o mini-lingote associado, nas amostras
isentas de estrutura de solidificação equiaxial (aço com C=0,41% e corrente agitador de 0
e 202 A); tal se infere em função do tamanho e frequência das porosidades centrais
evidenciadas;
• a avaliação da relação C0/C80 na amostra transversal, não parece ser um método
representativo;
• a análise de carbono ao longo do eixo da amostra longitudinal, parece ser mais
representativa, pois mostra a variação do teor de carbono ao longo da mesma, permitindo
que eventuais variações devidas a defeitos pontuais sejam amortecidos;
108
• a estrutura de solidificação varia de modo acentuado, apresentando seções isentas de
porosidade, com porosidade, valores variáveis segregação; não parece haver relação entre
esta estrutura e a corrente do agitador (velocidade de agitação);
• Observa-se que com a utilização do M-EMS com uma alta corrente, ou seja, com alta
velocidade de agitação, propicia os resultados de carbono ao longo do eixo da amostra
transversal, com menor variabilidade.
5.9. LIMPIDEZ
AVALIAÇÃO DA INFLUÊNCIA DA CORRENTE DO AGITADOR E DO TEOR DE
CARBONO
Em um lingotamento com jato aberto, o M-EMS produz um fluxo que aprofunda o menisco,
arrastando as inclusões para o centro, evitando que as mesmas sejam aprisionadas na primeira
pele de solidificação. Mais, o fluxo de aço líquido a altas velocidades ao longo da frente de
solidificação, reduz o risco de aprisionamento das inclusões não-metálicas pelo crescimento
das dendritas; este fenômeno é conhecido como efeito lavagem [Birat (1984)].
Alguns resultados de máquina de lingotamento de blocos, mostram uma redução de índice de
inclusão de 35% na região do raio interno e uma aumento da concentração de inclusão de
47% na porção central [Glaws et al [1991)], outros, mostram que em uma máquina de tarugo,
seção quadrada de 150 mm, a acumulação de inclusões pode ser prevenida [Nakata et al
(2002)], e há ainda, resultados industriais da Usina USS/ Kobe steel, em aços 1010, 1026 e
4118, onde a redução do número de inclusões subsuperficiais aprisionadas na área
interdendrítica foi de 2/3 [Papay et al (1993)].
Este efeito benéfico, da utilização do M-EMS e arraste da escória para o centro dos tarugos,
na Usina Findia Steel, em tarugos de seção quadrada de 115 e 150 mm, também propiciou
uma significativa redução dos rompimento de veios (breakouts).
Observando-se as figuras 118 a 123, pode-se dizer que:
• para aços baixo carbono, se verifica relação entre a agitação do aço e o grau de limpidez;
• para aços médio carbono lingotados com jato aberto, não se verifica relação entre a
agitação do aço e o grau de limpidez; verifica-se a exigência de uma relação para o caso
de jato protegido.
109
• para aços alto carbono lingotados com jato protegido, não se verifica relação entre a
agitação do aço e o grau de limpidez.
0,180
0,220
0,260
0,300
0,340
0,380
0 200 400 600 800
Amperagem
Lim
pide
z (%
)
Figura 118 – Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,17% e Freq = 6 Hz
0,160
0,200
0,240
0,280
0 200 400 600 800
Amperagem
Lim
pide
z (%
)
Figura 119 - Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz
0,200
0,230
0,260
0,290
0,320
0,350
0 200 400 600 800
Amperagem
Lim
pide
z (%
)
Figura 120 - Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz
110
0,120
0,140
0,160
0,180
0,200
0,220
0 200 400 600 800
Amperagem
Lim
pide
z (%
)
Figura 121 - Limpidez, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 6 Hz
0,200
0,220
0,240
0,260
0,280
0,300
0,320
0 200 400 600 800
Amperagem
Lim
pide
z (%
)
Figura 122 - Limpidez em função da corrente do agitador, para C = 0,26% e Freq = 4 Hz
0,100
0,200
0,300
0,400
0 200 400 600
Amperagem
Lim
pide
z (%
)
0,29 0,17 0,41 0,62
Figura 123 – Agrupamento Limpidez , em função do teor de carbono e da corrente do
agitador
111
A utilização do M-EMS, não parece ter sido fator determinante na isenção de inclusões. Note-
se entretanto que as corridas analisadas apresentavam percentual de área com inclusão abaixo
de 0,30%, valor este, em patamares que dificilmente poderiam constituir um problema de
qualidade para o mix atual de produção. Mais uma vez, pode-se dizer que o fator
preponderante para se ter uma corrida apresentando baixo nível de inclusão é o controle do
nível de oxidação das corridas, tanto no processo de metalurgia secundária como na proteção
do jato de aço entre a Panela e Distribuidor (válvula longa) e também entre Distribuidor e
molde ( válvula submersa).
INFLUÊNCIA DA FREQUÊNCIA DO AGITADOR
Como sugere a figura 124, para aço médio carbono não se verificou relação entre a frequência
do agitador e aumento do grau de limpidez do aço.
0,150
0,190
0,230
0,270
0,310
0,350
0 200 400 600 800
Amperagem
Lim
pide
z (%
)
4 Hz 6 Hz
Figura 124- Limpidez ,em função da frequência, C = 0,29% e freq = 6Hz vs C = 0,26% e
Freq = 4 Hz
A tabela VII, apresenta o fechando da análise dos efeitos da variação de corrente e/ou
frequência do agitador eletromagnético no molde nos resultados metalúrgicos de aços
lingotados continuamente.
