Influência dos parâmetros de processo na ocorrência de romboidade em tarugos de aço de médio teor de carbono produzidos via lingotamento contínuo na ArcelorMittal Cariacica

INSTITUTO FEDERAL DO ESPÍRITO SANTO CURSO SUPERIOR DE ENGENHARIA METALÚRGICA

HIURY VOLTZ

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA OCORRÊNCIA DE ROMBOIDADE EM TARUGOS DE AÇO DE MÉDIO TEOR DE CARBONO PRODUZIDOS VIA LINGOTAMENTO CONTÍNUO NA ARCELORMITTAL CARIACICA

Vitória 2015

HIURY VOLTZ

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA OCORRÊNCIA DE ROMBOIDADE EM TARUGOS DE AÇO DE MÉDIO TEOR DE CARBONO PRODUZIDOS VIA LINGOTAMENTO CONTÍNUO NA ARCELORMITTAL CARIACICA

Trabalho de Conclusão de Curso apresentado à Coordenadoria dos Cursos Superiores em Metalurgia do Instituto Federal do Espírito Santo como requisito parcial para obtenção do título de Bacharel em Engenharia Metalúrgica. Orientador: Prof. Dr. Estéfano Aparecido Vieira

Vitória 2015

(Biblioteca Nilo Peçanha do Instituto Federal do Espírito Santo)

V942i

Voltz, Hiury. Influência dos parâmetros de processo na ocorrência de romboidade em tarugos de aço de médio teor de carbono produzidos via lingotamento contínuo na ArcelorMittal Cariacica / Hiury Voltz. – 2015. 93 f. : il. ; 30 cm Orientador: Estéfano Aparecido Vieira. Monografia (graduação) – Instituto Federal do Espírito Santo, Coordenadoria de Cursos Superiores em Metalúrgia, Curso Superior de Engenharia Metalúrgica. 1. Aço - Metalurgia. 2. Aço – Defeitos. 3. Planejamento experimental. I. Vieira, Estéfano Aparecido. II. Instituto Federal do Espírito Santo. III. Título. CDD 21 – 669.142

HIURY VOLTZ

INFLUÊNCIA DOS PARÂMETROS DE PROCESSO NA OCORRÊNCIA DE ROMBOIDADE EM TARUGOS DE AÇO DE MÉDIO TEOR DE CARBONO PRODUZIDOS VIA LINGOTAMENTO CONTÍNUO NA ARCELORMITTAL CARIACICA

Trabalho de Conclusão de Curso apresentado à Coordenadoria dos Cursos Superiores em Metalurgia do Instituto Federal do Espírito Santo como requisito parcial para obtenção do título de Bacharel em Engenharia Metalúrgica.

Aprovado em 19 de março de 2015.

COMISSÃO EXAMINADORA

Prof. Dr. Estéfano Aparecido Vieira Instituto Federal do Espírito Santo Orientador

Prof. Dr. Adonias Ribeiro Franco Júnior Instituto Federal do Espírito Santo

Eng. M.Sc. Alexandre de Aparecida Morais ArcelorMittal Tubarão

DECLARAÇÃO DO AUTOR

Declaro, para fins de pesquisa acadêmica, didática e técnico-científica, que este Trabalho de Conclusão de Curso pode ser parcialmente utilizado, desde que se faça referência à fonte e ao autor.

Vitória, 19 de março de 2015.

Hiury Voltz

AGRADECIMENTOS

Agradeço primeiramente à Deus, que me permitiu tudo isso e iluminou meu caminho durante esta caminhada. À minha família, meu porto seguro, obrigado pelo amor, carinho, dedicação, sacrifícios e paciência. Vocês acreditaram no meu sonho e caminharam ao meu lado. Aos amigos, pelo incentivo e compreensão. Ao Prof. Dr. Estéfano Aparecido Vieira pela orientação e por acreditar nesta proposta de trabalho. A ArcelorMittal Cariacica pela oportunidade, apoio e confiança. À equipe do lingotamento contínuo, através de Erasmo Schultz, Supervisor do Lingotamento Contínuo, pela colaboração e disponibilidade para realização dos experimentos. Aos professores do Instituo Federal do Espírito Santo - Campus Vitória, pelas lições e ensinamentos passados durante a graduação, os quais me tornaram capaz de realizar este trabalho.

RESUMO

Diversos são os defeitos que ocorrem durante o lingotamento contínuo dos aços. Um tipo de defeito de forma recorrente encontrado no lingotamento contínuo de jato aberto da ArcelorMittal Cariacica é a romboidade. O foco deste trabalho é avaliar a influência da velocidade da água de refrigeração do molde, velocidade de lingotamento, lubrificação, superheat e conicidade, bem como de suas interações, na ocorrência de romboidade em aços de médio teor de carbono, que é a categoria de aços mais afetada por esse defeito. Por meio de planejamentos de experimentos (Design of Experiments), testes foram realizados para melhor compreender os efeitos de cada um dos fatores listados. Após análise estatística feita no MINITAB® versão 16.0, os resultados mostraram que a melhor condição, ou seja, as menores romboidades, foram encontradas reduzindo-se o superheat e aumentando-se a velocidade da água de refrigeração do molde, a velocidade de lingotamento e a taxa de lubrificação, além do uso de moldes com menor número de corridas.

Palavras-chave: Romboidade. Lingotamento Contínuo. Planejamento de Experimentos.

ABSTRACT

There are several defects which occur during the continuous casting of steels. One type of defect recurrently found in the open-stream continuous casting of ArcelorMittal Cariacica is the rhomboidity. The focus of of the present investigation is to evaluate the influence of the velocity of mold cooling water, casting speed, lubrication, superheat and mould taper as well as their interactions, in the event of rhomboidity in medium-carbon steel, which is the category of steels most affected by this defect. Through Design of Experiments, tests were conducted to better understand the effects of each of the factors listed. After statistical analysis in MINITAB® 16.0, the results showed that the best condition, i.e., lower rhomboiditys, were found reducing the superheat and increasing the speed of mold cooling water, casting speed, and lubrication rate, and the use of moulds with fewer heats.

Keywords: Rhomboidity. Continuous Casting. Design of Experiments.

LISTA DE FIGURAS

Figura 1 - Representação esquemática mostrando os principais componentes de uma MLC. ................................................................................................. 17 Figura 2 - Esquema do fenômeno de lingotamento na região do molde (não está em escala). ..................................................................................................... 18 Figura 3 - Resistências térmicas e distribuição de temperaturas em um dado instante, desde o aço líquido até a água de refrigeração do molde. ........ 23 Figura 4 - Diagrama esquemático de um tarugo romboide com vários tipos de trincas. ...................................................................................................... 26 Figura 5 - Tarugos com incidência de romboidade produzidos na ArcelorMittal Cariacica. ................................................................................................. 27 Figura 6 – Relação entre velocidade da água de refrigeração do molde e profundidade das marcas de oscilação para aço com 0,20% C e diferentes porcentagens de fósforo. ......................................................... 28 Figura 7 – Diagramas que relacionam o comportamento da água no canal de refrigeração para tarugos de baixo, médio e alto teores de carbono com a velocidade e a pressão da água na saída do molde, considerando moldes de espessura 9,53 mm e diferentes temperaturas de entrada da água. .. 29 Figura 8 – Depósitos nas paredes externas do molde próximas ao menisco devido à presença de partículas Ca e Mg na água de refrigeração primária. ........ 30 Figura 9 – Variação do tempo de estripagem negativa com a frequência de oscilação do molde e curso de oscilação do molde para uma velocidade de lingotamento igual à 0,8m/min. ................................................................. 32 Figura 10 – Parte superior esquerda do diagrama ferro carbono. Em destaque a região correspondente aos aços sensíveis à romboidade no lingotamento contínuo de tarugos. ......................................................... 33 Figura 11 – Máxima transferência de calor no molde em função da máxima temperatura na face quente do molde para os estados nos quais o óleo pode se encontrar. ................................................................................. 35 Figura 12 - Relação entre a convergência do spray de água e a romboidade. ......... 38 Figura 13 – O aumento do superheat provoca a redução da espessura prevista da pele solidificada na saída do molde para aços com diferentes teores de carbono e velocidades de lingotamento. ................................................ 39 Figura 14 – Suportes típicos para moldes de tarugos. .............................................. 41 Figura 15 – Representação esquemática da contribuição da distorção térmica das paredes do molde e de uma conicidade insuficiente no topo do molde na formação ou incremento do gap de ar (não está em escala). ................ 41 Figura 16 – Influência da conicidade na romboidade para aços com diferentes teores de carbono. ............................................................................................ 42

Figura 17 – Influência da espessura da parede do molde na temperatura da superfície externa (fria) e interna (quente) do molde. Condições: aço com 0,2%C, velocidade da água igual a 8 m/s, canal de 5 mm, pressão de saída de 241 kPa, temperatura de entrada da água de 30 °C, ΔT da água igual a 8,5 °C, seção 131x131 mm². ............................................. 44 Figura 18 – Representação esquemática de um processo. ...................................... 45 Figura 19 – Digrama Causa e Efeito para a romboidade. ......................................... 48 Figura 20 – Representação esquemática do processo de medição das diagonais dos tarugos. .................................................................................................. 54 Figura 21 – Gráficos de Pareto que relacionam a quantidade de sucata devido à romboidade pela categoria de aço nos anos de 2012 e 2013. ............... 57 Figura 22 – Boxplot para romboidade de aços de médio teor de carbono nos anos de 2012 e 2013. .......................................................................................... 59 Figura 23 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no experimento 1. .................................................................... 62 Figura 24 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no experimento 2. .................................................................... 64 Figura 25 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no veio 2 durante o experimento 3........................................... 66 Figura 26 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no veio 3 durante o experimento 3........................................... 67 Figura 27 – Gráfico de Pareto para a romboidade média referente ao experimento 1. ............................................................................................................... 68 Figura 28 – Gráfico de interação para a romboidade média referente ao experimento 1. ............................................................................................................ 69 Figura 29 – Gráfico multi-vari para a romboidade média referente ao experimento 1. ............................................................................................................... 70 Figura 30 – Gráfico com as variações das romboidades para os tarugos A2 e H1 referente ao experimento 1. ................................................................... 70 Figura 31 – Gráfico de Pareto para a romboidade média referente ao experimento 2. ............................................................................................................... 73 Figura 32 – Gráfico de interação para a romboidade média referente ao experimento 2. ............................................................................................................ 73 Figura 33 – Gráfico multi-vari para a romboidade média referente ao experimento 2. ............................................................................................................... 74 Figura 34 – Gráfico com as variações das romboidades para os tarugos H2 e C4 referente ao experimento 2. ................................................................... 75 Figura 35 – Gráfico de Pareto para a romboidade média referente ao experimento 3. ............................................................................................................... 77 Figura 36 – Gráfico de interação para a romboidade média referente ao experimento 3. ............................................................................................................ 77

Figura 37 – Gráfico multi-vari para a romboidade média referente ao experimento 3. ............................................................................................................... 79 Figura 38 – Gráfico com as variações das romboidades para os tarugos H3 (veio 2) e C1 (veio 3) referente ao experimento 3. .............................................. 80 Figura 39 – Gráfico das medições de conicidade para as faces curvas e paralelas dos moldes utilizados no experimento 3. ............................................... 81

LISTA DE QUADROS

Quadro 1 – Principais características da MLC da ArcelorMittal Cariacica. ................ 20 Quadro 2 – Etapas para o planejamento de experimentos. ...................................... 47 Quadro 3 – Matriz experimental do experimento 1. ................................................... 51 Quadro 4 – Matriz experimental do experimento 2. ................................................... 52 Quadro 5 – Matriz experimental do experimento 3. ................................................... 53 Quadro 6 – Matriz experimental do experimento 3. ................................................... 54 Quadro 7 – Faixas de composição química para a categoria de médio teor de carbono utilizada nos experimentos. ...................................................... 58

LISTA DE TABELAS

Tabela 1 - Resultados para as medições de romboidade do experimento 1. ............ 61 Tabela 2 - Resultados para as medições de romboidade do experimento 2. ............ 63 Tabela 3 - Resultados para as medições de romboidade do experimento 3. ............ 65 Tabela 4 - Resultados para as medições de romboidade do experimento 1. ............ 68 Tabela 5 - Resultados para as medições de romboidade do experimento 2. ............ 72 Tabela 6 - Resultados para as medições de romboidade no veio 2 do experimento 3. ................................................................................................................. 76 Tabela 7 - Resultados para as medições de romboidade no veio 3 do experimento 3. ................................................................................................................. 76

SUMÁRIO

1

INTRODUÇÃO ........................................................................................... 14

2

OBJETIVOS ............................................................................................... 15

2.1

OBJETIVO GERAL ..................................................................................... 15

2.2

OBJETIVOS ESPECÍFICOS ...................................................................... 15

3

REVISÃO DA LITERATURA ..................................................................... 16

3.1

PROCESSO DE LINGOTAMENTO CONTÍNUO ........................................ 16

3.1.1

Máquina de lingotamento contínuo da ArcelorMittal Cariacica ........... 19

3.2

EXTRAÇÃO DE CALOR NO PROCESSO DE LINGOTAMENTO CONTÍNUO ................................................................................................ 21

3.2.1

Molde ou resfriamento primário .............................................................. 22

3.2.2

Região de sprays ou resfriamento secundário ...................................... 25

3.2.3

Região de radiação livre ou resfriamento terciário ............................... 26

3.3

ROMBOIDADE ........................................................................................... 26

3.3.1

Fatores que afetam a formação da romboidade .................................... 28

3.3.1.1

Velocidade e pressão da água do molde ................................................... 28

3.3.1.2

Qualidade da água de refrigeração do molde............................................. 30

3.3.1.3

Oscilação do molde .................................................................................... 31

3.3.1.4

Composição química do aço ...................................................................... 32

3.3.1.5

Lubrificação por óleo .................................................................................. 34

3.3.1.6

Variação de nível de aço no molde ............................................................ 35

3.3.1.7

Velocidade de lingotamento ....................................................................... 36

3.3.1.8

Resfriamento Secundário ........................................................................... 37

3.3.1.9

Superheat ................................................................................................... 39

3.3.1.10 Características do molde ............................................................................ 40 3.3.1.10.1 Composição do molde ......................................................................................... 40 3.3.1.10.2 Tipos de suporte .................................................................................................. 40 3.3.1.10.3 Conicidade ........................................................................................................... 41 3.3.1.10.4 Espessura da parede ........................................................................................... 43

