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Dissertação de Mestrado
Influência das Variáveis Físicas do Oscilador do
Molde nas Características das Marcas de Oscilação
das Placas de Lingotamento Contínuo
Resultados Metalúrgicos
Autor: Altemar Dettogne do Nascimento
Orientador: Prof. PhD Adilson Costa
Co-Orientador: Engº MSc Carlos Alberto Perim
Dezembro de 2008
UFOP - CETEC - UEMG
REDEMATREDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
UFOP – CETEC – UEMG
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Altemar Dettogne do Nascimento
Influência das Variáveis Físicas do Oscilador do Molde nas
Características das Marcas de Oscilação das Placas de Lingotamento
Contínuo
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.
Área de concentração: Processo de Fabricação
Orientador: Prof. PhD Adilson Costa
Co-Orientador: Engº MSc Carlos Alberto Perim
Ouro Preto, Dezembro de 2008
UFOP - CETEC - UEMG
REDEMAT REDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS
UFOP – CETEC – UEMG
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Catalogação: [email protected]
N244e Nascimento, Altemar Dettogne do.
Influência das variáveis físicas do oscilador do molde nas características das marcas de oscilação das placas de lingotamento contínuo [manuscrito] / Altemar Dettogne do Nascimento. – 2008.
xv, 81f.: il. color., grafs., tabs. Orientador: Prof. Dr. Adilson Costa. Co-orientador: Carlos Alberto Perim. Dissertação (Mestrado) - Universidade Federal de Ouro Preto. Escola de Minas. Rede Temática em Engenharia de Materiais. Área de concentração: Análise e seleção de materiais.
1. Oscilação - Teses. 2. Fricção - Teses. 3. Fundição contínua - Teses. I. Universidade Federal de Ouro Preto. II. Título. CDU: 534-16
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Dedico esse trabalho a minha esposa Suzi e aos meus filhos Douglas e Rodrigo Serrano Nascimento
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AGRADECIMENTOS
v A ArcelorMittal Tubarão pela oportunidade de aperfeiçoamento técnico, profissional e
pessoal, bem como pelos recursos financeiros que viabilizaram a elaboração deste
trabalho;
v Aos engenheiros Francisco Coutinho Dornelas e Dimas Bahiense Moreira por terem
possibilitado a realização desta conquista;
v Ao professor Adilson Rodrigues da Costa, pelos conhecimentos transmitidos, apoio e
orientação na elaboração deste trabalho;
v Ao engenheiro e amigo de trabalho Carlos Alberto Perim, pela co-orientação no
desenvolvimento do trabalho;
v Aos bolsistas Arlindo Lopes Faria, Marcello Melo e Fernando Gustavo, que
colaboraram na realização das simulações e caracterização metalográfica;
v À minha esposa e filhos pelo apoio e paciência;
v Aos colegas de trabalho pela motivação.
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SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS.............................................................................. ................................................................V
LISTA DE TABELAS................................. ........................................................................................................VIII
LISTA DE SÍMBOLOS.........................................................................................................................................IX
RESUMO............................................................................................................................. ....................................X
ABSTRACT............................................................................................................................................................XI
1 INTRODUÇÃO... .................................... ..............................................................................................................1
2 OBJETIVOS.................................................................................................................................... .......................3
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA... ............................................................................................................................4
3.1 LINGOTAMENTO CONTÍNUO..................................................................................................................... 4
3.2.OSCILAÇÃO DO MOLDE E FORMAÇÃO DAS MARCAS SUPERFICIAIS NAS PLACAS
.................................................................................................................................................................................11
3.3 SOLIDIFICAÇÃO DO MENISCO.................................................................................................................19
3.4 CONTROLE DAS VARIÁVEIS DE FORMAÇÃO DAS MARCAS DE OSCILAÇÃO...............................26
3.4.1 Influência do tempo de estripamento negativo..............................................................................................26
3.4.2 Influência da velocidade de extração ........................................................................................................... 29
3.4.3 Influência da temperatura do aço líquido ......................................................................................................29
3.4.4 Influência do fluxo de calor para o molde .....................................................................................................30
3.4.5 Influência do tipo de aço ............................................................................................................................ ....31
3.4.6 Influência de impurezas do aço .................................................................................................................. ...32
3.4.7 Variação do nível de aço no molde ............................................................................................................ ...33
3.4.8 Influência do escoamento de aço no molde ............................................................................................... ....33
3.4.9 Influência do pó fluxante ............................................................................................................................ ...34
4 METODOLOGIA E PROCEDIMENTOS... ..................................................................... ..................................38
4.1 VARIÁVEIS DE ENTRADA .........................................................................................................................44
4.2 VARIÁVEIS RESPOSTAS ............................................................................................................................ 44
4.2.1 Espaçamento entre marcas de oscilação........................................................................................................44
4.2.2 Profundidade das marcas de oscilação .........................................................................................................49
4.2.3 Análise micro estrutural da marca de oscilação ..................................................................................... ......56
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4.2.3.1 Preparação da amostra ...............................................................................................................................56
4.2.3.2 Definição dos reagentes químicos e método de análise..............................................................................57
4.2.4 Quantificação de trinca transversal de quina na superfície da placa ................................................. ............60
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES ......................................................................................................................61
5.1 TEMPO DE ESTRIPAMENTO NEGATIVO ............................................................................................... 61
5.2 ESPAÇAMENTO ENTRE MARCAS DE OSCILAÇÃO ..............................................................................64
5.3 ANÁLISE MICRO ESTRUTURAL DA MARCA DE OSCILAÇÃO ........................... ................................65
6 CONCLUSÕES... ................................ ............................................................................................................... 68
7 RECOMENDAÇÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ................................................................................70
8 REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS... ............ ............................................................................................... . 71
9 ANEXOS .......................................................................................................................... ..................................75
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LISTA DE FIGURAS Figura 3.1- Lay-out básico da máquina de lingotamento contínuo de placa ...........................................................7 Figura 3.2 - Fluxo térmico no gradiente molde e placa ........................................................................................ 9 Figura 3.3 - Esquema das zonas de resfriamento do linogtamento contínuo ........................................................10 Figura 3.4 - Efeito do abaulamento do veio provocado pela pressão ferrostática.................................................11 Figura 3.5 - (a) Marcas de oscilação na superfície da face estreita da placa com velocidade de 1,0 m/min e TN= 0,131 segundos, aço médio carbono micro ligado; a =0,40; (b) ocorrência de trinca transversal de quina após escarfagem (ArcelorMittal Tubarão) .....................................................................................................................12 Figura 3.6 - Formação das marcas da oscilação durante o lingotamento contínuo sem o uso de pó fluxante (Lopes, apud Sato)..................................................................................................................................................13 Figura 3.7 - Formação das marcas de oscilação no lingotamento contínuo com o uso de pó fluxante (Lopes, apud Sato) ..............................................................................................................................................................14 Figura 3.8 - Formação das marcas de oscilação se iniciando com solidificação do menisco (Lopes, apud Saucedo) .................................................................................................................................... .............................15 Figura 3.9 - Flutuação do menisco com a oscilação do molde (Lopes, apud Takeuchi et al.)..............................16 Figura 3.10 - Representação gráfica do movimento do menisco durante a sua formação em condições de equilíbrio (Lopes, apud Suzuki et al.) ....................................................................................................................16 Figura 3.11- Três mecanismos de formação das marcas de oscilação .........................................................17 . Figura 3.12 - Figura esquemática da profundidade, ângulo e comprimento do hook de solidificação..................19 Figura 3.13 - Interior de um molde de lingotamento contínuo (direita); fenômenos complexos ocorrem na região de menisco (meio) e, marcas periódicas de oscilação (esquerda) em uma superfície de uma placa (Lopes, apud Sengupta et al.)........................................................................................................................................................19 . Figura 3.14 - Influência da marca de oscilação nas ocorrências de trincas transversais........................................21 Figura 3.15 - Trincas se propagam ao longo do filme da ferrita formada sobre a interface do grau austenítico primário (superfície do topo e próximo a quina) ....................................................................................................21 Figura 3.16 - Mecanismo de formação do gancho e marca de oscilação em uma placa de aço ultra baixo carbono (Lopes, apud Sengupta et al.) .................................................................................................................................23 Figura 3.17 - Características do gancho em amostras de aço de ultra baixo carbono: micrografia óptica mostrando: (a) ponto fragilizante formado por uma bolha de argônio para um tipo de gancho, e (b) fratura da extremidade de um gancho (Lopes, apud Sengupta et al.) ....................................................................................25 Figura 3.18 - Representação do estripamento negativo ........................................................................................26 Figura 3.19 - Tempo de estripamento negativo versus freqüência de oscilação................................................... 27 Figura 3.20 - Trinca transversal e potencial de sticker vs tempo de estripamento negativo (Kawasaki Steel) .....28 Figura 3.21 - Temperatura do aço no distribuidor vs espessura e profundidade do gancho no menisco ..............29 Figura 3.22 - Influência do inserto de cromo (faces estreitas do molde) na extração de calor no molde com velocidade de lingotamento = 1,3 m/min .............. .................................................................................................31