112
Tabela VII – Quadro resumo dos resultados da variação de corrente e/ou frequência do agitador eletromagnético no molde
Baixo Carbono Médio Carbono Alto Carbono Médio Carbono
Imperceptível
Imperceptível
Reduz com progressivo aumento da corrente Imperceptível
Imperceptível
Imperceptível - jato aberto
Reduz com alta corrente - jato aberto Imperceptível - jato
protegido
Imperceptível - jato protegido Imperceptível
Amostra transversal C0/C80 Imperceptível Imperceptível
Amostra longitudinal Co
Há uma menor variabilidade dos resultados para
alta corrente (700 A)
-
Relação com Zona equiaxial -
reduz com alta corrente - jato aberto
Reduz com alta corrente - jato
protegido Imperceptível - jato
aberto
Imperceptível - jato protegido Imperceptível
EFEITO DA VARIAÇÂO DOS PARÂMETROS CORRENTE E FREQUÊNCIA DO AGITADOR ELETROMAGNÉTICO NO MOLDE
Há uma menor variabilidade dos resultados e uma tendência ao valor nominal para alta
corrente (700 A)
Grupo AçosCORRENTE DO M-EMSRESULTADO
METALURGICO FREQUÊNCIA DO M-EMS
Trincas Central
Imperceptível
Imperceptível
Imperceptível
Trincas Internas
Trincas Diagonal
Reduz já com pequena de corrente
Inclusão
Relação tende melhorar com alta corrente (700A)
Imperceptível
Porosidade central
Bolhas (Blowhole)
Segr
egaç
ão
6. CONCLUSÕES
Dos resultados decorrentes da variação de corrente e frequência do M-EMS, para os aços
lingotados na bitola seção quadrada de 130 mm e velocidade objetivada de 3,5 m/mim, e no
caso específicos dos aços produzidos e ensaiados na planta industrial da Gerdau-Açominas,
Ouro Branco, conclui-se:
• com relação ao Equipamento M-EMS, nas condições de lingotamento experimentadas,
pode-se dizer que o seu benefício quanto a resultados metalúrgicos não são tão evidentes,
113
como uma análise da literatura normalmente indica. Isto se deve possivelmente à melhoria
geral da tecnologia de fabricação de aço em relação à época em que agitadores
eletromagnéticos foram introduzidos e comercializados como solução para diversos
problemas de qualidade; aços hoje, principalmente na rota AF-LD, são muito superiores
em termos de controle de inclusões, composição química e temperatura.
• quanto ao aspecto de produtividade, podemos destacar que, como um equipamento
dissipador de calor, o M-EMS, possibilita o lingotamento de tarugos em alta velocidade,
mesmo com superaquecimento elevado.
• além deste aspecto, o emprego do M-EMS conduz à minimização de rompimento de
veios (breakouts), presumivelmente por se obter uma pele mais sadia em termos de
espessura e conteúdo de inclusões.
• O método de análise de segregação na amostra transversal, C0/C80, é menos
representativo que o método de amostragem no eixo longitudinal, uma vez que eventuais
variações devidas a defeitos pontuais são amortecidos. Mais, esta amostragem
longitudinal, associada a sua correspondente macrografia é uma poderosa ferramenta de
avaliação, quando se tem o feedback doLaminador de fio-máquina e do trefilador,
podendo gerar um padrão, a partir do qual pode-se liberar corrida com muito mais
confiança.
• os resultados são válidos para as condições aqui ensaiadas. A avaliação do desempenho de
agitadores eletromagnéticos deve ser feita caso a caso, de modo a incluir tanto a geometria
do lingotado e condições operacionais da máquina bem com detalhes específicos da
metalurgia primária e secundária. Este trabalho aponta uma metodologia de análise que
pode ser seguida e/ou adaptada.
114
7. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
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117
8. ANEXOS
8. ANEXOS
Anexo 1: Carbono 0,17%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 0 A
Anexo 2: Carbono 0,17%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 202 A
Anexo 3: Carbono 0,17%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 407 A
Anexo 4: Carbono 0,17%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 613 A
Anexo 5: Carbono 0,17%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 719 A
Anexo 6: Carbono 0,26%, Amostra transversal , Freq: 4Hz , 0 A
Anexo 7: Carbono 0,26%, Amostra transversal , Freq: 4Hz , 202 A
Anexo 8: Carbono 0,26%, Amostra transversal , Freq: 4Hz , 401 A
Anexo 9: Carbono 0,26%, Amostra transversal , Freq: 4Hz , 600 A
Anexo 10: Carbono 0,26%, Amostra transversal , Freq: 4Hz , 700 A
Anexo 11: Carbono 0,29%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 0 A
Anexo 12: Carbono 0,29%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 202 A
Anexo 13: Carbono 0,29%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 409 A
Anexo 14: Carbono 0,29%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 720 A
Anexo 16: Carbono 0,41%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 0 A
Anexo 17: Carbono 0,41%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 202 A
Anexo 18: Carbono 0,41%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 409 A
Anexo 19: Carbono 0,41%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 614 A
Anexo 20: Carbono 0,41%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 720 A
Anexo 21:Carbono 0,62%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 0 A
Anexo 22: Carbono 0,62%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 202 A
Anexo 23: Carbono 0,62%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 411 A
Anexo 24: Carbono 0,62%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 615 A
Anexo 25: Carbono 0,62%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 720 A