4

METODOLOGIA ........................................................................................ 48

4.1

PROGRAMA DE EXPERIMENTOS ................................................................ 51

4.1.1

Experimento 1 ........................................................................................... 51

4.1.2

Experimento 2 ........................................................................................... 52

4.1.3

Experimento 3 ........................................................................................... 53

4.2

DETERMINAÇÃO E AVALIAÇÃO DA ROMBOIDADE ............................... 54

4.3

ANÁLISE ESTATÍSTICA DOS DADOS ...................................................... 55

5

RESULTADOS E DISCUSSÃO ................................................................. 57

6

CONCLUSÃO ............................................................................................ 82

7

SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ........................................ 84 REFERÊNCIAS .......................................................................................... 85 APÊNDICE A - Cálculo da velocidade da água de refrigeração do molde . 87 APÊNDICE B - Medidas das diagonais dos tarugos do experimento 1 ...... 88 APÊNDICE C - Medidas das diagonais dos tarugos do experimento 2 ...... 89 APÊNDICE D - Medidas das diagonais dos tarugos do experimento 3 ...... 90 ANEXO I - Certificado de calibração do paquímetro AC-PQ007 ................ 91

14

1 INTRODUÇÃO

As

inovações

recentes

transformaram

o

lingotamento

contínuo

em um processo sofisticado e de alta tecnologia, responsável por 90% de todo o aço produzido no mundo (THOMAS, 2004). Entretanto, mesmo sendo um processo primoroso, ocorre a formação de defeitos, os quais reduzem a qualidade dos produtos semi-acabados e interferem na produtividade, por meio de custos adicionais devido a necessidade de inspeção, introdução de etapas para remoção desses defeitos, e sucateamento de material. Diversos são os defeitos que ocorrem durante o lingotamento contínuo dos aços. Os defeitos em tarugos podem ser ocasionados por problemas mecânicos e metalúrgicos durante o lingotamento e por falhas no processo de fabricação do aço nas áreas de refino (RIZZO, 2006). Um tipo de defeito de forma recorrente encontrado em lingotamentos contínuos de jato aberto é a romboidade (KUMAR, 1996), que é detectada através de inspeção visual ou com o emprego de instrumentos de medidas (RIZZO, 2006).

A

romboidade, que é afetada por diversos fatores, bem como a interação dos mesmos, pode ser definida como um defeito de forma do tarugo produzido via lingotamento contínuo no qual sua seção quadrada sofre uma distorção apresentando uma diagonal maior que a outra. Segundo Kumar (1991), a romboidade severa causa dificuldades na movimentação dos tarugos no reaquecimento, particularmente nos fornos empurradores. Na laminação, dobras nos cantos podem ocorrer gerando costuras no produto final. Além disso, outros defeitos, como, por exemplo, as trincas diagonais, ocorrem associados à romboidade. Tendo em vista as circunstâncias acima citadas, neste trabalho, fez-se um planejamento de experimentos visando avaliar a influência de alguns fatores e de suas interações na ocorrência de romboidade em aços de médio teor carbono produzidos via lingotamento contínuo na ArcelorMittal Cariacica. Para a realização da análise estatística dos dados obtidos foi utilizado o software MINITAB® versão 16.0, bastante difundido no meio acadêmico e utilizado na ArcelorMittal Cariacica.

15

2 OBJETIVOS

2.1 OBJETIVO GERAL

Avaliar a influência de alguns fatores e de suas interações na ocorrência de romboidade em aços de médio teor carbono produzidos via lingotamento contínuo na ArcelorMittal Cariacica.

2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS

Avaliar os valores de romboidade da ArcelorMittal Cariacica nos anos de 2012 e 2013; Verificar a influência da velocidade da água de refrigeração do molde, velocidade de lingotamento, lubrificação, superheat e conicidade, bem como as suas interações, na ocorrência de romboidade em aços de médio teor de carbono; Identificar as condições de maior e menor ocorrência de romboidade para essa categoria de aços; Comparar os resultados obtidos nos experimentos com o proposto pela bibliografia especializada.

16

3 REVISÃO DA LITERATURA

3.1 PROCESSO DE LINGOTAMENTO CONTÍNUO

O lingotamento contínuo foi desenvolvido nas décadas de 1950 e 60 (THOMAS, 2004) e é um processo que, quando comparado ao lingotamento convencional, possui inúmeras vantagens: Aumento da produtividade, que se deve pela redução de tempo e de etapas de lingotamento e pela melhora no rendimento com aproveitamento quase total do aço devido à continuidade do processo e consequente eliminação da técnica de corte da cabeça dos lingotes (GARCIA et al., 2006); Acabamento superficial melhor e mais regular decorrente da redução de defeitos provenientes do lingotamento convencional (RIZZO, 2006); Redução na deformação necessária na laminação devido os semiacabados produzidos continuamente possuírem dimensões menores em relação aos lingotes obtidos por lingotamento convencional (THOMAS, 2004); Maior viabilidade de controle do processo no lingotamento contínuo em função da maior flexibilidade para a instalação de sensores e atuadores para o monitoramento e comando dos equipamentos que constituem a máquina de lingotamento contínuo (MLC) (RIZZO, 2006). O lingotamento contínuo tem como principal objetivo a transformação do aço da sua forma líquida para a sólida continuamente. Trata-se do modo mais eficiente de solidificar um grande volume de metal em formas mais simples para processamento posterior (THOMAS, 2004). O resfriamento do aço líquido, no lingotamento contínuo, ocorre em três etapas sequenciais: em um molde de cobre refrigerado a água (resfriamento primário), em conjuntos de chuveiros (sprays) de água ou mistura de ar e água (resfriamento secundário) e ao ar por meio da transferência de calor por radiação (GARCIA et al., 2006).

17

Além do molde, da zona de resfriamento por sprays e da região de radiação livre, os principais elementos que podem compor uma MLC são distribuidor, tubo longo, válvula submersa, rolos de suporte, máquina de extração e desempeno e oxicorte. Uma representação esquemática mostrando os principais componentes de uma MLC é apresentada na figura 1. Figura 1 - Representação esquemática mostrando os principais componentes de uma MLC.

Fonte: ARCELORMITTAL CARIACICA, 2014.

Conforme pode ser visto na figura 1, no processo de lingotamento contínuo, a torre de lingotamento recebe a panela contendo aço líquido, após esta ser liberada pela unidade de refino, e a sustenta sobre o distribuidor (tundish). Então, o aço líquido é vazado da panela para o tundish e deste para o molde, podendo o jato ser protegido ou não. Para a proteção do jato da panela para o distribuidor utiliza-se o tubo longo; do tundish para o molde, a válvula submersa. Para Garcia et al. (2006) o distribuidor, que está localizado entre a panela e o molde, promove a alimentação dos veios por meio de um fluxo contínuo e controlado de aço evitando a interrupção do processo durante a troca de panela quando esta se esvazia. Além desta função, o tundish permite melhorar a limpidez do aço, principalmente, por meio da flotação complementar das inclusões.

18

O molde é confeccionado em cobre eletrolítico com adição de elementos de liga que aumentam sua resistência mecânica (RIZZO, 2006). Sendo resfriado a água, é no molde que ocorrerá o resfriamento do aço líquido e a formação da camada de metal sólido junto à superfície da parede interna (pele ou casca solidificada) suficientemente espessa a fim de suportar a pressão ferrostática (coluna de aço líquido) e as solicitações mecânicas externas de modo a evitar rupturas e trincas (GARCIA et al., 2006). Abaixo do molde, a pele solidificada terá uma espessura entre 6 e 20 mm (THOMAS, 2004). Na figura 2 é possível observar um esquema do fenômeno de lingotamento na região do molde. Figura 2 - Esquema do fenômeno de lingotamento na região do molde (não está em escala).

Fonte: THOMAS, 2001, f.17.

De acordo com Rizzo (2006), durante todo o processo, o molde oscila verticalmente alternando movimentos de subida e descida fornecendo uma estripagem negativa, que corresponde ao tempo em que a velocidade do molde é mais rápida que a velocidade de extração da pele solidificada, evitando, desta forma, o colamento.

19

Segundo Rizzo (2006), para permitir a lubrificação entre a parede interna do molde e a pele solidificada são utilizados lubrificantes, sendo os mais comuns o pó fluxante e o óleo vegetal. A utilização de lubrificantes entre as superfícies na interface metal/molde reduz o atrito e ajuda a impedir o agarramento da casca solidificada à superfície do molde. A redução de atrito, combinada com a oscilação do molde, minimiza a ocorrência de breakouts, o desgaste do molde e a formação de defeitos. Para o autor, a utilização de pó fluxante, apesar das vantagens (isolamento, evita a reoxidação do aço líquido, absorção de inclusões, lubrificação, entre outras), não é recomendada em MLC que estejam operando com jato aberto, porque o fluxo de aço em queda livre arrastaria o pó fluxante provocando a formação de inclusões. Rizzo (2006) afirma que após a saída do molde, a solidificação do lingote, principalmente das regiões internas, continua na zona de resfriamento secundário. Além dos sprays, esta região é composta por rolos extratores, de suporte, dobramento e desdobramento. A zona de resfriamento secundário pode ser subdividida em diversas subzonas para permitir um controle de tal forma a propiciar um resfriamento mais homogêneo e uniforme. Em seguida, após passar pela zona de resfriamento secundário, o esboço ou lingote (peça que está sendo lingotada) continua o processo de transferência de calor por radiação até alcançar a região de oxicorte, onde é efetuado o corte das placas ou tarugos (GARCIA et al., 2006). Em alguns casos, rebarbadores são utilizados para a remoção das rebarbas provenientes do processo de corte (RIZZO, 2006). Finalmente, estes produtos são deslocados para o resfriamento em leitos, no caso de tarugos, e em pilhas, no caso de placas.

3.1.1 Máquina de lingotamento contínuo da ArcelorMittal Cariacica

Projetada, inicialmente, para produzir 300.000 toneladas de tarugos por ano, a MLC da ArcelorMittal Cariacica, possui hoje uma capacidade de produção de cerca de 600.000 toneladas de tarugos por ano. No quadro 1 são apresentadas, em resumo, as principais características da MLC da ArcelorMittal Cariacica.

20

Quadro 1 – Principais características da MLC da ArcelorMittal Cariacica.

Característica

Descrição

Fabricação/Tecnologia

Concast

Data de início de operação

1987

Tipo e raio da máquina

Curva com 6 metros de raio.

Número de veios

4

Fluxo de aço panela/tundish Protegido ou jato aberto dependendo do tipo de aço Sistema de troca de panela

Carro troca panela

Volume do distribuidor

15 toneladas

Controle do fluxo de aço FNC – Fast nozzle change (Sistema MAG-QC de troca tundish/molde

rápida por meio de válvulas calibradas)

Fluxo de aço tundish/molde

Aberto ou Protegido por gás inerte

Molde

Curvo, de CuAg e com conicidade tripla: 2,6 %/m (superior), 1,2 %/m e 0,7 %/m (inferior)

Comprimento do molde

800 mm

Controle de nível no molde

Automático eletromagnético (Danielli-CEDA)

Raio de canto do molde

4 mm

Tipo de lubrificante

Óleo vegetal de soja

Agitador eletromagnético

Nenhum 3 zonas de resfriamento com controle independente de

Resfriamento secundário

vazão de água com os seguintes comprimentos: Anel (0,25 m), Zona 1 (2,00 m), Zona 2 (dividida em zona 2A e 2B de mesmo comprimento e igual a 2,25 m).

Tipos de aço lingotados

Aços carbono e microligados (%C entre 0,07 e 0,75)

Velocidade de lingotamento 1,8 a 4,8 m/min dependendo da seção Produto e seções lingotados

Tarugos com seções quadradas de lado igual a 100, 120, 130, 150 e 160 mm

Comprimento do produto

5,00m a 14,10m

Tipo de oscilador

Mecânico com amortecimento por mola

Frequência de oscilação

Variável conforme a velocidade: 140 a 200 cpm

Sistema de corte

Oxicorte que utiliza gás natural (GEGA)

Fonte: Elaborado pelo autor (2014).

21

Trata-se de uma máquina curva com 6 metros de raio, constituída por quatro veios de lingotamento, cujos tarugos são produzidos em cinco seções quadradas diferentes 100x100, 120x120, 130x130, 150x150 e 160x160 mm² e com comprimento variando entre 5,00 e 14,10 m. Dependendo do tipo de aço, o fluxo de metal líquido, seja da panela para o distribuidor ou do distribuidor para o molde, é aberto ou protegido. O controle do fluxo de aço da panela para o tundish é feito por um sistema de válvula gaveta; do distribuidor para o molde, por um sistema de troca rápida de válvulas calibradas. O molde é do tipo CuAg, possui tripla conicidade, 800 mm de comprimento e controle automático eletromagnético de nível. O oscilador é do tipo mecânico com amortecimento por mola e a frequência de oscilação varia entre 140 a 200 cpm, conforme a velocidade de lingotamento. A lubrificação da interface metal/molde é feita por meio de óleo vegetal de soja, característica de máquinas que produzem tarugos (RIZZO, 2006). O resfriamento secundário é divido em três zonas (anel, zona 1, zona 2) com controle independente de vazão de água.

3.2 EXTRAÇÃO DE CALOR NO PROCESSO DE LINGOTAMENTO CONTÍNUO

Conforme Garcia et al. (2006), a solidificação ocorre pela extração de calor ao longo de três etapas sequenciais de resfriamento, nas quais atuam diferentes modos de transferência de calor, mas que se complementam para a transformação de todo aço líquido para a sua forma sólida. Além disso, a extração de calor ao longo destas etapas afeta diretamente a qualidade do produto por meio da ocorrência de defeitos.