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Figura 3.23 – Efeito do teor de carbono na profundidade da marca de oscilação.................................................31 Figura 3.24 - Profundidade da marca de oscilação versus percentagem de carbono.............................................32 Figura 3.25 - Taxa de consumo de pó fluxante (por ciclo) vs tempo de estripamento positivo e negativo ..........35 Figura 3.26 - Parâmetros do oscilador do molde: senoidal e assimétrico .............................................................36 Figura 3.27 - Efeito da onda não senoidal no valor de fricção líquida (fl) ...........................................................37 Figura 3.28 - Relação entre velocidade de lingotamento e força máxima de fricção (Ff max) em um ciclo de oscilação .................................................................................................................................................................37 Figura 4.29 - Módulo de oscilação do molde - lingotamento contínuo 3 (ArcelorMittal Tubarão) .....................40 Figura 4.30 - Movimento hidráulico da haste do atuador do molde - lingotamento contínuo 3 (ArcelorMittal Tubarão) .................................................................................................................................................................41 Figura 4.31 - (a) Corte transversal da placa; (b) Cortes laterais da placa e (c) fotografia de uma das laterais cortadas da placa (Fonte: LESTA) .........................................................................................................................45 Figura 4.32 - Interface do software Quantikov, apresentando a função aritmética de soma entre duas imagens. Neste caso, está sendo adicionada à imagem grelha a fotografia da superfície da placa de lingotamento contínuo (Fonte: LESTA) ......................................................................................................................................................46 Figura 4.33 - Distribuição das distancias entre as marcas de oscilação no lingotamento contínuo de placas nº 2 da Arcelor Mittal Tubarão para um aço com freqüência de oscilação de 186 cpm e velocidade de lingotamento= 1,6 m/min – amostras I e II (Fonte: LESTA)..........................................................................................................48 Figura 4.34 – Vista geral do protótipo de rugosímetro óptico. Estrutura de sustentação, detector de luz refletida (1), laser (2), placa de madeira com estrias para calibração (3) e controlador da velocidade de deslocamento da mesa (4) ..................................................................................................................................................................50 Figura 4.35 - Detalhe do detector de luz refletida (1) ...........................................................................................51 Figura 4.36 - (a) Conversor analógico/digital do sinal luminoso oriundo do detector de luz refletida (fotomultiplicador); (b) Protótipo com amostra de placa de aço na posição de medição da profundidade da marca de oscilação ................................................................................................. ...........................................................51 Figura 4.37 - Representação esquemática do método proposto para varredura óptica da superfície de amostras de placas de lingotamento contínuo ................................................... .........................................................................52 Figura 4.38 - Diagrama típico: modulação serrilhada da reflectância segundo uma pista perpendicular às marcas de oscilação em uma placa real. Os picos laterais extremos correspondem à reflexão fora da placa .................................................................................................................................................................................54 Figura 4.39 - Diagrama registrando modulação da reflectância na placa de referência (placa de madeira ranhurada). Notar a variação de largura dos picos em função da distância entre marcas ......................................54 Figura 4.40 - Representação da amostra obtida da face estreita da placa para análise microscópica da região próxima a marca de oscilação (OM) ......................................................................................................................57 Figura 4.41 - Microestrutura do ferro atacado com reativo Klemm , revelando inclusões de fósforo ...................58 Figura 4.42 - Microestrutura do ferro atacado com reativo Klemm, revelando regiões contendo baixo fósforo em tons azulados ..........................................................................................................................................................58 Figura 4.43 - Fotografia do aço cementado produzido em 1941 ..........................................................................59 Figura 4.44 - Perfil de microestrutura do aço cementado utilizando reativo Klemm ............................................60
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Figura 5.45 - Estripamento negativo versus valor de (a) ......................................................................................61 Figura 5.46 - Comparativo de tn para valores de (a) 40 e 0% faixa de carbono= 0,071~ 0,50% .........................62 Figura 5.47 – Ocorrência de trinca de quina versus largura de placa. Aço médio carbono micro ligado (c= 0,13 ~ 0,18%; mn= 0,9 ~1,5%; nb= 0,015 ~ 0,030%; v= 0,030 ~ 0,048%) ......................................................................63 Figura 5.48 - Disposição dos bicos de spray: segmento zero - ponto de dobramento (lingotamento contínuo 3) .......................................................... .......................................................................................................................64 Figura 5.49 - Espaçamento entre marcas de oscilação: calculado versus medido. Aço médio carbono micro ligado ......................................................................................................................................................................65 Figura 5.50 - Regiões de um aço médio carbono (0,165% c) micro ligado ao nióbio atacadas com reativo Klemm, revelando áreas ricas em inclusões e micro segregação, em uma direção preferencial na região adjacente a marca de oscilação ...............................................................................................................................................66 Figura 5.51 - Regiões de um aço médio carbono (0, 165% c) micro ligado ao nióbio atacadas com reativo Klemm (a) risco intencional para facilitar a identificação da região nos próximos registros ................................................. ................................................................................................................................67 Figura 5.52 - Regiões de um aço médio carbono (o,165% c) micro ligado ao nióbio atacadas com reativo Klemm e sobre-atacadas com nital, correlacionando a distribuição das inclusões com a micro-estrutura (Fonte: LESTA) .................................................................................................................................................................................67
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LISTA DE TABELAS
Tabela IV.1 – Principais características do lingotamento contínuo 3 da ArcelorMittal
Tubarão ....................................................................................................................................38
Tabela IV.2 - Valores de ak para taxa de não senoidal (a) de 40% ......................................42
Tabela IV.3 - Critérios para realização de experimento no aço M/C ligado..........................43
Tabela IV.4 – Dados da placa de lingotamento contínuo........................................................45
Tabela IV.5 – Classes de distâncias entre as marcas de oscilação ..........................................47
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LISTA DE SÍMBOLOS
GAP = Espaço entre par de rolos dos segmentos;
CPM = Ciclos por minuto;
TN = Tempo de estripamento negativo;
a = Taxa de modificação para não senoidal (%)
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RESUMO
A função do oscilador do molde no processo de lingotamento contínuo é possibilitar que a escória líquida de
fluxante penetre nas interfaces das placas do molde e “pele”, em solidificação, evitando a ocorrência de sangrias
e breakout.
Em contrapartida, o processo de oscilação gera ranhuras na superfície da placa, que se formam a cada ciclo de
oscilação do molde, e dependendo da intensidade desta marca pode gerar recusas do produto final após
conformação mecânica, oriundos de trincas transversais de quina, micro porosidades, precipitados e inclusões,
sendo estes defeitos os mais comuns.
Na fase de desenvolvimento foi utilizado o oscilador do molde tipo eletro hidráulico do lingotamento contínuo 3
da ArcelorMittal Tubarão.
Variáveis físicas do oscilador do molde, transplantadas da literatura, tais como: freqüência, amplitude e tempo de
estripamento negativo foram avaliadas através de experimentos em blocos, nos aços médio carbono micro
ligado, visando conhecer a correlação com os resultados metalúrgicos. Observou-se que para baixos valores de
estripamento negativo (0,09 a 0,131 segundos) e aplicação de a= 40% não houve nenhuma ocorrência de falta
de lubrificação na interface molde e placa, ou seja, sem alarme de colamento da pele. As ocorrências de trincas
transversais de quina foram dentro dos padrões ArcelorMittal Tubarão.
Buscou-se, ao longo deste trabalho, medir variáveis associadas às marcas de oscilação tais como o espaçamento
entre elas, a natureza dos defeitos (inclusões, porosidades, etc.) distribuídos ao longo das marcas e a
profundidade destas. Estas informações, quando reunidas, permitem compreender os fenômenos relacionados à
solidificação no lingotamento contínuo e avaliar a qualidade do processamento e os reflexos sobre a qualidade
metalúrgica do produto.
Para avaliação dos resultados metalúrgicos, os recursos utilizados para tal finalidade incluíram um software
(Quantikov) para análise de imagens, a microscopia óptica e um equipamento de varredura óptica, denominado
Rugosímetro Óptico, este último desenvolvido pela ArcelorMittal Tubarão e UFOP.
Os resultados obtidos estão coerentes com aqueles divulgados na literatura especializada e com os padrões
operacionais adotados na Empresa.
De posse dos resultados metalúrgicos e conhecimento de trabalhos técnicos realizados espera-se otimizar o uso
do oscilador do molde em função da composição química do aço.
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ABSTRACT
The function of the mould oscillator in the continuous casting process is to make possible that the flux powder
liquid slag enters the interfaces between the mould plates and the solidifying skin preventing bleeding and
breakout.
However, the oscillation process generates grooves on the slab surface at each mould oscillation cycle and
depending on the intensity of the mark the final product can be rejected after mechanical conformation due to
defects such as transversal edge cracks, micro porosities, precipitates, and inclusions.
The electro hydraulic mould oscillator of ArcelorMittal Tubarao continuous casting machine 3 was used in the
development phase.
