DISSERTAÇÃO_ LingotamentoContínuoTarugos.PDF

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


Hz

58


0,29% e Freq = 6 Hz

59


Hz

59


0,41% e Freq = 6 Hz

60


Hz

60


0,62% e Freq = 6 Hz

61


Hz

61


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


Hz

68

Figura 51 - Trinca Central nível 0 (isento) em função da corrente do agitador, para C =

0,41% e Freq = 6 Hz

68


Hz

69

Figura 53 - Trinca Central nível 0 (isenta) em função da corrente do agitador, para C

= 0,62% e Freq = 6 Hz

69


Hz

70


= 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


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


6 Hz

75


0,41% e Freq = 6 Hz

75

Figura 64 - Distribuição dos resultados de Porosidade central, para C = 0,62% e Freq

= 6 Hz

76


0,62% e Freq = 6 Hz

76


4 Hz

77


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 73 -Bolha nível 0 (isento), em função da corrente do agitador, para C = 0,29% e

Freq = 6 Hz

81



e Freq = 6 Hz

82


IX


e Freq = 6 Hz

83



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


= 6 Hz

88


= 6 Hz

89


= 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 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


X




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


6 Hz

98

Figura 104

- Evolução C0, em função da corrente do agitador, para C = 0,41% e Freq =

6 Hz

99


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



0 A, b = 202 A, c = 409 A, d = 615 A , e = 720 A)

101



0 A, b = 202 A, c = 409 A, d = 614 A , e = 720 A)

102



0 A, b = 202 A, c = 411 A, d = 615 A , e = 720 A)

103



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


Hz

109


Hz

109

Figura 121 - Limpidez, em função da corrente do agitador, para C = 0,62% e Freq = 6

Hz

110


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

•

•

•

•

•

•

•

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.

20

•

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•

•

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•

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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


0,17% 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


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


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


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


= 0,17% e Freq = 6 Hz

67

Figura 48- Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,29% e Freq = 6 Hz


= 0,29% e Freq = 6 Hz

68

Figura 50 - Distribuição dos resultados de Trinca Central, para C = 0,41% e Freq = 6 Hz


= 0,41% 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

70



= 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



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


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


0,29% e Freq = 6 Hz

75



0,41% e Freq = 6 Hz

76



0,62% e Freq = 6 Hz

77



0,26% e Freq = 4 Hz

78

Figura 68 - Agrupamento, porosidade central nível 0 e 1, em função do teor de carbono e da


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


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.


• 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



= 6 Hz

82



= 6 Hz

83



= 6 Hz

84


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).


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


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.


• 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


89



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



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

(%)


0,400

0,425

0,450

0,475

0,500

0 200 400 600 800

Amperagem

C0

(%)


0,550

0,650

0,750

0,850

0 200 400 600 800

Amperagem

C0

(%)


97

0,26

0,30

0,34

0,38

0 200 400 600 800

Amperagem

C0

(%)


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


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


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


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



409 A, d = 615 A , e = 720 A)

102



409 A, d = 614 A , e = 720 A)

103



411 A, d = 615 A , e = 720 A)

104


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


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


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


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


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).


• 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 (%

)


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 (%

)


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 21:Carbono 0,62%, Amostra transversal , Freq: 6Hz , 0 A

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