22

3.2.1 Molde ou resfriamento primário

Segundo Pinheiro (1997), a transferência de calor no molde é um dos fenômenos mais importantes que ocorrem durante o lingotamento contínuo dos aços. Uma extração de calor apropriada no molde resulta em tarugos com boa qualidade superficial e previne a ocorrência de breakouts. Porém, se uma taxa de transferência de

calor

alta

e/ou

irregular

for

aplicada,

romboidade

(BRIMACOMBE;

SAMARASEKERA, 1982) e tensões térmicas, que causam trincas longitudinais, poderão ser formadas. Por outro lado, uma extração de calor insuficiente pode levar à formação de uma casca solidificada fina que é mais propensa a abaulamentos e breakouts (ZASOWSKI; SOSINSKI, 1990 apud PENNA, 2005, p. 27). Para Thomas (2001), o lingotamento contínuo de aço no molde envolve uma complexidade de fenômenos que interagem entre si durante a solidificação e, por isso, não existe um modelo que inclua todos os fenômenos de uma só vez. Dessa forma, para o desenvolvimento de um modelo bem sucedido, é essencial a seleção dos fenômenos de interesse para um objetivo específico de modelagem e a consideração de hipóteses razoáveis. Esses modelos são baseados em satisfazer as leis de conservação de calor, massa, força e impulso em um domínio adequado, com condições de contorno apropriadas. Os fenômenos considerados são representados por termos nessas equações. Outros fenômenos podem ser desprezados ou incorporados por meio de constantes empíricas, obtidas através da experimentação. As equações são discretizadas utilizando diferenças finitas ou métodos de elementos finitos e são resolvidas numericamente com computadores. Com o propósito de contornar esse problema, é comum recorrer a aproximações de engenharia visando o entendimento do fluxo de calor sem tem que solucionar as equações diferenciais. Nesse sentido, simplificadamente, Brimacombe Continuous Casting Course (2002) considera que a transferência de calor na região do molde, do aço líquido no centro do lingote para a água de refrigeração do molde, ocorre numa sequência de etapas (resistências térmicas envolvidas na passagem do fluxo de calor), conforme pode ser visto na figura 3. As etapas incluem convecção no aço líquido, condução através da casca sólida, condução através do gap, condução através da parede do molde e convecção na água de refrigeração do molde.

23

Figura 3 - Resistências térmicas e distribuição de temperaturas em um dado instante, desde o aço líquido até a água de refrigeração do molde.

Fonte: BRIMACOMBE CONTINUOUS CASTING COURSE, 2002, p. M16.

A resistência total ao fluxo de calor é representada pela associação das diversas resistências térmicas à transferência de calor associadas em série, conforme a equação (3.1) (BRIMACOMBE CONTINUOUS CASTING COURSE, 2002).

R

total

R

total

R

água

1

h

água

R d k

molde

molde

molde

R d k

gap

gap

gap

R d k

açosol.

R

1

açosol.

açosol.

açoliq.

(3.1)

h

açoliq.

Onde: R índices total, água, molde, gap, açosol. e açoliq. são as resistências térmicas associadas a cada camada [m2..K/W]; hágua é o coeficiente de convecção entre a placa de cobre do molde e a água de refrigeração [W/m2.K].

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d índices molde, gap e açosol. são as espessuras das camadas [m]; k índice molde, gap e açosol. são as condutividades térmicas de cada camada [W/m.K]; haço liq é o coeficiente de convecção no aço líquido [W/m2.K];

Ainda de acordo com Brimacombe Continuous Casting Course (2002), o fluxo de calor será dado pela equação (3.2).

q

"

T

vaz

R

T

(3.2) água

total

Onde: q” é o fluxo de calor [W/m2]; Tvaz é a temperatura de vazamento do aço líquido para o molde [K]; Tágua é a temperatura da água de refrigeração do molde [K]; Rtotal é resistência total ao fluxo de calor [m2..K/W].

Chandra (1992) afirma que a transferência de calor no molde é limitada pela condução através do gap de ar, que corresponde a cerca de 80 a 85% da resistência total ao fluxo de calor. Schwerdtfeger (2007 apud Oliveira, 2009, p. 22) cita que a resistência térmica do gap representa 84% da resistência total ao fluxo de calor. Segundo Chow (2001), o gap de ar se forma tanto pela contração da casca sólida quanto pela distorção térmica das paredes do molde. O autor destaca ainda que o tamanho do gap é alterado constantemente devido às condições dinâmicas locais no molde. De acordo com Samarasekera (2003 apud Penna, 2005, p. 29), no plano transverso, o gap não se forma uniformemente, mas inicia-se no canto, o qual é mais frio, e estende-se através da face. Assim o que se tem é que o gap varia tanto longitudinalmente quanto na direção transversal, resultando em um padrão de remoção de calor não uniforme.

25

3.2.2 Região de sprays ou resfriamento secundário

Após a saída do molde, a solidificação continua na segunda etapa de extração de calor. Nesta etapa, o esboço é suportado por rolos e o resfriamento é realizado por conjuntos de sprays de água ou mistura de ar e água os quais estão dispostos ao longo de quase todo o raio da MLC (RIZZO, 2006). Em relação ao molde, o projeto do resfriamento secundário é facilitado devido à maior flexibilidade construtiva e controle individual de cada zona de sprays, possibilitando configurar diferentes condições de extração de calor ao longo da zona de resfriamento secundário (GARCIA et al., 2006). A zona de resfriamento secundário tem como principal objetivo a solidificação final do poço líquido dentro do esboço antes da região de início do processo de desempeno, pois a existência de regiões líquidas no interior do tarugo nesse ponto pode levar à formação de defeitos, principalmente trincas, devido aos esforços que o esboço estará submetido (GARCIA et al., 2006). No projeto de um sistema de resfriamento secundário deve-se objetivar também um comportamento térmico homogêneo reduzindo gradientes térmicos no interior e ao longo da superfície do tarugo e reaquecimento da superfície, que podem gerar defeitos de solidificação e tensões internas que favorecem a formação de trincas (RIZZO, 2006). Gradientes térmicos ao longo da superfície do tarugo são gerados, principalmente, devido à aplicação não uniforme da água de refrigeração nas faces ou em toda a largura do tarugo. Essa aplicação não uniforme da água de refrigeração é responsável por agravar a romboidade originada no molde ou mesmo gerá-la (KUMAR, 1991).

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3.2.3 Região de radiação livre ou resfriamento terciário

Para Garcia et al. (2006), esta etapa de resfriamento é intermediária entre a região de sprays e corte dos tarugos passando pela região de desempeno (máquina de extração e desempeno). A transferência de calor da superfície do esboço para o meio é dada por radiação e convecção com o ambiente e por condução na região de contato com os rolos extratores. Os principais parâmetros a serem controlados nesta região são o reaquecimento da superfície do tarugo após a saída da última zona de sprays e a temperatura na região de desempeno e corte.

3.3 ROMBOIDADE

Diversos são os defeitos que ocorrem durante o lingotamento dos aços no lingotamento contínuo afetando diretamente a qualidade. Os defeitos em tarugos podem ser ocasionados por problemas mecânicos e metalúrgicos durante o lingotamento e por falhas no processo de fabricação do aço nas áreas de refino (RIZZO, 2006). No diagrama esquemático mostrado na figura 4 é possível visualizar alguns defeitos encontrados no lingotamento contínuo de tarugos. Figura 4 - Diagrama esquemático de um tarugo romboide com vários tipos de trincas.

Fonte: KUMAR, 1991, p. 52.

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Um tipo de defeito de forma recorrente encontrado em lingotamentos contínuos de jato aberto é a romboidade (KUMAR, 1996). Esse tipo de defeito é detectado através de inspeção visual e em alguns casos, com o emprego de instrumentos de medidas (RIZZO, 2006). Romboidade, do inglês rhomboidity, pode ser definida como um defeito de forma do tarugo produzido via lingotamento contínuo no qual sua seção quadrada sofre uma distorção apresentando uma diagonal maior que a outra, conforme pode ser visualizado na figura 5. Figura 5 - Tarugos com incidência de romboidade produzidos na ArcelorMittal Cariacica.

Fonte: ARCELORMITTAL CARIACICA, 2014.

Outros termos utilizados como sinônimos de romboidade são off-squareness, para tarugos de seção quadrada, e ovality, para tarugos de seção redonda (KUMAR, 1991). Segundo Kumar (1991), a romboidade severa causa dificuldades na movimentação dos tarugos no reaquecimento, particularmente nos fornos empurradores. Na laminação, dobras nos cantos podem ocorrer gerando costuras no produto final. O limite máximo imposto pelos laminadores para a romboidade, ou seja, para a diferença entre as diagonais, é de 6 mm. Outros defeitos, como, por exemplo, as trincas diagonais, ocorrem associados à romboidade. As trincas diagonais são geradas nos cantos com ângulo obtuso de tarugos romboides (BRIMACOMBE; SORIMACHI, 1977).

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3.3.1 Fatores que afetam a formação da romboidade

Todos os fatores que contribuem para o aumento do gap de ar, que é o meio de maior resistência à transferência de calor entre a pele solidificada e a parede do molde, são classificados como de extrema importância para minimizar problemas de romboidade, pois promovem uma extração de calor não uniforme e a formação de uma casca solidificada irregular e propensa à romboidade.

3.3.1.1 Velocidade e pressão da água do molde

Para Garcia et al. (2006), entre as características dos sistemas de refrigeração do molde, dados como velocidade, vazão e pressão de água devem ser bem conhecidos e controlados, pois influenciam diretamente na taxa de extração de calor. Altas velocidades são utilizadas, de acordo com a figura 6, com o intuito de minimizar problemas relacionados a distorções térmicas, as quais provocam um aumento na profundidade das marcas de oscilação. Altas velocidades da água de resfriamento também são convenientes para prevenir a formação de bolhas na face fria do molde, principalmente na região do menisco, como pode ser visto na figura 7. Figura 6 – Relação entre velocidade da água de refrigeração do molde e profundidade das marcas de oscilação para aço com 0,20% C e diferentes porcentagens de fósforo.

Fonte: BRIMACOMBE; SAMARASEKERA; BOMMARAJU, 1986 apud GARCIA et al., 2006, p. 43.

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Figura 7 – Diagramas que relacionam o comportamento da água no canal de refrigeração para tarugos de baixo, médio e alto teores de carbono com a velocidade e a pressão da água na saída do molde, considerando moldes de espessura 9,53 mm e diferentes temperaturas de entrada da água.

Fonte: SAMARASEKERA; BRIMACOMBE, 1982, p. 110.

Estudos anteriores (SAMARASEKERA; BRIMACOMBE, 1982; SAMARASEKERA, ANDERSON; BRIMACOMBE, 1982) demonstraram que, quando são utilizadas baixas velocidades de água, ocorre a fervura intermitente de água no canal de refrigeração nas quatro faces frias do molde, principalmente próximo à região do menisco. E mais, quando ocorre a fervura, as quatro faces frias do molde apresentam diferentes taxas de extração de calor, ocasionando a formação de uma casca solidificada com diferentes espessuras, contração não uniforme do lingote e, consequentemente, romboidade. Espera-se, também, que a fervura ocorra em uma face fria do molde independentemente da ocorrência ou não nas demais faces, levando a uma distorção local do molde, o qual tomaria uma forma romboide. Esses autores também propuseram que a redução do fluxo de água de refrigeração primária diminuiria a gravidade da romboidade, pelo menos em curto prazo. Quando a velocidade da água é reduzida, a fervura da água nas quatro faces frias do molde torna-se mais intensa (menos intermitente) e a extração de calor mais uniforme.

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O recomendado, entretanto, segundo Kumar (1996), é operação com “moldes frios”, que é obtida com altas velocidades de passagem de água no canal de refrigeração (14 a 15 m/s) e temperaturas de entrada da água no molde em torno de 30°C. Os moldes, quando resfriados adequadamente, apresentam temperatura da face quente (interna) abaixo da temperatura de recristalização do cobre (temperatura de amolecimento do cobre), garantindo menor deformação na região do menisco. Vale ressaltar que velocidades de água maiores devem ser evitadas, pois alteram o regime de fluxo de laminar para turbulento, reduzindo a extração de calor.

3.3.1.2 Qualidade da água de refrigeração do molde

A qualidade da água de refrigeração do molde está intimamente ligada à extração de calor e à qualidade do produto final, influenciando na formação de diversos defeitos, dentre eles a romboidade. Água de baixa qualidade, contendo partículas sólidas, óleo e gordura, não proporciona boa retirada de calor na interface molde/água. Ainda, água contendo cálcio e magnésio pode contaminar as paredes do canal, criando uma camada de depósito na superfície da parede externa do molde que dificulta a molhabilidade da mesma, além de causar turbulência no fluxo de água próximo às paredes (GARCIA et al., 2006). Na figura 8 é possível verificar depósitos nas paredes externas dos moldes, principalmente em torno do menisco. Espessuras de depósitos em torno de 20 µm provocam certa resistência térmica à condução do calor (BRIMACOMBE, 1993). Figura 8 – Depósitos nas paredes externas do molde próximas ao menisco devido à presença de partículas Ca e Mg na água de refrigeração primária.

Fonte: ARCELORMITTAL CARIACICA, 2014.

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Portanto, a qualidade da água utilizada na refrigeração do molde deve ser controlada, sendo que a água deve operar em um circuito fechado de utilização (sistema de alimentação, filtragem, refrigeração e retorno) e tratamento. Segundo Samarasekera, Brimacombe e Wilder (1994 apud Garcia, 2006, p. 42), para esse controle, são levadas em conta a quantidade total de partículas sólidas (ppm) e a análise de acordo com a aparência dos depósitos (coloração). As melhores condições para a água de refrigeração do molde são aquelas cuja quantidade de partículas é de 5 ppm e a aparência da superfície é isenta de sujeira.