Physical variables of the mould oscillator, transferred from literature, such as: frequency, amplitude and negative
stripping time were evaluated through the experiments in blocks, in micro -alloyed medium carbon steel aiming
to know the correlation with the metallurgical results. It was observed that for low negative stripping values
(0.09 to 0.131 seconds) and application of a= 40% there was no lack of lubrication in the mould-slab interface,
i.e., there was no sticking of the skin. The occurrence of transversal edge cracks were within ArcelorMittal
Tubarao’s standards.
Throughout this work we searched to measure the variables associated to the oscillation marks such as the
distance between them, the nature of the defects (inclusions, porosity, …) distributed along these marks and their
depth. This information, when put together, makes it possible to understand the phenomena related to
solidification in continuous casting, to evaluate the processing quality and the reflex on the quality of the
metallurgical process.
The resources used to evaluate the metallurgical results included a software (Quantikov) to analyze the images,
the optical microscopy and an optical sweeping equipment called Optical Rugosimeter, the latter developed by
ArcelorMittal Tubarao and UFOP.
The results obtained are consis tent with those divulged in the specialized literature and the operational standards
adopted by the Company.
Based on the metallurgical results and the knowledge from technical works carried out it is expected the
optimization of the use of the mould oscillator according to the chemical composition of the steel.
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1 INTRODUÇÃO
O mercado atual de aço tem exigido dos centros de pesquisas e unidades de fabricação o
desenvolvimento de processos de fabricação de aço, visando atender as exigências cada vez
mais rígidas das aplicações.
Neste contexto, a Aciaria assume grande valor potencial de estudo, uma vez que, além de
agregar cerca de 30% ao custo do produto acabado, ainda pode ser responsável pela maioria
dos defeitos observados pelo cliente final.
A demanda de aços microligados, como exemplo, para fins petrolíferos, tem aumentado muito
nos últimos anos, sendo que os índices de recusas do produto estão relacionados em parte com
a ocorrência de trinca transversal no processo de lingotamento.
Um dos mecanismos de formação deste tipo de trinca está relacionado ao aspecto da marca de
oscilação na superfície da placa, conjugado com outras variáveis de processo.
A trinca transversal em aços micro ligados invariavelmente aparece na base da marca de
oscilação, sendo importante conhecer o mecanismo de sua formação [1].
Estudos recentes demonstram que aços ultra baixo carbono apresentam uma maior
probabilidade de ocorrência do hook, que tem relação direta com a concentração de inclusões
não metálicas e micro porosidades na região adjacente à marca de oscilação.
Em cada ciclo de oscilação do molde ocorre à formação de uma ranhura circunferencial na
superfície da placa ou “marca de oscilação”. As marcas de oscilação se apresentam,
geralmente, eqüidistantes ao longo do comprimento da placa e com superfície regular [49].
O projeto de oscilação do molde é um dos outros parâmetros que deve ser considerado quando
da definição do modelo de oscilação.
Neste caso, certos projetos de molde permitem operar com curva de oscilação assimétrica ou
não senoidal.
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2
No presente estudo, buscou-se um entendimento mais abrangente da marca de oscilação tanto
em nível de pesquisa bibliográfica quanto na realização de experimentos, visando o
desenvolvimento de uma metodologia adequada à caracterização dos defeitos. Os
procedimentos experimentais, uma vez validados, servirão de base para a implantação de
rotinas operacionais condizentes com as exigências de qualidade dos produtos.
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2 OBJETIVOS
O objetivo geral desse trabalho é contribuir para um melhor entendimento do mecanismo da
formação da marca de oscilação nas placas produzidas no lingotamento contínuo da
ArcelorMittal Tubarão, o que nos permitirá:
• Avaliar a influência da marca de oscilação na ocorrência de trinca transversal, micro
porosidades, inclusões e precipitados nesta região, acarretando defeitos, defeitos estes
que comprometem as operações posteriores;
• Otimizar o uso do oscilador do molde em função da composição química do aço,
apoiando-se no conhecimento existente e no que vier a ser produzido a partir deste
trabalho, tendo como subsídio trabalhos técnicos realizados, bem como na realização
de experimentos.
• Desenvolver metodologia para medição das características das marcas de oscilação,
como profundidade e espaçamento entre marcas de oscilação e avaliar os desvios
associados ao processo.
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3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
3.1 LINGOTAMENTO CONTÍNUO
Um histórico simplificado do desenvolvimento do lingotamento contínuo pode ser
apresentado da seguinte maneira [2]:
• 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 (um) 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.
Em relação ao lingotamente convencional, o lingotamento contínuo tem se tornado um
processo estratégico para a indústria siderúrgica.
Atualmente a China tem se destacado em termos de produção, em função do crescimento da
economia interna, baixos custos de matéria prima e mão de obra.
Desde o surgimento do lingotamento contínuo, o desenvolvimento de produtos semi-acabados
pelo mundo inteiro sofreu uma verdadeira revolução, sendo que esta se fez mais visível
através dos fatores econômicos do processo produtivo, e ainda em termos de qualidade
superficial e interna do produto.
Comparado ao lingotamento convencional, o lingotamento contínuo representa grande
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economia tanto em equipamentos e espaço físico, como também em relação ao custo.
Assim ocorre devido a:
• Aumento substancial no rendimento da 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;
• Melhorias das condições ambientais de trabalho.
No entanto, para garantir a qualidade do produto, faz-se necessário o uso de técnicas apuradas
de processo e metalurgia de panela.
Destacam-se as seguintes variáveis:
• A composição química do aço deverá ser balanceada em termos de soluto,
principalmente teores de fósforo e enxofre, visando reduzir a segregação no núcleo da
placa ou tarugos;
• O Gap entre rolos deverá ser dimensionado de tal forma a compensar a contração de
solidificação e evitar a formação de trincas transversais internas. Atualmente algumas
máquinas de contínuo são providas da técnica de Soft Reduction, que permite
aumentar a região equiaxial no core zone, reduzindo a concentração de soluto na
frente de solidificação;
• O processo de desoxidação do aço deverá ser provido de processo de flotação de
inclusões através de técnicas de rinsagem, com argônio e a adição de escória sintética
na panela;
• A densidade de resfriamento secundário deverá ser definida em função das
características do aço quanto a sensibilidade de formação de trincas durante o processo
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de solidificação;
• Dimensionamento da capacidade do distribuidor e direcionadores de fluxo para
reduzir as regiões de estagnação e aumentar o tempo de residência do aço entre
distribuidor e molde;
• Especificação de pós fluxantes compatíveis com a composição química do aço,
visando manter filme homogêneo de lubrificação na interface molde e aço de tal forma
a evitar a formação de trincas longitudinais na superfície e rompimento da pele
solidificada no molde.
A figura 3.1 mostra um lay-out básico de uma máquina de Lingotamento Contínuo, cujos
principais componentes são caracterizados a seguir:
• Torre de panela;
• Carro distribuidor e distribuidor;
• Carro de barra falsa (em projetos específicos, a inserção é realizada sentido inverso ao
lingotamento);
• Molde;
• Oscilador;
• Segmentos;
• Máquina de corte;
• Balança de placa;
• Marcador;
• Rebarbador;
• Pontes rolantes
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Figura 3.1 Lay-out básico da máquina de lingotamento contínuo de placas
Antes de iniciar o lingotamento da corrida, uma barra falsa é inserida no veio, pelo topo,
através do equipamento “carro de barra falsa” ou pela parte inferior da máquina, através dos
rolos extratores até a região superior do molde.
Após esta fase é realizada a selagem da cabeça de barra falsa, utilizando materiais cerâmicos e
refrigerantes.
Após o giro da torre, a válvula inferior da panela é acoplada a válvula longa, e o aço líquido é
vazado ao distribuidor, que tem por finalidade principal regular o fluxo de aço líquido para
um ou mais moldes.
Quando o metal atinge uma altura pré-determinada, abre-se a válvula do distribuidor
iniciando-se o enchimento do molde por meio de um tubo refratário (válvula submersa).
O aço rapidamente solidifica ao contato com a cabeça de barra falsa que é então extraída,
utilizando uma curva de aceleração de máquina, até atingir a velocidade recomendada,
definida em função da produtividade e qualidade requeridas do produto.
Impõe-se um fluxo térmico pelas paredes do molde (figura 3.2), que são placas de ligas de
cobre refrigeradas à água, onde se processa o resfriamento primário, com o objetivo de formar
Torre giratória
Distribuidor
Molde/Oscilador
Segmentos
Barra Falsa
Máquina Corte
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uma camada solidificada com uma espessura tal que a torne resistente para suportar a pressão
ferrostática do líquido e as solicitações mecânicas externas.
Durante todo o processo o molde está sujeito a um movimento de oscilação vertical que
permite facilitar a lubrificação na interface molde e pele.
Logo que deixa o molde, o veio é guiado por rolos, e o resfriamento se efetua por contato
direto com a água de uma bateria de bicos de spray e por radiação térmica.
Estas regiões são denominadas resfriamentos secundários (figura 3.3).
O resfriamento por sprays deve ser realizado de tal modo que a superfície seja resfriada de
forma contínua, e tenha uma temperatura mais constante possível em toda a superfície de uma
secção transversal do veio.
Para facilitar o controle da extração de calor, a região é dividida em diversas zonas.
Atualmente estão sendo utilizados modelos térmicos que permitem calcular dinamicamente o
volume de água de spray por zona de resfriamento utilizando o sistema “Euler” (sistema fixo)
onde:
∂∂
∂∂
=∂∂
+∂
∂xT
kxz
Hv
tH
H: Entalpia (J/m3)
t : tempo (s)
k : condutividade térmica (W/m . oC)
v : velocidade de lingotamento (m/s)
T: temperatura (oC)
x : direção da espessura (m)
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Condições de contorno:
00
=∂∂
=xxT
k
( ) ( ) ( )( ) masserfíciex
QTTTThxT
k ++−+⋅⋅+−⋅=∂∂
∞=
44
sup
273273σε
Figura 3.2 Fluxo térmico no gradiente molde e placa [39]
Válvula Submersa
Jaqueta Placa de Cobre
Face Estreita
Veio (Placa)
Aço Líquido(sob fluxante)
Rolos (Segmentos)
Pele Sólida
PlacaCobre
EscóriaFluxante
MarcaOscilação
Resistên-cias
Gap deAr
Inclusões
Aço l íquido
Jato
ÂnguloVál
BolhasArgônio
Penetração
Esc. L íquida
Fluxante
CordãoEscória SEN
Face la
rga
Válvula Submersa
Jaqueta Placa de Cobre
Face Estreita
Veio (Placa)
Aço Líquido(sob fluxante)
Rolos (Segmentos)
Pele Sólida
PlacaCobre
EscóriaFluxante
MarcaOscilação
Resistên-cias
Gap deAr
Inclusões
Aço l íquido
Jato
ÂnguloVál
BolhasArgônio
Penetração
Esc. L íquida
Fluxante
CordãoEscória SEN
Face la
rga
Solidificação “zona pastosa”
Líquido“pele”Sólida
MoldeÁguaResfri.
Tem
per
atu
ra (
oC)
Distância (mm)
ResistênciasTérmicas
•Condução através gap
•Condução através doLíquido(somente super aquec.)
•Condução através “pele”
•Condução através doGap
•Condução através doMolde
•Convecção Água Resfriamento
Solidificação “zona pastosa”
Líquido“pele”Sólida
MoldeÁguaResfri.
Tem
per
atu
ra (
oC)
Distância (mm)
ResistênciasTérmicas
•Condução através gap
•Condução através doLíquido(somente super aquec.)
•Condução através “pele”
•Condução através doGap
•Condução através doMolde
•Convecção Água Resfriamento
-
10
Figura 3.3 Esquema das zonas de resfriamento do lingotamento contínuo [38]
Logo abaixo do molde, desde que a espessura do sólido seja pequena, existe a tendência de
abaulamento devido à pressão ferrostática, em função da espessura de pele solidificada na
ordem de 25 mm, como mostrado esquematicamente na figura 3.4, sendo necessário utilizar
rolos de pequeno diâmetro, bastante próximos e maior vazão de água (Zona I).
Esta zona é de vital importância para o sucesso da operação. Para o caso do lingotamento
contínuo de placas, o controle do resfriamento é normalmente realizado dividindo-se a
primeira zona em sub-zonas independentes [37] .
Normalmente, a refrige ração das faces estreitas é feita somente na Zona I através de rolos
suportes e bicos de spray com alta densidade. Nas demais zonas, são projetadas grades de
spray com objetivo de propiciar resfriamento uniforme da superfície da placa.
Existem máquinas de lingotamento que são projetadas para ajustar a largura de spray, no
segmento, em função da largura da placa, visando reduzir o efeito de super-resfriamento na
borda da placa, de forma a minimizar as ocorrências de trincas de quina, principalmente em
aços micro ligados.
Spray Radiação
-
11
Figura 3.4 Efeito do abaulamento do veio provocado pela pressão ferrostática [38]
À medida que o veio caminha no resfriamento secundário, com o gradual aumento da
espessura solidificada, torna-se cada vez mais importante a resistência térmica por condução
no aço sólido, devendo-se reduzir proporcionalmente a quantidade de água dos sprays até o
ponto final de solidificação. Esta redução de água é necessária para manter a temperatura da
superfície da placa fora da região de baixa dutilidade e reduzir a força de tração durante o
desdobramento da placa (menores desgastes dos rolos dos segmentos).
Para que seja mais efetiva a remoção de calor, aplicam-se bicos de sprays onde a água sofre
atomização com ar comprimido.
Após as placas saírem do último segmento, a mesma é cortada em comprimentos requeridos
pelo processo subseqüente (laminação)
As próximas fases são marcar a placa, visando a sua identificação e rastreabilidade no
processo, pesagem e eliminação de rebarbas de corte.
3.2 OSCILAÇÕES DO MOLDE E FORMAÇÃO DAS MARCAS
SUPERFICIAIS NAS PLACAS
Os primeiros instantes do processo de solidificação são extremamente importantes no que se
refere à qualidade superficial do produto.
Este aspecto é mais significativo ainda quando se trata de solidificação em moldes com
Abaulamento
Sucção da fase líquida segregada interdentrítica para a região central
Escoamento da fase líquida da linha central para as zonas interdentríticas
-
12
elevadas taxas de resfriamento, como é o caso do lingotamento contínuo [37].
Quando um metal líquido é vazado contra a parede de um molde, espera-se que a superfície
solidificada assuma a regularidade da superfície de resfriamento do molde. Entretanto, no
caso de solidificação em condições de resfriamento rápido, a superfície se apresenta irregular
com marcas ao longo do perímetro da placa.
O lingotamento contínuo se diferencia dos demais processos de solidificação porque, além de
maior taxa de extração de calor, possui o sistema de oscilação de molde, que determina a
formação das marcas de oscilação [37].
O objetivo do oscilador do molde é evitar a colagem da pele solidificada à face interna do
molde, o que poderia causar o rompimento da crosta ainda fina, pelo aparecimento de
esforços de tração naquela região, ajudados ainda mais pela pressão ferrostática. Porém, o
movimento oscilatório do molde promove o aparecimento de marcas de oscilação, como
mostrado na figura 3.5. Estas marcas podem atuar como pontos de concentração de esforços,
tornando o material mais suscetível a trincas transversais, quando deformado, prejudicando a
qualidade do aço lingotado [4]
Figura 3.5. (a) Marcas de oscilação na superfície da face estreita da placa com velocidade de 1,0 m/min e tn= 0,131segundos, aço médio carbono micro ligado; a =0,40; (b) Ocorrência de trinca transversal de quina após
escarfagem (Fonte: ArcelorMittal Tubarão)
(a)
(b)
(a)
(b)
(a)
(b)
-
13
O desenvolvimento do sistema de oscilação de molde foi um dos maiores impulsores do
processo de lingotamento contínuo. Historicamente, a oscilação de molde foi aplicada para
aços inicialmente em 1949 em 2 (duas) plantas-piloto construídas independentemente por
Junghans e I. Rossi [37].
Segundo Sato [5] a formação de um menisco "secundário" é causada pelas variações de
pressão provocadas pela oscilação do molde. É sugerido por ele que as marcas sejam
formadas em duas etapas, primeiramente a casca sólida do menisco é erguida devido ao
movimento ascendente do molde causando a formação de duas superfícies convexas, ab e bc
(figura 3.6).
Então, quando o molde entra em movimento descendente, as duas superfícies convexas são
comprimidas dando forma à marca. A figura 3.6 ilustra a formação de uma marca durante o
processo de lingotamento contínuo sem o uso de pó fluxante e a figura 3.7 demonstra a
formação de uma marca durante o processo de lingotamento contínuo, mas dessa vez com uso
de pó fluxante [5]. Vejamos:
Figura 3.6 Formação das marcas da oscilação durante o lingotamento contínuo sem o uso de pó fluxante
(Lopes [46], apud Sato [5])
-
14
Figura 3.7 Formação das marcas de oscilação no lingotamento contínuo com o uso de pó fluxante (Lopes [46], apud Sato [5])
Em 1980, Saucedo et al. [6] apresentaram um trabalho no qual foi deduzido que as marcas da
oscilação - ou ondulações, se formam devido à solidificação do menisco. Os autores sugerem
que nenhuma marca se formará se a taxa de extração de calor for pequena.
Em 1991, Saucedo [7] apresentou uma teoria mais detalhada: as marcas de oscilação são
formadas quando a oscilação força o metal líquido a recuperar o contato com a parede do
molde. Isto pode acontecer de dois modos: por transbordamento de metal líquido, ou por
dobramento da casca sólida para o molde devido à pressão ferrostática.
Também é possível que os dois processos se combinem [7]. A figura 3.8 apresenta diferentes
modos em que o metal líquido pode entrar em contato com a parede do molde acima do
menisco formado. A marca da esquerda é geralmente denominada de marca de dobramento, e
a marca do centro é chamada de marca de excesso.