3.3.1.3 Oscilação do molde

De acordo com Garcia et al. (2006), a formação das marcas de oscilação envolve uma interação complexa entre movimento do molde, lubrificante, transferência de calor e nível do menisco. As marcas de oscilação não são propriamente um defeito superficial. Porém, segundo Kumar (1991), nas proximidades das marcas de oscilação profundas, devido ao gap de ar existente na interface tarugo/molde, a transferência de calor é baixa. Por outro lado, as regiões do lingote com marcas de oscilação pouco profundas apresentam taxas de extração de calor mais altas. Assim, a presença de marcas de oscilação não uniformes na superfície do esboço proporciona diferentes taxas de extração de calor ao longo do tarugo, formação de cascas solidificadas com diferentes espessuras e romboidade. Essa situação é agravada quando há, no molde, um resfriamento rápido, como nos aços de médio teor de carbono, o qual forma um amplo gap de ar, devido à maior contração do lingote. Para Kumar (1996), o mecanismo acima é suportado pelo fato de que, normalmente, os cantos quentes de tarugos romboides são os cantos que possuem ângulo obtuso, pois apresentam marcas de oscilação profundas as quais promovem um gap de ar maior na interface tarugo/molde dificultando, assim, a extração de calor. Um parâmetro fundamental que é utilizado para o controle da qualidade superficial do lingote e da profundidade das marcas de oscilação é o tempo de estripagem negativa, pois este incorpora os efeitos da velocidade de lingotamento, frequência

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de oscilação e curso de oscilação do molde (GARCIA et al., 2006). Estudos revelam que a profundidade das marcas de oscilação é reduzida e a uniformidade das mesmas ao longo da superfície do esboço é melhorada com o decréscimo do tempo de estripagem negativa (BRIMACOMBE; SAMRASEKERA; BOMMARAJU, 1986 apud GARCIA et al., 2006, p.49; BRENDZY et al., 1993 apud GARCIA et al., 2006, p.49). As faixas ideais para minimizar problemas de marcas de oscilação profundas e não uniformes estão compreendidas entre 0,12 e 0,15 s para o caso de tarugos e 0,05 e 0,3 s para o caso de placas (GARCIA et al., 2006). Na MLC, normalmente, opera-se com o curso de oscilação constante e varia-se a frequência de oscilação com as variações da velocidade de lingotamento (GARCIA et al., 2006), conforme pode ser visualizado na figura 9. Figura 9 – Variação do tempo de estripagem negativa com a frequência de oscilação do molde e curso de oscilação do molde para uma velocidade de lingotamento igual à 0,8m/min.

Fonte: BRIMACOMBE; SAMRASEKERA; BOMMARAJU, 1986 apud GARCIA et al., 2006, p.49.

3.3.1.4 Composição química do aço

Kumar (1996) mostrou que o teor de carbono presente nos aços pode favorecer o surgimento da romboidade, sendo que os aços de médio teor de carbono parecem ser mais sensíveis do que os aços de baixo ou alto carbono. Diferentemente dos aços de baixo teor de carbono que apresentam baixa extração de calor no molde

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(~2500 kW/m² para %C = 0,12), os aços de médio teor de carbono exprimem elevada taxa de transferência de calor (~4500 kW/m² para %C = 0,32) no menisco por não apresentarem uma pele rugosa originária da reação peritética (%C=0,09 a 0,17). Por outro lado, também possuem uma pequena faixa de solidificação, ou seja, a distância entre Tliquidus - Tsolidus é de 40 a 50°C, ao passo que nos aços de alto teor de carbono a faixa de solidificação é bem maior (por exemplo, cerca de 100°C), conforme pode ser visualizado abaixo na figura 10. Figura 10 – Parte superior esquerda do diagrama ferro carbono. Em destaque a região correspondente aos aços sensíveis à romboidade no lingotamento contínuo de tarugos.

Fonte: Adaptado de OLIVEIRA, 2009, p. 36.

Ainda em seus estudos, Kumar (1996) apresenta, mediante modelamento matemático, as diferenças de espessuras da casca solidificada 25 mm abaixo do menisco quando a transferência de calor no molde diminui 25% em uma face do molde e aumenta 25% em outra. Neste caso, a diferença entre a espessura da pele solidificada nos dos locais é de 1,0 mm para o aço com 0,32% C; 0,4 mm para o aço de 0,84% C e somente 0,2 mm para um aço de 0,12% C. Assim, o impacto do resfriamento não uniforme ao gerar uma casca solidificada não uniforme é maior para aços com taxas de extração de calor relativamente altas e, ao mesmo tempo, com uma faixa de solidificação pequena, tais como os aços médio teor de carbono

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(C=0,25 a 0,40%), C=0,32% para o caso estudado. Essa combinação não ocorre para aços de baixo teor de carbono, os quais possuem baixa extração de calor, e aços de alto teor de carbono, que possuem ampla faixa de solidificação. Vale ressaltar que os aços de composição peritética também podem apresentar problemas de romboidade. Neste caso, por causa da diferença de densidade entre Fe-δ e Fe- , a mudança de fase Fe-δ (CCC)  Fe- (CFC) que ocorre na reação peritética propicia a formação de gaps de ar não uniformes, promovendo, assim, uma pele rugosa e, consequentemente, uma extração de calor também não uniforme.

3.3.1.5 Lubrificação por óleo

Conforme Chow (2001), o mecanismo para a injeção de óleo lubrificante no molde consiste de um pequeno canal de alimentação localizado na parte superior do mesmo, pelo qual um filme de óleo é distribuído ao longo das faces internas do mesmo. Devido à oscilação do molde, esse óleo lubrificante é arrastado para o gap (interface metal/molde), onde entrará em contato com a face quente do molde. Normalmente, segundo Brendzy et al. (1993), taxas de fluxo de óleo de 20 a 30ml/min são necessárias para a adequada, mas não excessiva, lubrificação do molde. Para Samarasekera, Brimacombe e Wilder (1994 apud Garcia, 2006, p. 51), a taxa de alimentação do óleo está, geralmente, na faixa de 0,014 a 0,17 ml/min por mm² da seção transversal do lingote e para cada face do molde, sendo 0,05 ml/min por mm² o valor mais utilizado. Dessa forma, por exemplo, no caso de um tarugo de seção transversal igual a 130 mm², o consumo total de óleo será de 26 ml/min (0,05 x 130 = 6,50 ml/min x 4 faces = 26 ml/min). Ainda de acordo com Chow (2001), a interrupção do fluxo de óleo na região do menisco pode ser provocada tanto pelas variações de nível do metal líquido quanto pela distribuição não uniforme de óleo lubrificante nas diferentes faces do molde. Essa escassez de lubrificante pode propiciar taxas excessivas de transferência de calor na região do menisco devido ao colamento da casca sólida na parede do molde, provocando defeitos superficiais e romboidade, além do risco de breakouts.

35

3.3.1.6 Variação de nível de aço no molde

Quando comparado ao lingotamento contínuo que utiliza óleo como lubrificante, a incidência de romboidade é muito menor ou quase inexistente no lingotamento que utiliza pó fluxante, pois a utilização da válvula submersa proporciona menores variações de nível de aço e o uso de pó fluxante minimiza a falta de uniformidade na transferência de calor devido ao estado no qual o óleo (KUMAR, 1996). Na figura 11, por exemplo, é possível observar os resultados industriais da transferência máxima de calor no molde em relação à máxima temperatura da face quente do molde, para os estados nos quais o óleo pode se encontrar. Figura 11 – Máxima transferência de calor no molde em função da máxima temperatura na face quente do molde para os estados nos quais o óleo pode se encontrar.

Fonte: KUMAR, 1996, p. 216.

Segundo o autor, as variações de nível de aço no molde são aleatórias, podendo diferir (subida e descida do nível) não só nas quatro faces, mas também através de uma dada face. Em operações de “molde quente”, no qual a temperatura máxima do molde situa-se próxima ao intervalo de ebulição do óleo, a região abaixo do menisco estaria relativamente “seca” (com pouco óleo líquido). Assim, devido a essa

36

aleatoriedade, se o menisco sobe, a temperatura máxima do molde o acompanha da região com pouco óleo para outra com óleo líquido. Quando isso acontece, o óleo vaporiza e a transferência de calor cresce 20%. Por outro lado, quando o nível de metal desce, a temperatura máxima do molde desloca-se para uma região com pouco óleo. Neste caso, quase não haverá aumento da transferência de calor. Existirá algum aumento em regiões localizadas por causa do colamento da pele solidificada na parede do molde devido à falta de lubrificante. Portanto, quando o nível de metal sobe em uma parte e desce em outra, variações significativas na transferência de calor poderão ocorrer, proporcionando uma diferença na espessura da casca solidificada entre essas regiões e contribuindo para a incidência de romboidade. Para minimizar esses problemas, Kumar (1996) sugere uma operação de “molde frio”. Uma vez que a temperatura máxima do molde está abaixo do intervalo de ebulição do óleo, o óleo líquido estará uniformemente distribuído na região do menisco e, também, na área adjacente à temperatura máxima de face quente. Durante as flutuações do nível, o menisco e a temperatura máxima passarão de uma região com óleo para outra com óleo também. Assim, variações na transferência de calor devido às variações do nível de metal deverão ser mínimas. Outros fatores relacionados ao ajuste e alinhamento da MLC poderão contribuir para aumentar a variação de nível de aço no molde, como, por exemplo, desalinhamento da válvula submersa. Além disso, problemas na máquina de extração também causarão variações de nível devido aos trancos no veio. Assim, a fim de evitar qualquer interferência que não seja a aleatoriedade da variação de nível, é fundamental que a MLC esteja alinhada e ajustada para uma operação correta.

3.3.1.7 Velocidade de lingotamento

O aumento na velocidade de lingotamento provoca aumento na transferência de calor tanto no meio da face quanto nos cantos do molde (BLAZEK, 1988 apud CHOW, 2001, p. 14). Conforme Chow (2001), isto é devido a três razões:

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Um menor tempo de residência do aço no molde resulta em menores espessuras da casca solidificada, a qual oferecerá menor resistência à pressão ferrostática, deformando-se e reduzindo o gap de ar; Menores tempos de residência resultam em maiores temperaturas da superfície do tarugo, aumentando a força motriz, que é o gradiente térmico, para o fluxo de calor; Em temperaturas mais elevadas, há uma menor contração térmica da casca solidificada, o que melhora o contato molde/tarugo e não contribui para o tamanho do gap. A combinação desta casca mais fina, que se deforma mais facilmente, e de problemas no controle de processo da MLC (como, por exemplo, controle de nível, oscilação e manutenção), pode resultar em uma maior incidência de defeitos, dentre eles a romboidade (CHOW, 2001). Entretanto, um estudo envolvendo altas velocidades de lingotamento (velocidades de até 4,8 m/min), constatou que a qualidade desses tarugos foi semelhante ao de tarugos produzidos com velocidades convencionais (HORBACH; KOCKENTIEDT; JUNG, 1998 apud CHOW, 2001, p. 17).

3.3.1.8 Resfriamento Secundário

Segundo Kumar (1991), o resfriamento por sprays influencia a romboidade de duas formas. Primeiro, ele age sobre a casca sólida não uniforme gerada no molde, agravando, ainda mais, a extração de calor não uniforme, o crescimento desigual da pele solidificada e o problema de romboidade. Isso ocorre, pois, as porções mais frias do esboço, que possuem a pele solidificada mais espessa, tendem a arrefecer mais rapidamente do que as regiões mais quentes, pois estas possuem maior caminho térmico e sofrem, ainda, efeitos da ebulição instável que ocorre na superfície do lingote e dificultam a transferência de calor. Vale ressaltar que, quando a refrigeração por sprays é simétrica, o molde é a única causa de romboidade. Em segundo lugar, na ausência de quaisquer efeitos oriundos do molde, o resfriamento secundário assimétrico dá origem a romboidade. A assimetria na refrigeração

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secundária é, geralmente, um problema de manutenção e ocorre devido ao mau alinhamento e à obstrução ou dobramento dos bicos de sprays. Os parâmetros que exercem maior influência na extração de calor são vazão, pressão de água e distância dos bicos em relação ao lingote (GARCIA et al., 2006). Chevrand e Reis (1989) destacam que bicos de spray corretamente alinhados com elevadas vazão e pressão de água, logo na saída do molde, ajudam a corrigir a romboidade. Isso ocorre, pois aumentos na vazão e pressão de água acarretam aumento nas taxas de extração de calor do sistema. Já o alinhamento adequado dos bicos e a distância correta entre bicos e lingote favorecem uma distribuição mais homogênea da temperatura ao longo da largura do esboço. Outro parâmetro importante é o ângulo do jato, o qual varia com a pressão da água, sendo que pressões maiores proporcionam ângulos maiores. A figura 12 evidencia a relação entre a convergência do spray de água e a incidência de romboidade. Nela é mostrado que a convergência de 50° do jato de água é mais eficiente para a redução da romboidade, pois a incidência de romboidades menos severas é maior. Isso se deve ao fato de que a convergência de 50° proporciona uma maior eficiência de troca térmica favorecida pela distribuição mais homogênea da temperatura ao longo da largura do lingote. Vale ressaltar que o valor do ângulo ideal do jato de água no resfriamento secundário é particular de cada MLC. Figura 12 - Relação entre a convergência do spray de água e a romboidade.

Fonte: CHEVRAND e REIS, 1989, p. 146.

39

3.3.1.9 Superheat

Van Drunen et al. (1975 apud Kumar, 1991, p. 27) investigaram o efeito do superheat (diferença entre a temperatura do aço líquido no tundish e sua temperatura liquidus) sobre a formação da estrutura interna durante a solidificação. Verificou-se que a zona colunar é favorecida em detrimento da zona equiaxial com o aumento do superheat. Foi verificado também que um superheat de até 30 °C é desejável para maximizar a estrutura equiaxial, tornando o lingote mais resistente a formação e propagação de trincas e minimizando a macrosegregação. Além disso, o aumento do superheat resultará em cascas solidificadas menos espessas (BLAZEK, 1988 apud CHOW, 2001, p. 23), conforme pode ser visto na figura 13, proporcionando

menor resistência

à tração, maior probabilidade de

formação de defeitos superficiais e breakouts. Já Chandra (1992) diz que um superheat maior afetará a espessura dos cantos da casca solodificada, tornando o lingote mais susceptível a defeitos como romboidade e trincas longitudianis de canto. Mori (1972; 1974 apud Kumar, 1991, p. 66) também relaciona superheat com romboidade dizendo que a incidência de romboidade será maior para tarugos de seções menores com superheats maiores. Figura 13 – O aumento do superheat provoca a redução da espessura prevista da pele solidificada na saída do molde para aços com diferentes teores de carbono e velocidades de lingotamento.

Fonte: CHOW, 2001, p. 102.

40

3.3.1.10 Características do molde

3.3.1.10.1 Composição do molde

As paredes do molde são confeccionadas em cobre eletrolítico de alto grau de pureza a fim de conservar a sua elevada condutividade térmica e permitir uma rápida transferência de calor para a água de resfriamento que circula pela face oposta na qual o molde está em contato com o aço. Normalmente, tem-se a adição de elementos de liga que melhora algumas de suas propriedades mecânicas. Segundo Garcia (2006), a adição desses elementos é fundamental para a minimização de distorções permanentes no molde, que são responsáveis, na maioria das vezes, por problemas de romboidade, trincas longitudinais e transversais e breakouts. A causa principal das distorções é o aumento da temperatura do molde, principalmente na região do menisco, causando o amolecimento da liga. A resistência ao amolecimento do cobre pode ser aumentada ser for adicionado fósforo durante o processo de fabricação do molde. Também pode ser feita adição de prata com alta ou baixa porcentagem de fósforo. Cromo, zircônio e titânio são adicionados para aumentar a resistência mecânica e a dureza.