-
15
Figura 3.8 Formação das marcas de oscilação se iniciando com solidificação do menisco (Lopes [46], apud Saucedo) [7]
Em 1980, Tomono et al. [8] realizaram experiências com substâncias orgânicas. Foi observado
que a formação dos dois tipos de marca, isto é, marcas de dobramento e marcas de excesso,
ocorrem por razões diferentes.
As marcas de oscilação se formam quando o menisco é submetido a forças compressivas por
partículas que aderem à parede, e as marcas de dobramento se formam independentemente da
oscilação.
Em 1984, Takeuchi e Brimacombe [9] descreveram como a pressão no cordão de escória
líquida varia e traciona o menisco para a parede do molde durante o estripamento negativo. A
diferença de resistência da pele do menisco ocasiona a formação de marcas com ou sem
ganchos. Assim, se a pele é forte, acontecerá um transbordamento e haverá a formação de um
gancho como conseqüência; se a pele é mais fraca, a casca é simplesmente comprimida contra
a parede, dessa forma não haverá nenhum transbordo de metal líquido e nenhum gancho se
forma.
A figura 3.9 descreve como o menisco obedece à oscilação do molde [9][10][11]. De acordo com
essa figura, o menisco passa uma por uma variação de raio de curvatura provocada pela
-
16
oscilação do molde.
Figura 3.9 Flutuação do menisco com a oscilação do molde (Lopes [46], apud Takeuchi et al.[9])
Em 1986, Suzuki et al. [12] apresentaram uma teoria para a formação da marca de oscilação.
Seu modelo assume um controle do mecanismo da sobreposição ao da formação. O menisco
com tensão superficial em equilíbrio com a casca move-se para cima à medida que a casca
sólida cresce para dentro, conforme demonstrado na figura 3.10.
Figura 3.10 Representação gráfica do movimento do menisco durante a sua formação em condições de equilíbrio (Lopes [46], apud Suzuki et al. [12])
-
17
Delhalle et al. descreveu, em um trabalho de 1989, baseado na teoria da solidificação da
primeira pele no molde, três mecanismos diferentes para a formação das marcas de oscilação
(figura 3.11).
Figura 3.11 Três mecanismos de formação da marca de oscilação [13]
Estes mecanismos foram baseados na solidificação referente à parte curva do menisco (hook).
O comprimento e forma da marca de oscilação dependem da taxa de transferência de calor no
molde, do padrão de oscilação e das características do aço.
O primeiro mecanismo (A) assume que devido aos efeitos da oscilação do molde e extração
da placa, e, portanto, o movimento da pele solidificada, ocorre o transbordo de aço líquido na
região curva do menisco, consequentemente a formação de novo hook de solidificação.
O segundo mecanismo (B) é uma variação do primeiro. Assume a ocorrência de uma total ou
parcial refusão do hook.
O terceiro mecanismo (C) é baseado no encurvamento do hook de solidificação contra a
-
18
parede do molde sobre o efeito da pressão ferrostática. O resultado deste fenômeno gera uma
depressão transversal na superfície do produto [13].
Lainez e Busturia realizaram um trabalho para determinar exatamente quando a marca de
oscilação se forma. Eles propuseram que a solidificação não se iniciasse no menisco, mas um
pouco mais abaixo no molde. Além disso, os autores correlacionaram a formação da marca de
oscilação com esta região e concluíram que este ponto seria aquele onde a velocidade de
estripamento do molde atingiria o máximo [14].
Emi et al. [23] e Mizukami et al.[22] propuseram que durante o período de estripamento
negativo ocorre uma pressão hidrodinâmica em interação com a escória líquida do pó
fluxante, que empurra a borda do meniscus na direção da fase líquida do aço no molde.
A escória líquida do pó fluxante é bombeada dentro do canal entre o aço e o molde, através do
slag rim que está anexado a parede do molde. No final do período de estripamento negativo,
quando o molde e o veio movem na direção de lingotamento com a mesma velocidade, a
pressão do fluxante é aliviada, e a pressão ferrostática atua gerando o transbordo de aço na
região parcialmente solidificada do meniscus, criando o hook.
Em certos tipos de aço o meniscus é empurrado na direção da parede do molde, neste caso, o
fenômeno hook não é criado. O hook se manifesta adjacente à marca de oscilação.
Existem muitas teorias referentes ao mecanismo de formação de micro segregação na base da
marca de oscilação. O estudo do ângulo de solidificação (hook) com a superfície da placa é
muito importante para avaliar a concentração de micro segregação. Um maior ângulo presume
em maior segregação devido ao dobramento e compressão quando comparado com menor
ângulo (figura 3.12) [44].
-
19
Figura 3.12 Figura esquemática da profundidade, ângulo e comprimento do hook de solidificação [44]
3.3 SOLIDIFICAÇÕES DO MENISCO
As marcas de oscilação mostradas na figura 3.13 são observadas na superfície de placas de
aço provenientes do lingotamento contínuo [10][15][16].
Também são mostrados os ganchos, que são uma característica micro estrutural sub-
superficial que acompanha, em profundidade, as marcas de oscilação em aços com baixo teor
de carbono (< 0.10 %) [17][18]. Esta diferente sub-superfície micro estrutural ocorre
aproximadamente de 2 a 4 mm abaixo da superfície da placa.
Figura 3.13 Interior de um molde de lingotamento contínuo (direita); fenômenos complexos ocorrem na região de menisco (meio) e marcas periódicas de oscilação (esquerda) em uma superfície de
uma placa (Lopes [46], apud Sengupta et al.) [33]
-
20
A formação das marcas reduz a qualidade superficial devido ao aparecimento de micro
segregação de partículas - como, por exemplo, o fósforo, o enxofre, bolhas de argônio,
alumina - ocasionando a formação de inclusões não metálicas e trincas transversais na região
onde se formam os ganchos [18][19].
As trincas transversais se iniciam devido à estrutura de grão grosseiro e à presença de
precipitados fragilizantes, freqüentemente encontrados nesta região [10][20][21].
Devido à redução da velocidade de resfriamento no sulco, a estrutura é mais grosseira abaixo
da marca de oscilação, isto é, o espaçamento secundário das dendritas é maior,
conseqüentemente, as micros segregações de elementos indesejáveis são mais intensas.
Takeuchi demonstrou que a intensidade de segregação depende da profundidade da marca de
oscilação [36].
Se a estrutura de solidificação é grosseira, as estruturas de transformações posteriores tendem
a ser também grosseiras, podendo formar grandes grãos de austenita, nos contornos dos quais
ocorre precipitação de nitretos e carbonitretos, responsáveis pela formação e/ou propagação
de trincas transversais [37].
Em casos extremos, a superfície da placa inteira deve ser escarfada para a remoção destes
defeitos, resultando em perdas de produtividade e rendimento de processo. Birat et al.
demonstram a influência da marca de oscilação na ocorrência de trincas transversais (figura
3.14).
-
21
Figura 3.14 Influência da marca de oscilação nas ocorrências de trincas transversais [42]
Segundo Tsai H.T et al.[45] as ocorrências de trincas de quina (transversais) estão alinhadas
com as marcas de oscilação. Estas trincas se propagam ao longo do filme da ferrita formada
na interface do grau austenítico primário (figura 3.15).
1 mm
Trincas seguem a interface do grão austenítico primário
Dir
eção
Lin
go
tam
.
Figura 3.15 Trincas se propagam ao longo do filme da ferrita formada na interface do grão austenítico
primário (superfície do topo e próximo a quina) [45]
Vários estudos [7][9][10][13][16][17][18][19][22][23][25][26][31][32][33][34] com aços baixo, médio e alto
carbono foram conduzidos no passado, na tentativa de explicar a formação dos ganchos e das
marcas de oscilação, pois são pontos importantes para aperfeiçoamento das condições de
lingotamento.
A maioria dos mecanismos propostos teve como base os eventos ocorridos próximo ao
menisco, o qual envolve uma grande complexidade; os fenômenos inter-relacionados estão
Molde
Gap
“Pele”Sólida
Profundidade OM & Depressões
Causas-Alta Temperatura Local-Grãos largos-Concentração de Tensão
Trincas Transversais
Molde
Gap
“Pele”Sólida
Profundidade OM & Depressões
Causas-Alta Temperatura Local-Grãos largos-Concentração de Tensão
Trincas Transversais
Molde
Gap
“Pele”Sólida
Profundidade OM & Depressões
Causas-Alta Temperatura Local-Grãos largos-Concentração de Tensão
Trincas Transversais
-
22
ilustrados na figura 3.13, vista anteriormente.
O molde ou o cordão de escoria podem interagir com a pele durante o período de
estripamento negativo, especialmente se o atrito do molde com a pele for suficiente para gerar
tensões axiais e deformações.
Dependendo das propriedades mecânicas do aço, mudanças no gradiente de temperatura
podem causar distorções na extremidade da pele sólida. Estes eventos sempre alteram a taxa
de solidificação próxima ao menisco e conseqüentemente, ditam as características do gancho
e das marcas de oscilação.
Entretanto, estes mecanismos demonstram explicações contraditórias e, muitas vezes, são
incompletos. Por exemplo, não há como prever que a formação dos ganchos se dará pelo
mecanismo de dobramento da extremidade inicial da pele solidificada ou solidificação do
menisco por transbordamento de aço líquido [7][25][26].
Semelhantemente, existem diferenças entre os mecanismos propostos para as marcas de
oscilação e depressões na superfície, nos quais se incluem a cicatrização das extremidades
cortadas e deslocadas da pele de aço [27][5][29] e a interação mecânica entre o molde e a pele [30];
da pele com dobramento e variações de temperatura [31] seguida de transbordamento líquido
pela extremidade da pele e subseqüente solidificação.
Um pouco da compreensão da solidificação inicial veio com as análises micrográficas da
estrutura do gancho. Emi et al. [23] observaram inicialmente que dendritas crescem
normalmente para a extremidade curvada do gancho.
Dentro de uma curta distância, elas mudam a orientação para o sentido da condução de calor
em direção ao molde e crescem aproximadamente perpendiculares às paredes do molde.
Segregações de fósforo e manganês podem ser observadas claramente ao longo da
microestrutura de um gancho apresentada por Takeuchi e Brimacombe [10][16] para aços-
carbono simples (0.09% < C
-
23
da direção de lingotamento.
Harada et al. [21], Yamamura et al. [18], e Yamauchi et al. [32] compararam a formação de
ganchos em aços de diferentes teores de carbono, e concluíram que quanto menor o teor de
carbono, maior a susceptibilidade à formação de ganchos.
As análises feitas ao microscópio óptico e microscópio eletrônico de varredura, revelaram
uma nova informação relativa à formação do gancho em aços ultra baixo carbono.Tais
análises revelaram que:
i.A formação de gancho é iniciada com a solidificação de menisco. A formação
instantânea do menisco dita a curvatura da linha que dá origem ao gancho.Trabalho
recente estabeleceu que este evento normalmente ocorre no início do estripamento
negativo [33]. A figura 3.16 (a) ilustra, de forma esquemática este fenômeno;
ii.A espessura do gancho debaixo de sua linha de origem é formada pelo crescimento de
dendritas, originando locais de nucleação ao longo de sua extensão.
Figura 3. 16 Mecanismo de formação do gancho e marca de oscilação em uma placa de aço ultra baixo carbono (Lopes [46] , apud Sengupta et al.) [33]
Escória Líquida
MeniscoSolidificando
“Pele”
AçoLíquido
Gancho
Escória Líquida
MeniscoTransbor
dado
GanchoCrescendo
AçoLíquido
Linha deOrigem
DoGancho
Fratura
AçoLíquido
AçoLíquido
“Pele”Crescendo
NovoGancho
Escória
Sólida
Escória
Sólida
(a) (b) (c) (d)
Mo
lde
Mo
lde
Mol
de
Mo
lde
Escória Líquida
MeniscoSolidificando
“Pele”
AçoLíquido
Gancho
Escória Líquida
MeniscoTransbor
dado
GanchoCrescendo
AçoLíquido
Linha deOrigem
DoGancho
Fratura
AçoLíquido
AçoLíquido
“Pele”Crescendo
NovoGancho
Escória
Sólida
Escória
Sólida
(a) (b) (c) (d)
Mo
lde
Mo
lde
Mol
de
Mo
lde
-
24
iii. O contato direto entre o banho e a linha do menisco (linha de formação do gancho)
faz com que o metal líquido penetre entre as dendritas do gancho e se solidifique junto
com o gancho, onde é retido e é revelado durante a caracterização metalográfica;
iv. O menisco transborda sobre a linha de origem do gancho como mostrado na figura
3.16 (b). As dendritas nucleiam rapidamente no metal líquido transbordado sobre a
linha de origem do gancho em direção à parede do molde. O crescimento das dendritas
vai se desacelerando eventualmente à medida que a temperatura na região do menisco
vai aumentando. A extremidade do gancho é estabelecida a partir do momento em que
as dendritas vão assumindo tamanho grosseiro devido ao longo tempo de solidificação
no local [31];
v. O fluxo de metal líquido é mantido ao longo da linha de origem do gancho, conforme
demonstrado em análises por espectroscopia de raio-x (EDXS) e Microanálise por
Sonda Eletrônica (EPMA) [33]. Algum fluxo também é retido no interior da região
transbordada;
vi. A linha original do gancho é contínua e delimita regiões da microestrutura,
apresentando a ocorrência de duas transformações de fases distintas, reveladas por
uma Espectroscopia de Elétrons Retroespalhados (EBSD). Os grãos acima e abaixo da
origem da linha do gancho possuem claras diferenças de orientação cristalográfica
devido à sua formação em diferentes momentos entre o menisco solidificado e o metal
líquido transbordado;
vii. A configuração final do gancho se completa quando ele é fraturado, como mostrado
na figura 3.16 (c);
viii.A região de transbordamento solidificada dá origem às marcas de oscilação. O fluxo
de metal líquido nessa região é um fator determinante para o aspecto final do lado
superior dessas marcas. O gancho projeta-se para a pele solidificada aprisionando
inclusões e bolhas no metal ainda líquido até a sua total solidificação. Estes eventos
-
25
estão ilustrados na figura 3.16 (a) a (d).
A extremidade de gancho que foi fraturada, provavelmente durante o transbordamento do
metal liquido, foi revelada na microestrutura cristalizada, conforme mostrado em micrografia
na figura 3.17.
Assim, a forma e tamanho de ganchos e marcas de oscilação são determinados através de dois
eventos cruciais: (i) a curvatura da linha de origem de gancho como ditada pela formação
instantânea do menisco durante a sua solidificação; (ii) o formato do lado superior da marca
de oscilação, governada pela extensão de transbordamento do aço líquido[34].
Figura 3.17 Características do gancho em amostras de aço de ultra baixo carbono: micrografia óptica mostrando: (a) Ponto fragilizante formado por uma bolha de argônio para um tipo de gancho, e (b)
Fratura da extremidade de um gancho (Lopes [46] , apud Sengupta et al.) [34].
-
26
3.4 CONTROLES DAS VARIÁVEIS DE FORMAÇÃO DAS
MARCAS DE OSCILAÇÃO
3.4.1 Influência do tempo de estripamento negativo
Muitas investigações têm sido realizadas para estudar a formação inicial da marca de
oscilação. Um dos parâmetros de controle é o tempo de estripamento negativo.
Este tempo corresponde ao intervalo em segundos, em cada ciclo de oscilação, em que a
velocidade do molde excede a velocidade de lingotamento (figura 3.18).
Figura 17. Parâmetros do oscilador do molde.
Figura 3.18 Representação do estripamento negativo [39]
Considerando oscilação senoidal, o estripamento negativo (tN) pode ser estimado através da
equação (1).
=
fSV
ftN ππ
arccos1
.......................................................................................................(1)
tN = Tempo de estripamento negativo (s)
Período= 1/freqüência
Tempo (s)Amplitude
Posição do Molde
Posição da “Pele”
Velocidade do Molde
Tempo (s)
Velocidade de Lingotamento
Tempo Estripamento
Negativo
Molde Move com Velocidade > a “Pele”Vel
oci
dad
e (m
/min
)D
istâ
nci
a (m
m)
Período= 1/freqüência
Tempo (s)Amplitude
Posição do Molde
Posição da “Pele”
Velocidade do Molde
Tempo (s)
Velocidade de Lingotamento
Tempo Estripamento
Negativo
Molde Move com Velocidade > a “Pele”Vel
oci
dad
e (m
/min
)D
istâ
nci
a (m
m)
-
27
f = Freqüência de oscilação do molde (ciclos/s)
V = Velocidade de lingotamento (mm/s)
S = Amplitude total de oscilação do molde (mm)
O valor de fSπ é a máxima velocidade instantânea do molde. Portanto, se V é igual ou maior
que fSπ , não existe tempo de estripamento negativo. Subtraindo o tempo de estripamento
negativo do período f1 teremos o tempo de estripamento positivo.
A figura 3.19 demonstra a relação entre freqüência (cpm) e tempo de estripamento negativo
(tN).
Observa-se que para uma mesma freqüência de oscilação e velocidade de lingotamento, o tN
aumenta com maiores valores de amplitude de oscilação. Vários autores comentam que a
profundidade da marca de oscilação diminuiu com o aumento da freqüência de oscilação [5].
Para uma dada velocidade de extração existe um compromisso entre a obtenção de tN mínimo
para reduzir a profundidade das marcas de oscilação, compatível com uma fricção placa e
molde que não provoque problemas operacionais.
0,000
0,050
0,100
0,150
0,200
0,250
0,300
0,350
0,400
40 60 80 100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
Frequência (cpm)
tN (s
)
TNS (s) p/ Vc= 16,67 mm/s, Stroke= 6 mmTNS (s) p/ Vc= 25 mm/s, Stroke= 6 mm
TNS (s) p/ Vc= 16,67 mm/s, Stroke= 10 mmTNS (s) p/ Vc= 25,00 mm/s, Stroke= 10 mm
Figura 3.19 Te mpo de estripamento negativo versus freqüência de oscilação
Estudos realizados pela Kawasaki Steel demonstraram que a severidade da trinca transversal,
na base da marca de oscilação, decresce com a redução do tempo de estripamento negativo.