3.3.1.10.2 Tipos de suporte

Para Samarasekera, Anderson e Brimacombe (1982), os suportes dos moldes de tarugos, além de sustetarem o conjunto formado entre o molde e a jaqueta, mantêm a configuração geométrica interna do sistema e restringem expansões térmicas que induzem tensões residuais, as quais podem causar escoamento do material e distorções das paredes dos moldes, levando a problemas de romboidade. Diferentes tipos de suporte são empregados para a fixação de moldes como pode ser visto na figura 14. O Tipo 1 possui encaixes horizontais em todas as faces situados a aproximadamente 12 mm da parte superior do molde. No Tipo 2 os encaixes são usinados apenas em duas faces opostas e no Tipo 3 o molde é apoiado tanto na parte superior quanto na inferior por chapas com rasgos para o

41

encaixe. Segundo Garcia et al. (2006), é predominante o uso de suporte nas 4 faces do molde (Tipo 1), sendo recomendada a substituição dos suportes Tipo 2 ou Tipo 3, quando estes ainda estiverem em uso. Figura 14 – Suportes típicos para moldes de tarugos.

Fonte: SAMARASEKERA; ANDERSON; BRIMACOMBE, 1982, p.3.

3.3.1.10.3 Conicidade

Segundo Chandra (1992), o projeto da conicidade deve minimizar o gap de ar formado entre metal e molde devido à contração do metal solidificado. Além disso, esse projeto também deve considerar que o gap de ar pode se formar devido às distorções térmicas das paredes do molde, principalmente na região do menisco, conforme mostra a figura 15. Figura 15 – Representação esquemática da contribuição da distorção térmica das paredes do molde e de uma conicidade insuficiente no topo do molde na formação ou incremento do gap de ar (não está em escala).

Fonte: CHOW, 2001, p. 13.

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De acordo com Chow (2001), a distorção ocorre nos cantos do molde, porém é mais pronunciada no meio das faces com valores entre 0,1 e 0,3 mm. Os valores típicos (mas que podem ser alterados devido ao dinamismo do processo) das conicidades negativa e positiva formadas devido à distorção das paredes do molde são -1 a 2%/m e +0.4 %/m, respectivamente. O autor também destaca que se essa região de conicidade negativa é muito acentuada, poderá ocorrer uma elevada interação entre a casca solidificada e as paredes do molde durante o curso descendente do molde no seu ciclo de oscilação. Essa elevada interação aumentará a extração de calor no molde, reduzindo a qualidade superficial do tarugo. Lorento (1988 apud Kumar, 1996, p. 12) sugere uma relação entre conicidade, romboidade, e teor de carbono conforme pode ser visualizado na figura 16. Para o autor, aços com teor de carbono entre 0,17 e 0,45 %C são mais propensos a gerar romboidade. Entretanto, observa-se uma redução na gravidade da romboidade com a mudança da conicidade dos moldes de simples para parabólica. Figura 16 – Influência da conicidade na romboidade para aços com diferentes teores de carbono.

Fonte: LORENTO, 1988 apud KUMAR, 1996, p. 31.

Lorento (1988 apud Chandra, 1992, p. 240) mostra que a diferença das diagonais dos tarugos, para um aço 0,40% C, diminui gradativamente: cerca de 13 mm para o molde de conicidade simples, 8 mm para o molde de conicidade dupla e 3 mm para o molde parabólico. Para Chandra (1992), essa redução da gravidade da romboidade é decorrente da diminuição da transferência de calor, devido ao aumento progressivo da conicidade no topo do molde (consequente diminuição da

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conicidade negativa), a qual reduz a temperatura da face fria evitando a ebulição da água de refrigeração primária. Além disso, o autor diz que o calor extraído pelo molde com conicidade parabólica permanece mais ou menos constante ao longo do comprimento do molde, devido ao melhor contato térmico metal/molde, em contraste com a queda do fluxo de calor no molde com conicidade simples, onde, próximo à saída do molde, o fluxo diminui drasticamente em virtude do aumento do gap de ar. De acordo Chow (2001), conicidades mais acentuadas (superiores a 2%/m) são recomendadas no topo do molde de tal forma a reduzir a conicidade negativa provocada pela distorção térmica das paredes do molde. Por outro lado, deve-se evitar o uso de conicidades excessivas, visto que estas aumentarão a interação metal/molde, levando ao agarramento do lingote e ao desgaste prematuro do molde. Abaixo da região do menisco até próximo à saída, a conicidade deve ser cada vez menos pronunciada, - entre 0,6 e 2,0%/m (CHANDRA, 1992) - pois apenas a contração devido à solidificação deve ser levada em consideração. Não é recomendado utilizar uma conicidade muito suave próxima à saída do molde, porque a transferência de calor será baixa, promovendo o reaquecimento do esboço e o surgimento de trincas quando este passar ao resfriamento secundário.

3.3.1.10.4 Espessura da parede

A espessura da parede influencia diretamente a temperatura do molde. Tal acontecimento pode ser visualizado na figura 17, na qual é mostrado o comportamento térmico, calculado por um modelo matemático de comprovada eficiência, das superfícies em contato com a água de refrigeração do molde e com o metal para três moldes com paredes de diferentes espessuras (SAMARASEKERA. BRIMACOMBE, 1982). De acordo com os autores, quando espessuras de paredes maiores são utilizadas, ocorrem maiores variações térmicas, o que resulta em aumento de picos de temperatura da face quente. Entretanto, a face fria apresenta temperaturas menores, evitando, dessa forma, a fervura intermitente da água no canal de refrigeração. Porém, quando espessuras de paredes menores são usadas, a temperatura da face

44

quente poderá ser alta o suficiente para causar a formação de bolhas junto à superfície, diminuindo a retirada de calor do sistema e influenciando na romboidade. Tal fato justifica o aumento da gravidade da romboidade ocorrido devido à redução da seção dos tarugos lingotados, já que seções menores (100x100 a 130x130 mm²) possuem espessura de parede na faixa de 6,0 a 9,0 milímetros, em comparação com 12,7 mm para as seções maiores. Figura 17 – Influência da espessura da parede do molde na temperatura da superfície externa (fria) e interna (quente) do molde. Condições: aço com 0,2%C, velocidade da água igual a 8 m/s, canal de 5 mm, pressão de saída de 241 kPa, temperatura de entrada da água de 30 °C, ΔT da água igual a 8,5 °C, seção 131x131 mm².

Fonte: SAMARASEKERA; BRIMACOMBE, 1982, p. 109.

Brimacombe et al. (1986 apud Kumar, 1991, p. 35) mencionam que moldes com espessuras de paredes maiores apresentam conicidade negativa menor na região do menisco, fluxo de calor maior e mais uniforme e marcas de oscilação menos profundas. Todos esses fatores são importantes, pois atuam diretamente na formação

do

gap

de

ar

entre

metal/molde,

na

extração

de

calor

e,

consequentemente, na gravidade da romboidade. Dessa forma, para o lingotamento contínuo de tarugos, Kumar (1991) sugere que a espessura da parede do molde deve ser maior do que um décimo da maior dimensão da secção transversal do tarugo e não deve ser inferior a 12,5 mm.

45

3.5 PLANEJAMENTO E ANÁLISE DE EXPERIMENTOS

Para Montgomery (2013), observar um processo em funcionamento é fundamental para a compreensão e aprendizagem do mesmo. No entanto, para compreender as relações de causa e efeito é necessário alterar as variáveis de entrada e observar as mudanças causadas na saída. Em outras palavras, é imprescindível a realização de experimentos. As observações realizadas podem levar a teorias ou hipóteses sobre o que o faz funcionar, mas são as experiências que demonstrarão se essas teorias estão corretas ou não. Ainda segundo o autor, um experimento planejado pode ser definido como um teste ou uma série de testes nos quais se induzem mudanças propositais nas variáveis de entrada do sistema a fim de observar e identificar os efeitos das mudanças feitas nas variáveis de saída. O exemplo apresentado na figura 18 é uma combinação de operações, máquinas, métodos, pessoas e outros recursos que transforma alguma entrada em uma saída que tem uma ou mais observáveis variáveis de resposta. Algumas das variáveis do processo são controláveis, ao passo que outras não. Figura 18 – Representação esquemática de um processo.

Fonte: MONTGOMERY, 2013, p.3.

Dessa forma, Montgomery (2013) destaca que o Planejamento de Experimentos (em inglês Design of Experiments, DOE) é uma ferramenta importante para melhorar um processo de fabricação existente, mas também tem extensiva aplicação no desenvolvimento de novos processos, permitindo a melhoria no rendimento, redução dos custos totais, redução da variabilidade e maior conformidade com o requisito nominal ou alvo. Ainda segundo o autor, os três princípios básicos de um planejamento de experimento são aleatoriedade, replicação e blocagem.

46

Galdaméz (2002) define aleatoriedade como o processo de definir a ordem dos tratamentos da matriz experimental por meio de sorteios ou por limitações específicas dos testes. Chew (1957 apud Galdaméz, 2002, p. 12) afirma ainda que a aleatoriedade nos experimentos é realizada para balancear os efeitos produzidos pelos fatores não controláveis nas respostas analisadas e para se atender aos requisitos dos métodos estatísticos, os quais exigem que os componentes do erro experimental sejam variáveis aleatórias independentes. Segundo Galdaméz (2002), replicação é o processo de repetir cada uma das combinações (linhas) da matriz experimental sob as mesmas condições de experimentação. Montgomery (2013) destaca que a replicação é importante por dois motivos. Primeiramente, a realização de um experimento com réplicas permite a obtenção do erro experimental. A estimativa desse erro é básica para verificar se as diferenças observadas nos dados são estatisticamente diferentes. O segundo motivo é referente ao fato de que, se a média de uma amostra é usada para estimar o efeito de um fator no experimento, a replicação permite a obtenção de uma estimativa mais precisa desse efeito. Galdaméz (2002) afirma que blocagem é uma técnica utilizada para controlar e avaliar a variabilidade produzida pelos fatores perturbadores (controláveis ou não controláveis) dos experimentos. Com esta técnica procura-se criar um experimento mais homogêneo e aumentar a precisão das respostas que são analisadas. De acordo com Montgomery (2013), às vezes, o princípio fatorial também é considerado como princípio básico de um planejamento de experimentos. Planejamentos de experimentos do tipo fatorial são os mais adequados para estudar o efeito de vários fatores e de suas interações em dois ou mais níveis sobre uma variável resposta de interesse. Segundo Amaral (2008), um fator que tem impulsionado a aplicação industrial das técnicas de planejamento de experimentos é a utilização das ferramentas computacionais de análise estatística e soluções corporativas que cada vez mais facilitam a realização de análises, manutenção e gerenciamento dos dados. Neste sentido a tendência é que tais técnicas tornem-se cada vez mais próximas de aplicações práticas e, portanto, cada vez mais utilizadas.

47

No quadro 2 são apresentadas as etapas para o planejamento de experimentos conforme Montgomery (2013). Quadro 2 – Etapas para o planejamento de experimentos.

1.

Reconhecimento e descrição do problema (definição dos objetivos dos experimentos).

2.

Seleção da variável resposta.

3.

Escolha dos fatores, dos níveis e dos intervalos de controle.

4.

Seleção/construção da matriz experimental (definição da sequência dos experimentos, do número de réplicas, das restrições e das possíveis interações que possam ocorrer entre os fatores que serão avaliados).

5.

Realização do experimento.

6.

Análise estatística dos dados (softwares estatísticos como, por exemplo, o MINITAB® e STATISTICA podem ser utilizados).

7.

Conclusões e recomendações.

Fonte: Adaptado de MONTGMERY (2013, p. 14).

48

4 METODOLOGIA

Conforme indicações obtidas na revisão da literatura, a minimização da ocorrência de romboidade passa, principalmente, por uma extração de calor uniforme e pela formação de uma casca solidificada com espessura regular, a qual é menos propensa a deformações. Dessa forma, todos os fatores que contribuem para o resfriamento assimétrico do lingote, para a ocorrência de distorções térmicas permanentes no molde e para o aumento do tamanho do gap de ar, que é o meio de maior resistência à transferência de calor entre a pele solidificada e a parede do molde, são importantes para minimizar problemas de romboidade. Montgomery (2013) sugere a utilização do diagrama de Causa e Efeito para a realização e organização das informações geradas no brainstorming. O uso desse diagrama permite estruturar as causas potenciais de determinado problema ou defeito, bem como oportunidades de melhoria no processo. Na figura 19 é mostrado o digrama Causa e Efeito para a romboidade feito no MINITAB®. Figura 19 – Digrama Causa e Efeito para a romboidade.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

49

Entre todos os fatores de controle do processo de lingotamento contínuo, os selecionados para a realização de experimentos foram velocidade da água de refrigeração do molde, velocidade de lingotamento, lubrificação, superheat e conicidade. No presente estudo, optou-se por planejamentos de experimentos do tipo fatorial, em que foram estabelecidos dois níveis para cada fator. Desta forma, trabalhou-se com um planejamento fatorial 2k, onde K representa o número de fatores a serem testados em cada experimento. Segundo Juran et al. (1951 apud Galdaméz, 2002, p. 21), o processo experimental dessa técnica consiste em realizar testes com cada uma das combinações da matriz experimental, para, em seguida, determinar e interpretar os efeitos principais e de interações dos fatores investigados e, assim, poder identificar as melhores condições experimentais do produto ou processo de fabricação. Em virtude de limitações impostas pelo processo produtivo, os experimentos foram realizados testando-se dois ou três fatores por vez, sendo criadas, portanto, quatro ou oito combinações respectivamente (2k, k=2 ou k=3) dentro de uma mesma corrida. Neste caso, os fatores escolhidos foram velocidade da água de refrigeração do molde, lubrificação e velocidade de lingotamento, pois são os parâmetros que mais rapidamente respondem às mudanças feitas durante o processo. Para verificar a influência da conicidade e do superheat foi necessária a realização de planejamento fatorial 2k em blocos. Conforme Penna (2005), este tipo de planejamento tem como objetivo comparar os efeitos dos fatores quando se está exposto a diferentes ruídos. A partir daí, é verificado se há influência dos ruídos na resposta de cada nível do fator. Para a conicidade, foram feitos experimentos em dois veios, cada um com um tipo de molde: em um dos veios foi utilizado um molde com um número menor de corridas (molde com conicidade nominal); em outro veio, um molde com um número maior de corridas (molde com conicidade adequada, porém com certo desgaste e apresentando distorção). Neste caso, cada veio representa um bloco.