-
28
Por outro lado, baixos valores de tempo estripamento negativo (tN) afetam na lubrificação da
interface molde e pele com maiores riscos de sticker, e, consequentemente sangria de aço na
saída do molde (figura 3.20).
Valores típicos de tN estão na faixa de 0,09 a 0,30s.
Figura 3.20 Trinca transversal e potencial de sticker vs tempo de estripamento negativo (Kawasaki Steel)
Outra correlação bastante estudada é a relação entre a distância da marca de oscilação (pitch)
e a profundidade da marca de oscilação. Quanto maior o pitch, maior é a profundidade da
marca de oscilação, onde o pitch (l) é a relação entre a velocidade de lingotamento (V) e
freqüência de oscilação (f), equação (2).
fV
l = .....................................................................................................................................(2)
l= Distância da marca de oscilação (mm)
f = Freqüência de oscilação do molde (ciclos/s)
V = Velocidade de lingotamento (mm/s)
1
2
3
4
0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,300,00
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1,0
Tempo estripamentonegativo (s)
Inde
xde
trin
ca tr
ansv
ersa
l
Pot
enci
al d
e “S
ticke
r” (
hipo
tétic
o)
-
29
3.4.2 Influência da velocidade de extração
Além de influir no tempo de estripamento negativo, a velocidade de extração influencia na
solidificação do menisco da seguinte forma: com baixa velocidade o tempo de resistência do
aço na região do menisco é maior, promovendo uma solidificação mais intensa, que contribui
para conferir à esta camada maior dimensão e resistência à pressão do aço líquido,
dificultando o dobramento do menisco e favorecendo conseqüentemente o mecanismo de
transbordamento [34].
3.4.3 Influência da temperatura do aço líquido
Um aumento no superaquecimento do aço deve implicar numa redução da extensão e
resistência do menisco, que resulta em menor probabilidade de formação do tipo marca de
oscilação na superfície, da placa, com gancho no menisco [33].
Segundo Shin et al. [49] , aços com menor temperatura do aço no distribuidor apresentam um
maior espessura e profundidade do gancho na região do menisco (figura 3.21)
Figura 3.21 Temperatura do aço no distribuidor vs espessura e profundidade do gancho no menisco[49]
Temperatura no Distribuidor (abaixo 15650C)Temperatura no Distribuidor (acima 15650C)
Média da Espessura do Gancho (mm)
Méd
ia d
a P
rofu
ndid
ade
do G
anch
o (m
m) Temperatura no Distribuidor (abaixo 15650C)
Temperatura no Distribuidor (acima 15650C)
Média da Espessura do Gancho (mm)
Méd
ia d
a P
rofu
ndid
ade
do G
anch
o (m
m)
-
30
3.4.4 Influência do fluxo de calor para o molde
Na superfície do aço líquido, é adicionado pó fluxante. Este se funde criando uma camada
líquida contínua no contorno da superfície do aço fornecendo isolamento térmico para o
metal.
No lingotamento contínuo, o fluxo de calor da placa para o molde ocorre com maior
intensidade na região próxima ao menisco e tem sido demonstrado que a profundidade das
marcas de oscilação diminui com a redução do fluxo de calor. Menisco mais quente reduz a
formação do gancho.
Este fato pode se explicado pela influência da retirada de calor sobre a formação do menisco,
isto é, quanto menor a retirada de calor, menor resistência terá o menisco sólido [33] .
Delhalle et al. [13] realizaram experimentos com três tipos de materiais, inseridos nas faces
estreitas do molde, objetivando quantificar a redução da extração de calor no menisco e
visando reduzir a profundidade da marca de oscilação nas placas.
Os insertos utilizados nos testes foram com os materiais: níquel, cromo e aço inoxidável. A
figura 3.22 demonstra a influência do inserto de cromo na redução de transferência de calor
no molde.
Houve uma redução de 50 ~ 70% na densidade de extração de calor no molde referente à
região do meniscus. A profundidade da marca de oscilação foi reduzida 30 ~ 50%, como
também o comprimento do hook.
-
31
Figura 3.22 Influência do inserto de cromo (faces estreitas do molde) na extração de calor no molde com
velocidade de lingotamento = 1,3 m/min [13]
3.4.5. Influência do tipo de aço
Conforme mostra a figura 3.23, existe uma variação da profundidade das marcas de oscilação
com o teor de carbono do aço. Devido à reação peritética, a contração é mais pronunciada na
faixa 0,10 a 0,15% C. Nestas condições, a contração provoca um maior afastamento do aço
sólido da parede do molde e conseqüentemente marca mais profunda quando do dobramento
do menisco [41].
Figura 3.23 Efeito do teor de carbono na profundidade da marca de oscilação [41]
Carbono (%)
Pro
fun
did
ade
Mar
ca O
scila
ção
(mm
)
Fluxante
Óleo
Carbono (%)
Pro
fun
did
ade
Mar
ca O
scila
ção
(mm
)
Fluxante
Óleo
-
32
Badri et al. [40] concluíram que o aço ultra baixo carbono apresenta maior profundidade de
marca de oscilação (figura 3.24) e maior probabilidade de formação de hook.
Os seguintes comparativos podem ser citados entre os aços ultra baixo e alto carbono:
• Alta temperatura de solidus (1535 oC vs 1500 oC para o alto carbono)
• Menor zona pastosa (15 oC vs 50 oC para o alto carbono)
Figura 3.24 Profundidade da marca de oscilação versus percentagem de carbono [40]
3.4.6 Influência de impurezas do aço
Resultados práticos têm mostrado que corridas do mesmo tipo de aço, com comportamento
similar do fluxante e variáveis de oscilação, podem apresentar marcas de oscilação muito
diferentes.
Esta diferença pode ser resultado de variações na resistência a quente do menisco sólido.
Existem fortes evidências que inclusões não metálicas e bolhas sub-superficiais reduzem a
resistência a quente do sólido e exercem uma influência adicional nas marcas de oscilação.
Ultra Baixo Peritético MédioUltra Baixo Peritético Médio
-
33
Também tem sido notado que o enxofre tem um efeito similar às inclusões. O enxofre não
somente reduz a tensão superficial, mas também a resistência a quente dos aços.
Uma grande concentração de impurezas com S e inclusões não metálicas reduz também a
dutilidade a quente, favorecendo a formação de trincas superficiais na placa [34].
3.4.7 Variação do nível de aço no molde
Variações bruscas do nível de aço no molde provocam distúrbios na região do menisco,
afetando o processo de formação das marcas de oscilação e prejudicando a qualidade
superficial da placa. No caso de subida brusca do menisco, pode ocorrer o transbordamento
do aço sobre o mesmo.
A velocidade de subida do nível acima da qual se deteriora a qualidade de placa é
aproximadamente 0,2mm/s.
No caso da descida brusca do nível, o aço sólido pode entrar em contato com o fluxante em
processo de fusão e provocar incrustação não metálica, não-superficial, na placa [34].
3.4.8 Influência do escoamento de aço no molde
A correta definição dos parâmetros de escoamento do aço líquido no molde, através da
válvula submersa, é importante para a qualidade superficial da placa, porque uma
movimentação excessiva do aço na região do menisco pode provocar distúrbios na formação
das marcas de oscilação.
Por outro lado, a ocorrência de regiões estagnadas favorece o aumento excessivo da extensão
do menisco e, em alguns casos, a solidificação do aço na superfície superior do molde. Este
problema é particularmente importante no lingotamento contínuo de aços inoxidáveis ao Ti,
devido ao acúmulo de inclusões de TiN na região superior do molde, reduzindo a fluidez do
-
34
aço e provocando a solidificação na superfície superior do aço no molde [34].
3.4.9 Influência do pó fluxante
Nilsson M. et al. [44] demonstrou que as propriedades do pó fluxante, por exemplo,
viscosidade, basicidade (CaO/SiO 2) e temperatura de solidificação, podem influenciar no
fluxo de calor na região do menisco.
O aumento da viscosidade da escória do fluxante aumenta a pressão exercida sobre o menisco
durante o tempo de estripamento negativo, e conseqüentemente aumenta a profundidade das
marcas de oscilação.
O pesquisador concluiu também que a maior profundidade da marca de oscilação em aços
baixo carbono acalmados ao Al, em relação aos aços acalmado ao Al-Si, tem sido atribuído ao
aumento do teor de Al2O3 na escória, durante o lingotamento, que contribui para o aumento da
viscosidade.
Wolf [44] contradiz a conclusão de Nilsson M. et al. [44] O mesmo cita que o aumento da
viscosidade possibilita a formação de marca de oscilação, com menor profundidade, devido
ao menor consumo de escória liquida de fluxante.
Nilsson M. et al. [44] realizou experimentos com fluxantes com diferentes basicidades
aplicados em aços peritéticos com 0,13% de carbono. O pó fluxante que resultou em baixo
fluxo de calor (alta basicidade) apresentou um maior ângulo entre o hook e a superfície,
consequentemente maiores concentrações de micro segregação de fósforo e trincas
transversais na base da marca de oscilação.
Altas velocidades de lingotamento têm sido utilizadas para aumentar a produtividade das
máquinas e reduzir os custos. Todavia, altas velocidades têm maior probabilidade de reduzir a
lubrificação do pó fluxante entre o molde e a pele solidificada, aumentando a freqüência de
agarramento de aço e rompimento da pele na saída do molde.
Mizukami et al. [22] propôs uma equação para cálculo de liquid friction na parte superior do
-
35
molde expressada pela equação (3).
( )dl
VcVmfl
−×=
η...........................................................................................................(3)
Onde:
fl = Fricção líquida
η = viscosidade de pó fluxante
Vm = velocidade do molde
Vc = velocidade de lingotamento
dl = espessura de fluxante líquido na interface da parede do molde e pele (shell)
Baseado na equação (3), pode-se concluir que a tensão da pele pode ser reduzida através da
escolha do pó fluxante com baixa temperatura de amolecimento e baixa viscosidade.
Sobre o ponto de vista do padrão de oscilação do molde, é desejável que, para minimizar a
tensão da pele (shell), se reduza a velocidade relativa entre o molde e a pele em solidificação
(Vm-Vc) e ajustar o modelo de oscilação para aumentar o consumo de pó fluxante.
Um aumento no consumo de pó fluxante pode ser obtido de duas maneiras: aumentando os
tempos de estripamento positivo ou negativo (figura 3.25), ou aplicando padrão de oscilação
do tipo assimétrico que fornece maior tempo de estripamento positivo e eficiente estripamento
negativo (figura 3.26).
Figura 3.25 Taxa de consumo de pó fluxante (por ciclo) vs tempos de estripamento negativo e positivo [3]
Co
nsu
mo
pó
fluxa
nte
(g/m
cic
lo)
Co
nsu
mo
pó
fluxa
nte
(g/m
cic
lo)
Tempo Estripamento Negativo (s) Tempo Estripamento Positivo (s)
Coeficiente de Correlação: 0.971Desvio Padrão= 0.123
Co
nsu
mo
pó
fluxa
nte
(g/m
cic
lo)
Co
nsu
mo
pó
fluxa
nte
(g/m
cic
lo)
Tempo Estripamento Negativo (s) Tempo Estripamento Positivo (s)
Coeficiente de Correlação: 0.971Desvio Padrão= 0.123
-
36
Figura 3.26 Parâmetros do oscilador do molde: senoidal e assimétrico [3]
O valor crítico de estripamento negativo para oscilação senoidal pode ser expresso pela
equação (4):
∫ −=2
1)(
t
tdtVcVmNS ...............................................................................................................(4)
Onde t1 e t2 são os tempos em que Vm = Vc.
Para satisfazer estas duas condições, o modo de oscilação pode ser não senoidal, onde o
tempo ascendente do molde é maior do que o descendente.
A figura 3.27 compara os resultados calculados do efeito da oscilação não senoidal sobre a
fricção líquida da pele.
Para a taxa de modificação da curva (α = 40%), a fricção líquida é reduzida em 40 %, neste
caso, ocorre um aumento do consumo de pó fluxante.
S: Amplitude (mm)F: Freqüência (ciclos / minuto)a: Taxa de modificação para não senoidal (%) = (A2/A1) x 100VC: Velocidade Lingotamento (m/minuto)Tt: Período Total do Ciclo de Oscilação (segundos/ciclo)= 60/FTn: Tempo de Estripamento Negativo (seg)= 60/p Fxarc cos(1000xVC/ p SF), Equação para a=0TP: Tempo de Estripamento Positivo (seg)= Tt – Tn
Distância entre marca de oscilação (mm)= 1000x VC/ F)
Senoidal (a= 0%)Não Senoidal (a= 24%)
Vel
oci
dad
e (m
m/s
eg)
Des
loca
men
to d
o m
old
e (m
m)
Tempo (s) Tempo (s)
Distância OM(teórica)
Velocidade Ling. (VC: 1.45 m/min)
Senoidal (a= 0%)
Não Senoidal (a= 24%)
Tn
S: Amplitude (mm)F: Freqüência (ciclos / minuto)a: Taxa de modificação para não senoidal (%) = (A2/A1) x 100VC: Velocidade Lingotamento (m/minuto)Tt: Período Total do Ciclo de Oscilação (segundos/ciclo)= 60/FTn: Tempo de Estripamento Negativo (seg)= 60/p Fxarc cos(1000xVC/ p SF), Equação para a=0TP: Tempo de Estripamento Positivo (seg)= Tt – Tn
Distância entre marca de oscilação (mm)= 1000x VC/ F)
Senoidal (a= 0%)Não Senoidal (a= 24%)
Vel
oci
dad
e (m
m/s
eg)
Des
loca
men
to d
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old
e (m
m)
Tempo (s) Tempo (s)
Distância OM(teórica)
Velocidade Ling. (VC: 1.45 m/min)
Senoidal (a= 0%)
Não Senoidal (a= 24%)
Tn
-
37
Figura 3.27 Efeito da onda não senoidal no valor de fricção líquida (fl) [22]
Suzuki M. et al. [50] concluíram que a força de fricção no molde é proporcional à velocidade
relativa do molde para velocidade de lingotamento, e que a curva de oscilação não senoidal
pode reduzir drasticamente a força de fricção (figura 3.28).
Figura 3.28 Relação entre velocidade de lingotaento e força máxima de fricção (Ff max) em um ciclo de oscilação [50]
0 10 20 30 40
20
40
60
80
100
Índi
ce d
e Fr
icçã
o Lí
quid
a
α (%)
Tipo Senoidal
± 4 mm ; 192 cpmVc = 2 m/min
0 10 20 30 40
20
40
60
80
100
Índi
ce d
e Fr
icçã
o Lí
quid
a
α (%)
Tipo Senoidal
± 4 mm ; 192 cpmVc = 2 m/min
-
38
4 METODOLOGIA E PROCEDIMENTOS
Os experimentos referentes às alterações das variáveis físicas do oscilador do molde foram
realizados na máquina de lingotamento contínuo 3 da ArcelorMittal Tubarão. As principais
características desta máquina são apresentadas na Tabela IV.1.
Tabela IV.1: Principais características do lingotamento contínuo 3 da Arcelor
Mittal Tubarão
Item Especificação
Tipo Vertical curva
Comprimento metalúrgico (m) 32.972
Nº de veios por máquina 2
Espessura (mm) 200, 225, 250
Largura a frio (mm) 1050 ~ 2325
Raio da máquina (m) 10
Comprimento reto entre menisco e o 1º raio de
dobramento (mm)
2665
Velocidade de Lingotamento (m/min) 2.00 m/min (espessura 200 mm)
1.80 m/min (espessura 225 mm)
1.45 m/min (espessura 250 mm)
Comprimento do molde (mm) 900
Oscilador do molde Eletro – Hidráulico
Curso de oscilação: 2~8 mm
Freqüência: 25 ~ 400 cpm
Profundidade de válvula submersa (do topo da
saída de aço até o menisco ) (mm)
150 ~ 200
Espessura da placa do molde (mm) Face larga: 41
Face estreita: 39
Espessura do revestimento do molde (mm) 0.3 (topo) ? 2 (base), CoNi
Material base: Cu-Cr-Zr
Água de molde máxima por veio (l/min) Face larga: 10.000 (2 faces)
Face estreita: 1300 (2 faces)
Temperatura da placa de cobre do molde (oC) < 300
Delta T (Variação da temperatura) da Água do < 10
-
39
molde ( oC)
Resfriamento secundário Somente água: foot roll até
segmento zero superior
Air mist: segmento zero
intermediário até segmento 14
Controle do nível de aço no molde Corrente parasita (NKK)
Adição de fluxante no molde Automático
O oscilador do molde, onde foi realizado o experimento, é do tipo eletro-hidráulico. Por ser
hidráulico permite o ajuste automático da amplitude de oscilação, como também assimetria de
curva, visando redução do tempo de estripamento negativo e a efetiva lubrificação do sistema
molde-placa.
O mecanismo de funcionamento deste equipamento, mostrado na figura 4.29, é demonstrado a
seguir:
1) O atuador eletro-hidráulico aciona a haste conectada à viga de oscilação para oscilar o
molde que está montado na mesa de suporte;
2) Uma bobina, que é uma peça da unidade hidráulica, está instalada no interior do atuador
eletro-hidráulico;
3) O servo-motor atua a bobina, a qual está conectada ao parafuso esférico para as direções
superior e inferior;
4) A posição relativa entre a haste e a bobina é mantida em um valor constante, através de
uma malha fechada de retro-alimentação, composta de circuito hidráulico e de controle.
Como conseqüência, a haste pode ser atuada utilizando-se grande quantidade de força
gerada de fonte hidráulica;
5) Para realizar o controle mencionado acima, utiliza-se a tecnologia de retro- alimentação
com os seguintes parâmetros: posição do molde, posição da haste e posição da bobina.
-
40
A