50

Da mesma forma, por meio da blocagem, a influência do superheat foi avaliada. Os testes foram feitos em diferentes corridas, uma apresentando um alto superheat e outra apresentando um baixo superheat. Assim, cada corrida representa um bloco. Vale ressaltar a importância da realização dos experimentos sob as mesmas condições, ou seja, os demais fatores que possam vir a afetar a variável resposta devem ser controlados de modo a não sofrerem variação de uma experimentação para outra. Diante disso, algumas ações se sucederam para a realização dos experimentos: Água de refrigeração do molde de boa qualidade, isto é, com um número reduzido de partículas sólidas (sobretudo cálcio e magnésio), óleo e gordura; Manutenção da frequência e do curso de oscilação já utilizados, visto que ambos fornecem um tempo de estripagem negativa compreendido entre 0,12 e 0,15 s, o qual minimiza problemas de marcas de oscilação profundas; Distribuição uniforme de óleo lubrificante nas diferentes faces do molde; Resfriamento secundário uniforme, ou seja, tanto com vazão e pressão de água capaz de fornecer a convergência adequada dos jatos de água quanto com bicos de sprays corretamente distanciados do lingote, alinhados e desobstruídos; Utilização de molde de cobre com adição de prata com baixa porcentagem de fósforo e revestimento interno de cromo, os quais melhoram a resistência e minimizam distorções térmicas; Utilização de suporte Tipo 1 no molde (com encaixes horizontais em todas as faces), que é considerado o suporte que melhor mantêm a configuração geométrica interna do sistema e restringe expansões térmicas; Utilização de conicidade adequada, isto é, mais acentuada no topo molde e menos pronunciada próximo à saída (2,6% superior, 1,2% e 0,7% inferior); Utilização de molde com espessura da parede apropriada (cerca de 12 mm); Experimentos realizados em aços de médio teor de carbono (0,25 - 0,48 %C).

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4.1 PROGRAMA DE EXPERIMENTOS

Todos os experimentos foram realizados nos veios centrais da MLC, localizada na aciaria da ArcelorMittal Cariacica.

4.1.1 Experimento 1

Neste experimento foram testados os seguintes fatores: Velocidade de lingotamento: utilização de válvulas calibradas de troca rápida de Ø 18,0 mm e Ø 15,5 mm que fornecem velocidades aproximadas de 3,2 e 2,4 m/min respectivamente; Velocidade da água de refrigeração do molde: utilização de vazões de água de cerca de 1750 e 1500 L/min que proporcionam velocidades de cerca de 13 e 11 m/s respectivamente, conforme mostrado no Apêndice A; Lubrificação: utilização de fluxos de lubrificação de 140 e 80 mL/t de aço que fornecem taxas de lubrificação nos intervalos de 42 – 58 e 25 – 33 mL/min.

No quadro 4 é apresentada a matriz experimental do experimento 1. Quadro 3 – Matriz experimental do experimento 1.

Teste A B C D E F G H

Válvula calibrada de troca rápida Ø 18,0 mm Ø 18,0 mm Ø 18,0 mm Ø 18,0 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm

Vazão da água de refrigeração do molde 1750 L/min 1750 L/min 1500 L/min 1500 L/min 1500 L/min 1500 L/min 1750 L/min 1750 L/min

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

Fluxo de lubrificação 140 mL/t de aço 80 mL/t de aço 80 mL/t de aço 140 mL/t de aço 140 mL/t de aço 80 mL/t de aço 80 mL/t de aço 140 mL/t de aço

Quantidade de amostras 4 6 4 4 4 2 6 4

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4.1.2 Experimento 2

No experimento 2 foram testados os seguintes fatores: Velocidade de lingotamento: utilização de válvulas calibradas de troca rápida de Ø 18,0 mm e Ø 15,5 mm que fornecem velocidades aproximadas de 3,2 e 2,4 m/min respectivamente; Velocidade da água de refrigeração do molde: utilização de vazões de água de cerca de 1750 e 1500 L/min que proporcionam velocidades de cerca de 13 e 11 m/s respectivamente; Superheat: temperaturas de liberação no forno panela de cerca de 1590 e 1560 °C, fornecendo, para uma T liquidus = 1504°C conforme composição química das corridas, superheats nos intervalos de 55 – 75 e 25 – 45 °C respectivamente.

No quadro 5 é apresentada a matriz experimental do experimento 2. Quadro 4 – Matriz experimental do experimento 2.

Teste A B C D E F G H

Válvula calibrada de troca rápida Ø 18,0 mm Ø 18,0 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 18,0 mm Ø 18,0 mm

Vazão da água de refrigeração do molde 1750 L/min 1500 L/min 1500 L/min 1750 L/min 1750 L/min 1500 L/min 1500 L/min 1750 L/min

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

Superheat Alto Alto Alto Alto Baixo Baixo Baixo Baixo

Quantidade de amostras 4 4 4 5 4 4 5 5

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4.1.3 Experimento 3

Neste experimento foram testados os seguintes fatores: Velocidade de lingotamento: utilização de válvulas calibradas de troca rápida de Ø 18,0 mm e Ø 15,5 mm que fornecem velocidades aproximadas de 3,2 e 2,4 m/min respectivamente; Velocidade da água de refrigeração do molde: utilização de vazões de água de cerca de 1750 e 1500 L/min que proporcionam velocidades de cerca de 13 e 11 m/s respectivamente; Lubrificação: utilização de fluxos de lubrificação de 140 e 80 mL/t de aço que fornecem taxas de lubrificação nos intervalos de 42 – 58 e 25 – 33 mL/min; Conicidade: no veio 2, utilização de molde com menos de 100 corridas o qual apresenta conicidade nominal e no veio 3, molde com mais de 300 corridas apresentando conicidade adequada, porém com certo desgaste distorção.

No quadro 6 é apresentada a matriz experimental do experimento 3. Quadro 5 – Matriz experimental do experimento 3.

Teste A B C D E F G H

Válvula calibrada de troca rápida Ø 18,0 mm Ø 18,0 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 15,5 mm Ø 18,0 mm Ø 18,0 mm

Vazão da água de refrigeração do molde 1500 L/min 1500 L/min 1500 L/min 1500 L/min 1750 L/min 1750 L/min 1750 L/min 1750 L/min

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

Fluxo de lubrificação 140 mL/t 80 mL/t 80 mL/t 140 mL/t 140 mL/t 80 mL/t 80 mL/t 140 mL/t

Conicidade do molde Veio 2

Veio 3

300 corridas

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O número de amostras do experimento 3 é mostrado no quadro 7. Quadro 6 – Matriz experimental do experimento 3.

Teste A B C D E F G H

Quantidade de amostras Veio 2 3 4 3 4 2 4 3 3

Veio 3 3 4 4 4 2 5 3 3

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

4.2 DETERMINAÇÃO E AVALIAÇÃO DA ROMBOIDADE

A romboidade é um tipo de defeito detectado por meio de inspeção visual e em alguns casos, com o emprego de instrumentos de medidas (RIZZO, 2006). Na ArcelorMittal Cariacica, a romboidade é determinada através da diferença das diagonais, que são medidas com o auxílio de paquímetros devidamente calibrados no pátio de inspeção e expedição de tarugos. Uma representação esquemática desse processo pode ser vista na figura 20. Figura 20 – Representação esquemática do processo de medição das diagonais dos tarugos.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

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As medições das duas diagonais dos tarugos dos experimentos foram feitas em quatro regiões – duas na região central e uma em cada extremidade – com o paquímetro AC-PQ007, cujo certificado de calibração encontra-se presente no Anexo I. Conforme Kumar (1991), a romboidade é considerada severa se a diferença entre as diagonais ultrapassar 6 mm. Na ArcelorMittal Cariacica, tarugos com até 9 mm de romboidade são liberados, entre 10 e 13 mm o aproveitamento é avaliado pela engenharia de processo e acima de 13 mm é sucateado diretamente. No presente estudo, nenhum dos tarugos precisou ser sucateado diretamente pois todas as medidas de romboidade ficaram abaixo de 13 mm.

4.3 ANÁLISE ESTATÍSTICA DOS DADOS

Para a realização da análise estatística dos dados foi utilizado o software MINITAB ® versão 16.0, bastante difundido no meio acadêmico e utilizado na ArcelorMittal Cariacica. Neste estudo, a análise dos experimentos foi feita avaliando-se o efeito das interações entre os fatores por meio do gráfico de Pareto para os efeitos, dos gráficos de efeito principal ou de efeitos de interação e do gráfico multi-vari. O gráfico de Pareto define, para um dado nível de significância pré-estabelecido, se algum dos fatores testados, ou a interação entre eles, exerce influência significativa sobre a variável resposta (PENNA, 2005). Este gráfico permite a priorização dos esforços para alcançar as melhorias onde os maiores ganhos podem ser obtidos. O nível de significância utilizado foi de 15%. A opção por este valor deve-se ao dinamismo dos experimentos industriais, consequentemente, à dificuldade de se manter as mesmas condições de processo entre experimentos. Dessa forma, um maior rigor estatístico, proveniente de um menor valor para o nível de significância, pode levar ao não aparecimento de significância para determinado fator ou interação de fatores, os quais, na prática, são importantes para a minimização do problema.

56

Segundo Penna (2005), caso o gráfico de Pareto indique que somente um determinado fator exerce influência sobre a variável resposta, tem-se, a partir do gráfico de efeito principal, o comportamento da variável resposta em cada um dos níveis testados para este fator. Entretanto, se a partir do gráfico de Pareto é mostrado que a interação entre fatores é significativa, têm-se, a partir do gráfico de interações dos efeitos, as situações que conduzem a um melhor resultado da variável resposta. Ainda de acordo com o autor, se, a partir do gráfico de Pareto, é observado que a interação entre fatores é significativa, e esta interação envolve mais de 2 fatores, pode-se utilizar o gráfico multivari para evidenciar as condições que levam a um melhor resultado da variável resposta, no caso, a minimização da romboidade.

57

5 RESULTADOS E DISCUSSÃO

Em todos os experimentos, os aços lingotados foram de médio teor de carbono devido a maior suscetibilidade à ocorrência de romboidade, conforme pode ser visualizado na figura 21. Figura 21 – Gráficos de Pareto que relacionam a quantidade de sucata devido à romboidade pela categoria de aço nos anos de 2012 e 2013.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

58

De acordo com a figura 21, no ano de 2012 na ArcelorMittal Cariacica, cerca de 234 toneladas de material foram sucateadas devido à romboidade, sendo que os aços de médio teor de carbono representam 59,4% desse total, com aproximadamente 139 toneladas. Em 2013, houve um aumento da perda de material devido à romboidade, com mais de 288 toneladas sucateadas; desse total, 73,4%, ou seja, pouco mais de 211 toneladas, foram sucateadas. Estes dados estão em conformidade com Kumar (1996), que mostra que aços de médio teor de carbono são mais propensos à formação de uma casca solidificada não uniforme e, consequentemente, à ocorrência de romboidade do que os aços de baixo ou alto carbono, pois exprimem elevadas taxas de extração de calor e, ao mesmo tempo, possuem uma faixa de solidificação pequena. No quadro 7 são mostradas as faixas de composição químicas dos principais elementos dos aços carbono comum utilizados nos experimentos. Quadro 7 – Faixas de composição química para a categoria de médio teor de carbono utilizada nos experimentos.

%C 0,250 - 0,480

%Mn 0,600 - 0,700

%Si 0,100 - 0,200

%P 0,030 máx

%S 0,030 máx

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Analisando-se as medições das diagonais dos aços de médio teor de carbono nos anos de 2012 e 2013, foi possível realizar uma avaliação da ocorrência de romboidade por veio. A figura 22 mostra um gráfico boxplot para as romboidades em cada veio nos aços de médio teor de carbono. A caixa retangular vai do primeiro ao terceiro quartil, descrevendo, assim, os 50% valores centrais de romboidade de cada veio. Nela, é traçada uma linha horizontal na posição da mediana. Os whiskers, que são as linhas paralelas à escala, conectam cada extremidade da caixa retangular ao valor extremo das romboidades.

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Figura 22 – Boxplot para romboidade de aços de médio teor de carbono nos anos de 2012 e 2013.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

De acordo com a figura 22, não há uma variação significativa entre os valores de romboidade para os diferentes veios. Essa constatação é fundamental, pois mostra que nenhum dos veios é mais propenso à incidência de romboidade do que outro, ou seja, o veio de lingotamento não é um ruído no experimento. Vale ressaltar que todos os veios apresentaram, em algum momento, romboidades superiores a 16 mm, sendo que no veio 1 a diferença das diagonais chegou a 19 mm. Para a realização dos testes, foram escolhidos os veios centrais (veios 2 e 3). Optou-se pelos veios centrais pelo fato de que os veios das extremidades (veios 1 e 4) são isolados preferencialmente caso ocorra algum atraso durante o processo, o que interromperia os testes, inviabilizando os experimentos. Em todos os tarugos testados nos experimentos foram realizadas as medições das diagonais conforme o item 4.2. Os valores das diagonais dos tarugos dos experimentos 1, 2 e 3 são apresentados, respectivamente, nos Apêndices B, C e D.

60

A partir dos valores das diagonais, foi possível calcular a romboidade ao longo de cada tarugo. Em todos os experimentos, os tarugos foram identificados pela letra equivalente ao teste, por um número correspondente à ordem dos tarugos dentro do teste e por uma cor. As romboidades para cada amostra dos experimentos 1, 2 e 3 são mostradas, respectivamente, nas tabelas 1, 2 e 3. Nas figuras 23, 24 e 25 são apresentadas, respectivamente, as imagens para os experimentos 1, 2 e 3, feitas com auxílio do software ibaAnalyzer 5.13.1. O ibaAnalyzer 5.13.1 é utilizado na ArcelorMittal Cariacica para a aquisição, registro e análise de dados de processo na aciaria. Essas imagens confirmam que os experimentos foram, de fato, realizados e mostram, ainda, ao longo de toda a corrida, as variações e as mudanças de níveis de alguns fatores testados. De cima para baixo, os gráficos apresentados nas imagens referem-se à velocidade da unidade de extração e desempeno (equivalente à velocidade de lingotamento dada em m/min), à variação do nível de metal do molde, à taxa de lubrificação (mL/min), à temperatura de saída da água do molde (°C) e ao comprimento virtual do tarugo na região de oxicorte (permite a contagem da quantidade de tarugos em cada teste e a mudança de um teste para outro). As cores utilizadas para a identificação dos testes visam facilitar a interpretação e a correlação entre as medidas das diagonais, as romboidades e a imagem feita no ibaAnalyzer 5.13.1 para cada experimento. Os tarugos identificados com a cor branca não foram utilizados na análise, pois os mesmos foram testados em situações intermediárias àquelas propostas para o experimento, que ocorrera durante algumas mudanças de níveis entre os testes.

61

Tabela 1: Resultados para as medições de romboidade do experimento 1.

Identificação A1 A2 A3 A4 B1 B2 B3 B4 B5 B6 C1 C2 C3 C4 C5 D1 D2 D3 D4 D5 E1 E2 E3 E4 E5 F1 F2 F3 G1 G2 G3 G4 G5 G6 H1 H2 H3 H4 H5

Medida 1 3 3 2 3 4 4 3 4 4 5 5 7 7 7 7 6 6 6 6 5 2 9 8 10 8 9 12 11 7 6 7 7 6 6 6 6 5 5 5

Medidas das romboidades do experimento 1 Medida 2 Medida 3 Medida 4 3 3 3 3 2 3 2 3 4 2 2 4 3 3 4 4 3 4 5 4 5 3 3 4 5 4 5 4 3 4 4 6 6 8 7 7 6 7 7 8 7 6 7 6 7 7 5 5 7 6 5 6 7 6 6 7 6 6 7 6 3 6 8 9 8 9 9 10 9 8 9 8 9 9 8 12 13 11 10 11 11 10 7 6 6 5 7 6 6 7 6 7 6 6 5 7 6 6 7 5 6 6 7 6 7 5 6 6 6 6 5 6 6 6 6 5 6

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

62

Figura 23 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no experimento 1.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

63

Tabela 2: Resultados para as medições de romboidade do experimento 2.

Identificação A1 A2 A3 A4 A5 B1 B2 B3 B4 B5 C1 C2 C3 C4 C5 D1 D2 D3 D4 D5 E1 E2 E3 E4 E5 F1 F2 F3 F4 F5 G1 G2 G3 G4 G5 G6 H1 H2 H3 H4 H5

Medidas das romboidades do experimento 2 Medida 1 Medida 2 Medida 3 Medida 4 4 3 2 3 4 3 2 3 4 3 4 3 3 4 3 4 5 4 6 5 6 7 6 6 5 6 7 6 6 5 7 6 6 6 6 7 4 5 6 8 9 9 10 9 10 8 9 9 9 10 9 9 8 10 9 10 9 8 6 8 7 5 5 6 6 6 5 5 4 6 5 6 5 6 5 6 5 5 6 5 6 5 6 7 7 5 5 6 6 5 5 6 6 5 5 6 6 9 9 10 9 8 7 9 9 9 8 9 8 8 8 9 9 8 9 8 7 8 9 5 5 4 5 6 5 4 5 6 5 5 6 5 6 5 4 5 4 4 6 4 2 3 6 5 2 3 4 3 4 3 2 3 2 3 3 4 3 3 3 3 3 4 2 3

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

64

Figura 24 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no experimento 2.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

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Tabela 3: Resultados para as medições de romboidade do experimento 3.

Identificação A1 A2 A3 A4 B1 B2 B3 B4 C1 C2 C3 C4 D1 D2 D3 D4 E1 E2 E3 F1 F2 F3 F4 G1 G2 G3 G4 H1 H2 H3 H4

Veio 2 - Molde < 100 corridas Medidas das romboidades do experimento 3 Medida 1 Medida 2 Medida 3 Medida 4 3 3 2 3 4 3 4 5 4 4 3 3 3 4 4 3 3 3 5 5 4 3 4 5 3 4 5 3 4 5 5 3 4 5 9 7 7 8 9 7 6 6 7 8 8 7 8 7 7 6 5 5 4 5 7 6 6 5 5 7 6 5 5 6 5 4 5 4 4 5 5 4 4 4 5 5 6 5 5 6 7 6 5 5 6 6 5 4 5 6 5 5 4 5 4 2 1 2 4 3 2 2 2 4 2 1 2 3 2 3 3 2 1 2 1 0 1 1 0 1 1 0 1 1

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

Identificação A1 A2 A3 A4 B1 B2 B3 B4 C1 C2 C3 C4 D1 D2 D3 D4 E1 E2 E3 F1 F2 F3 F4 F5 G1 G2 G3 G4 H1 H2 H3

Veio 3 - Molde com > 300 corridas Medidas das romboidades do experimento 3 Medida 1 Medida 2 Medida 3 Medida 4 6 7 6 7 7 7 8 8 7 7 6 6 7 8 7 6 7 9 8 8 7 7 7 9 8 8 7 7 7 8 7 8 8 10 11 12 12 11 10 9 10 11 11 11 12 11 11 11 11 9 8 8 10 9 9 8 8 8 10 10 10 10 8 9 8 7 6 6 6 7 6 6 7 7 8 7 8 7 6 8 7 6 7 8 8 7 6 7 7 7 6 7 8 8 7 7 7 6 5 5 5 6 6 7 6 6 5 4 6 5 6 5 4 5 4 3 3 2 3 4 5 5 4 3

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Figura 25 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no veio 2 durante o experimento 3.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

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Figura 26 – Imagem feita com o ibaAnalyzer mostrando as variações dos fatores testados no veio 3 durante o experimento 3.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2014.

68

No experimento 1, conforme o item 4.1.1,

foi realizado um planejamento de

k

experimentos do tipo fatorial 2 sendo k=3, em que foram testados os fatores velocidade de lingotamento, velocidade da água de refrigeração do molde e taxa de lubrificação, como mostra a figura 23. A partir dos valores de romboidades do experimento 1 mostrados na tabela 1, foram calculados os valores médios e os respectivos desvios-padrão das romboidades para cada teste. Esses resultados, que são apresentados na tabela 4, foram utilizados para realizar a análise estatística no Minitab. Tabela 4: Resultados para as medições de romboidade do experimento 1.

Teste Média das romboidades Desvio-padrão das romboidades

A B 2,81 3,92 0,66 0,72

C 6,94 0,57

D 6,13 0,62

E F G 8,75 11,13 6,21 0,68 1,25 0,66

H 5,63 0,50

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Ao realizar a análise estatística no Minitab, o gráfico de Pareto para os efeitos mostrou que, para o nível de significância de 15% (a = 0,15), a vazão de água no molde e a válvula calibrada de troca rápida foram os fatores que mais afetaram a variável resposta romboidade, conforme pode ser visto na figura 27. Para a taxa de lubrificação não houve significância para o nível de adotado. Figura 27 – Gráfico de Pareto para a romboidade média referente ao experimento 1.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

69

Na figura 28 é mostrado o gráfico de interação para os fatores que tiveram maior efeito na variável resposta. Observa-se que o aumento da vazão de água do molde aliada ao aumento da velocidade de lingotamento contribuiu para reduzir a romboidade em até 7 mm. Figura 28 – Gráfico de interação para a romboidade média referente ao experimento 1.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Através do gráfico multi-vari, mostrado na figura 29, é possível avaliar as interações entre os três fatores testados, bem como as implicações causadas pelas mudanças de níveis entre os fatores. A partir da figura 29, verifica-se que os melhores resultados, ou seja, as menores romboidades, são encontradas para o teste A, isto é, quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1750 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 18,0 mm e o fluxo de lubrificação é de 140 mL/ton. Em contrapartida, os piores valores de romboidade ocorreram no teste F, ou melhor, quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1500 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 15,5 mm e o fluxo de lubrificação é de 80 mL/ton.

70

Figura 29 – Gráfico multi-vari para a romboidade média referente ao experimento 1.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Ainda de acordo com a figura 29, as linhas pretas (para a válvula calibrada de troca rápida), as vermelhas (para o fluxo de lubrificação) e a verde (para a vazão de água de refrigeração do molde), indicam que, para todos os fatores, a mudança para o nível maior proporciona redução da romboidade. O inverso, neste caso, é verdadeiro; a mudança para o nível menor provoca o aumento da romboidade. Na figura 30 são mostradas as variações das romboidades ao longo do comprimento de um tarugo do teste A (melhor condição) e do teste F (pior condição). Figura 30 – Gráfico com as variações das romboidades para os tarugos A2 e H1 referente ao experimento 1.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

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A redução da romboidade provocada pelo aumento na velocidade de lingotamento é devida à redução do gap de ar, que é o meio de maior resistência à transferência de calor entre a pele solidificada e a parede do molde. Essa redução, conforme discutido por Chow (2001), decorre do menor tempo de residência do aço no molde, o qual resulta em cascas solidificadas menos espessas e mais propensas a deformação pela pressão ferrostática. Além disso, com a maior velocidade de lingotamento, o aço apresentará menor contração térmica da casca solidificada em virtude da sua temperatura mais elevada, melhorando o contato molde/tarugo. Como sugerido por Kumar (1996), a operação com moldes frios, que no caso do experimento foi obtida através do aumento da vazão da água de refrigeração do molde, contribuiu para a redução das ocorrências de romboidade. Altas velocidades de passagem de água no canal de refrigeração asseguram que as paredes da face quente (interna) apresentem temperatura abaixo da temperatura de amolecimento do cobre, garantindo menor distorção na região do menisco. Além disso, por atrasos no processo, a corrida foi lingotada em três veios e, por isso, liberada pelo forno panela com temperatura elevada (em torno de 1600°C). Provavelmente, essa condição, associada ao menor nível de vazão de água de refrigeração do molde (1500 L/min), que proporciona velocidade de passagem de água no canal de refrigeração menor, possibilitou a fervura intermitente de água no canal de refrigeração. Entretanto, para afirmar tal fato, seria necessária a realização de ensaios de dureza para avaliar o amolecimento das paredes do molde. Segundo Samarasekera e Brimacombe (1982) e Samarasekera, Anderson e Brimacombe (1982), quando ocorre a fervura, as quatro faces frias do molde apresentam diferentes taxas de extração de calor, ocasionando a formação de uma casca solidificada com diferentes espessuras, contração não uniforme do lingote e, consequentemente, romboidade. Ainda, caso a fervura ocorra em uma face fria do molde independentemente da ocorrência ou não nas demais faces, haverá distorção local do molde, o qual tomará uma forma romboide. Diferentemente do proposto por Brendzy et al. (1993), o qual demonstrou que taxas de fluxo de óleo de 20 a 30 ml/min são necessárias para a adequada, mas não excessiva, lubrificação do molde, o experimento mostrou que a utilização de taxas de lubrificação mais elevadas, entre 42 – 58 mL/min, reduziu a romboidade.

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Verificou-se, a partir da figura 23, que houve elevada variação de nível de metal no molde (entre 30 e 70%). De acordo com Kumar (1996), esse fato, associado a operações de “molde quente”, proporciona variações significativas na transferência de calor, as quais levam a diferenças na espessura da casca solidificada e contribuem para a incidência de romboidade. Essas variações na transferência de calor são provocadas tanto pela vaporização quanto pela escassez de óleo lubrificante; logo, maiores taxas de lubrificação contribuirão para a manutenção do filme de óleo líquido distribuído ao longo das faces internas do molde. No caso do experimento, contribuíram para operação de “molde quente” a elevada temperatura do aço e a baixa velocidade de passagem de água no canal de refrigeração. Conforme descrito no item 4.1.2, o experimento 2 foi realizado a partir de um planejamento de experimentos do tipo fatorial 2 k, sendo k=2, em blocos, em que foram testados os fatores velocidade de lingotamento e velocidade da água de refrigeração do molde. O superheat foi avaliado em diferentes corridas, uma apresentando um alto superheat e outra apresentando um baixo superheat. Assim, cada corrida representou um bloco. De acordo com os resultados obtidos no experimento 1, no experimento 2, foi utilizado um fluxo de lubrificação de 140 mL/ton (taxa de lubrificação no intervalo de 42 – 58 mL/min) a fim de manter um filme de óleo líquido uniformemente distribuído ao longo das faces quentes do molde, principalmente na região do menisco, e evitar variações significativas na transferência de calor. Da mesma forma que o experimento 1, os teste foram realizados no veio 3. A partir dos valores de romboidades do experimento 2 mostrados na tabela 2, foram calculados os valores médios e os respectivos desvios-padrão das romboidades para cada teste. Esses resultados, que são apresentados na tabela 5, foram utilizados para realizar a análise estatística no Minitab. Tabela 5: Resultados para as medições de romboidade do experimento 2.

Teste A B C D E F G H Média das romboidades 3,25 6,13 9,19 5,45 5,69 8,44 4,95 3,00 Desvio-padrão das romboidades 0,68 0,62 0,66 0,69 0,70 0,63 0,76 0,65 Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

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Ao realizar a análise estatística no Minitab, o gráfico de Pareto para os efeitos mostrou que, para o nível de significância de 15% (a = 0,15), novamente a válvula calibrada de troca rápida e a vazão de água no molde foram os fatores que mais afetaram a variável resposta romboidade, conforme pode ser visto na figura 31. Figura 31 – Gráfico de Pareto para a romboidade média referente ao experimento 2.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Na figura 32 é mostrado o gráfico de interação para os fatores que tiveram maior efeito na variável resposta. Observa-se que o aumento da vazão de água do molde aliada ao aumento da velocidade de lingotamento contribuiu para reduzir a romboidade em até 6 mm. Figura 32 – Gráfico de interação para a romboidade média referente ao experimento 2.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

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Através do gráfico multi-vari, mostrado na figura 33, é possível avaliar as interações entre os três fatores testados no experimento 2, bem como as implicações causadas pelas mudanças de níveis entre os fatores. Dessa forma, verificou-se que as menores romboidades, foram encontradas para o teste H, isto é, quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1750 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 18,0 mm e o superheat é baixo. Por outro lado, os piores valores de romboidade ocorreram no teste C, ou seja, quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1500 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 15,5 mm e o superheat é alto. Figura 33 – Gráfico multi-vari para a romboidade média referente ao experimento 2.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Ainda de acordo com a figura 33, as linhas pretas e vermelhas indicam, respectivamente, que a mudança da válvula calibrada de troca rápida de Ø 15,5 mm para Ø 18,0 mm e a vazão de água de refrigeração do molde de 1500 L/min para 1750 L/min proporciona redução da romboidade. A linha verde, entretanto, indica que a mudança de um superheat alto para um baixo é benéfica no sentido de reduzir a romboidade. Na figura 34 são mostradas as variações das romboidades ao longo do comprimento do tarugo para um tarugo do teste H (melhor condição) e do teste C (pior condição).

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Figura 34 – Gráfico com as variações das romboidades para os tarugos H2 e C4 referente ao experimento 2.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Os valores de romboidade obtidos nos testes do experimento 2 foram semelhantes aos do experimento 1, confirmando que tanto a velocidade de lingotamento quanto a velocidade de passagem de água no canal de refrigeração têm grande influência na ocorrência de romboidade na ArcelorMittal Cariacica. Os efeitos de ambos os fatores bem como das suas variações foram já foram discutidas para o experimento 1 e valem, também, para o experimento 2. Em relação ao superheat, apesar de ter exercido pouca influência sobre a redução da romboidade, conforme pode ser visto na figura 31, os resultados obtidos estão de acordo com o que foi proposto por Chandra (1992). Para o autror, superheats altos levaram a maiores romboidades pois um superheat maior afeta a espessura dos cantos da casca solodificada, tornando o lingote mais suscetível à romboidade. Como foram feitos testes somente na seção de 130x130 mm² não foi possível verificar a proposição de Mori (1972; 1974 apud Kumar, 1991, p. 66), que diz que a incidência de romboidade será maior para tarugos de seções menores

com

superheats maiores. Conforme descrição no item 4.1.3, foi realizado um planejamento de experimentos do tipo fatorial 2k, sendo k=3, em blocos, em que foram testados os fatores velocidade de lingotamento, velocidade da água de refrigeração do molde e taxa de lubrificação. A conicidade foi avaliada com diferentes moldes: no veio 2, um molde

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com menos 100 de corridas e no veio 3 um molde com mais de 300 corridas. Assim, cada molde representou um bloco. A partir dos resultados experimentos 1 e 2, optou-se por testar novamente a taxa de lubrificação em vez do superheat, pois aquela apresentou maior influência sobre a redução da romboidade. A partir dos valores de romboidades do experimento 3 mostrados na tabela 3, foram calculados os valores médios e os respectivos desvios-padrão das romboidades para cada teste. Esses resultados, que são apresentados na tabela 6 e 7, foram utilizados para realizar a análise estatística no Minitab. Tabela 6: Resultados para as medições de romboidade no veio 2 do experimento 3.

Teste A B C D E F G H Média das romboidades 3,67 4,00 7,33 5,63 4,50 5,44 2,33 0,83 Desvio-padrão das romboidades 0,65 0,89 0,89 0,89 0,53 0,73 0,98 0,58 Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Tabela 7: Resultados para as medições de romboidade no veio 3 do experimento 3.

Teste A B C D E F G H Média das romboidades 7,00 7,63 10,69 9,06 6,50 7,10 5,58 3,75 Desvio-padrão das romboidades 0,74 0,72 1,08 1,00 0,76 0,72 0,79 0,97 Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Ao realizar a análise estatística no Minitab, o gráfico de Pareto para os efeitos mostrou que, para o nível de significância de 15% (a = 0,15), a válvula calibrada de troca rápida, a vazão de água no molde, o fluxo de lubrificação, a conicidade, a interação entre válvula calibrada de troca rápida, vazão de água no molde e fluxo de lubrificação, a interação entre vazão da água do molde e conicidade e a interação entre válvula calibrada de troca rápida e conicidade afetaram a variável resposta romboidade, conforme pode ser visto na figura 35.

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Figura 35 – Gráfico de Pareto para a romboidade média referente ao experimento 3.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Na figura 36 é mostrado o gráfico de interação para todos os fatores, visto que todos afetaram a variável resposta. Figura 36 – Gráfico de interação para a romboidade média referente ao experimento 3.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

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A partir da figura 36 observa-sem as seguintes interações: O aumento da vazão de água do molde aliado ao aumento da velocidade de lingotamento contribuiu para reduzir a romboidade em até 5 mm; O aumento da taxa de lubrificação aliado ao aumento da velocidade de lingotamento contribuiu para redução da romboidade em cerca de 3 mm; A utilização de um molde com número de corridas menor que 100 associado ao aumento da velocidade de lingotamento contribuiu para reduzir a romboidade em cerca de 6 mm; O aumento da taxa de lubrificação aliado ao aumento da vazão de água do molde reduziu a romboidade em cerca de 3 mm; A utilização de um molde com número de corridas menor que 100 associado ao aumento da vazão de água do molde contribuiu para reduzir a romboidade em até 6 mm; A utilização de um molde com número de corridas menor que 100 juntamente com o aumento da taxa de lubrificação contribuiu para redução da romboidade em cerca de 4 mm. A partir da análise do gráfico multi-vari, mostrado na figura 37, foi possível avaliar as interações entre os todos fatores testados, bem como as implicações causadas pelas mudanças de níveis e, assim, identificar a condição que leve a redução da romboidade. Assim sendo, verificou-se que as menores romboidades, foram encontradas para o teste H do veio 2, isto é, quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1750 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 18,0 mm, o fluxo de lubrificação é de 140 mL/ton e o molde possui menos de 100 corridas. Por outro lado, os piores valores de romboidade ocorreram no teste C, ou seja, quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1500 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 15,5 mm, o fluxo de lubrificação é de 80 mL/ton e o molde possui mais de 100 corridas.

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Figura 37 – Gráfico multi-vari para a romboidade média referente ao experimento 3.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Ainda de acordo com a figura 32, as linhas pretas, vermelhas e verde indicam, respectivamente, que as mudanças da válvula calibrada de troca rápida de Ø 15,5 mm para Ø 18,0 mm, a vazão de água de refrigeração do molde de 1500 L/min para 1750 L/min e o uso de moldes com um menor número de corridas proporcionam redução da romboidade. Fica evidente também que o aumento do fluxo de lubrificação de 80 mL/ton para 140 mL/ton é benéfico no sentido de reduzir a romboidade. Na figura 38 são mostradas as variações das romboidades ao longo do comprimento do tarugo para um tarugo do teste H (melhor condição) e do teste C (pior condição).

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Figura 38 – Gráfico com as variações das romboidades para os tarugos H3 (veio 2) e C1 (veio 3) referente ao experimento 3.

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

Novamente os valores de romboidade obtidos nos testes do experimento 3 foram semelhantes aos dos experimentos 1 e 2. Assim, confirmou-se que a velocidade de lingotamento e a velocidade de passagem de água no canal de refrigeração têm grande influência na ocorrência de romboidade na ArcelorMittal Cariacica. A conicidade, de acordo com a figura 35, mostrou-se o fator mais influente para a redução da romboidade. A utilização de moldes com maior número de corridas (no caso do experimento 3, mais de 300 corridas) contribuiu para o aumento das ocorrências e da gravidade da romboidade devido ao incremento do gap de ar entre metal e molde. Esse incremento é provocado pela suavização da conicidade nominal do molde e pelo desgaste tanto do recobrimento superficial quanto das paredes internas do molde, os quais aumentam a suscetibilidade às distorções térmicas que podem levar o molde à forma romboide. Na figura 39 é possível comparar as medições de conicidade para as faces paralelas e curvas feitas com TE-SiMM®, que é um sistema de medição do perfil, conicidade, desgaste e deformação das faces e quinas do molde das máquinas de lingotamento contínuo.

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Figura 39 – Gráfico das medições de conicidade para as faces curvas e paralelas dos moldes utilizados no experimento 3. 135,5 Molde > 300 corridas

135 Faces curvas

Molde < 100 corridas

Medidas (mm)

134,5

134

133,5 Faces paralelas 133

132,5

132

131,5 60

100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 Comprimento do molde (mm)

Fonte: Elaborado pelo Autor, 2015.

As linhas pretas centrais da figura 39 representam as medidas nominais (fornecidas pelo fabricante) da conicidade do molde; as outras linhas pretas dizem respeito às tolerâncias para uso do molde que são utilizadas na ArcelorMittal Cariacica; as linhas azuis, as medidas referentes ao molde com número de corridas menor que 100; as linhas vermelhas, as medidas referentes ao molde com mais de 300 corridas. Fica evidente que o molde com menor número de corridas possui conicidade adequada ao uso. Por outro lado, o molde com maior número de corridas possui certo desgaste e distorção, sendo que em dados comprimentos a conicidade já ultrapassa a tolerância.

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6 CONCLUSÃO

O planejamento e análise de experimentos mostrou-se muito útil para avaliação das relações entre fatores e suas influências na variável resposta romboidade, sendo um instrumento eficaz para otimização e melhoria de processos industriais. Baseandose nos resultados obtidos e discutidos no presente trabalho, pode-se concluir que: A maior velocidade de passagem de água no canal de refrigeração levou a melhorias no processo, com redução da romboidade em até 3 mm. Apesar dos valores de pressão de água na saída do molde, vazão de água e espessura da parede do molde não sugerirem, com base em curvas teóricas, a ocorrência de fervura intermitente de água no canal de refrigeração, os resultados práticos sugerem a possível ocorrência deste fenômeno quando utilizada a vazão de 1500 L/min e um superheat elevado; Maiores velocidades de lingotamento contribuíram para a melhoria do processo, reduzindo a romboidade em até 3 mm; A utilização de taxas de lubrificação mais elevadas contribuiu para a redução da romboidade em até 1 mm; Os resultados obtidos para o superheat estão em concordância aos da literatura. Entretanto, esse fator mostrou pouca influência, contribuindo em menos de 1 mm para a redução da romboidade; A conicidade mostrou-se o fator mais influente, sendo que a utilização de moldes com menor número de corridas contribuiu para reduzir a romboidade em até 3,5 mm; A melhor condição para a minimização da romboidade ocorre quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1750 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 18,0 mm, a o fluxo de lubrificação é 140 mL/ton, o superheat é baixo e o molde apresenta menos de 100 corridas;

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Por outro lado, a pior condição para a ocorrência da romboidade ocorre quando a vazão da água de refrigeração do molde é 1500 L/min, a válvula calibrada de troca rápida é de Ø 15,5 mm, a o fluxo de lubrificação é 80 mL/ton, o superheat é alto e o molde apresenta mais de 300 corridas;

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7 SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

A replicação dos experimentos é fundamental tanto para confirmar os resultados obtidos quanto para permitir uma melhor comparação com o processo atual. Além disso, é necessário testar ou os mesmos parâmetros em diferentes níveis dos já testados ou outros parâmetros indicados pela literatura que interferem na romboidade, bem como suas interações. Dentre esses parâmetros, destacam-se a conicidade do molde, a composição química do aço, a refrigeração do molde, o resfriamento secundário e variação de nível de metal no molde.

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REFERÊNCIAS

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APÊNDICE A - Cálculo da velocidade da água de refrigeração do molde

V

Q A

A1 L1 L1' A2 L 2 L 2' A

A2

A1

Onde: L1 e L1’ são os lados externos do molde [m]; L2 e L2’ são os lados internos da camisa d’água [m]; A é a área do gap formado entre o molde e camisa d’água por onde passa a água de refrigeração do molde [m²]; Q é a vazão de água de refrigeração do molde [m³/s]; V é a velocidade da água de refrigeração do molde [m/s].

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APÊNDICE B - Medidas das diagonais dos tarugos do experimento 1

Identificação A1 A2 A3 A4 B1 B2 B3 B4 B5 B6 C1 C2 C3 C4 C5 D1 D2 D3 D4 D5 E1 E2 E3 E4 E5 F1 F2 F3 G1 G2 G3 G4 G5 G6 H1 H2 H3 H4 H5

Medidas das diagonais Medida 1 179 182 179 182 180 182 180 183 179 183 179 183 181 184 179 183 179 183 179 184 178 183 178 185 178 185 177 184 177 184 178 184 178 184 178 184 178 184 178 183 181 183 176 185 178 186 176 186 176 184 176 185 175 187 175 186 177 184 178 184 177 184 177 184 178 184 178 184 178 184 178 184 179 184 179 184 179 184

Medida 2 180 183 180 183 180 182 181 183 180 183 179 183 179 184 180 183 178 183 179 183 179 183 177 185 178 184 177 185 177 184 178 185 177 184 178 184 178 184 178 184 180 183 176 185 177 186 177 185 176 185 175 187 176 186 176 186 178 184 178 184 178 184 178 184 178 184 179 184 177 184 179 184 179 185 178 184 179 185

Medida 3 179 182 181 183 179 182 180 182 180 183 180 183 179 183 180 183 179 183 180 183 178 184 178 185 177 184 177 184 178 184 178 183 178 184 177 184 178 185 177 184 178 184 177 185 176 186 176 185 176 185 174 187 175 186 177 184 179 184 178 184 177 184 179 184 178 184 178 184 178 184 178 184 179 185 178 184 179 184

Medida 4 179 182 180 183 179 183 179 183 179 183 180 184 179 184 179 183 178 183 179 183 178 184 178 185 177 184 178 184 178 185 179 184 179 184 178 184 178 184 178 184 177 185 177 186 177 186 177 185 177 185 175 186 175 186 178 184 178 185 177 184 178 184 177 184 177 184 178 184 177 184 178 184 179 184 178 184 178 184

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APÊNDICE C - Medidas das diagonais dos tarugos do experimento 2

Identificação A1 A2 A3 A4 A5 B1 B2 B3 B4 B5 C1 C2 C3 C4 C5 D1 D2 D3 D4 D5 E1 E2 E3 E4 E5 F1 F2 F3 F4 F5 G1 G2 G3 G4 G5 G6 H1 H2 H3 H4 H5

Medida 1 179 183 179 183 179 183 180 183 178 183 179 185 179 184 178 184 178 184 179 183 175 184 175 185 175 184 176 184 177 186 178 185 179 185 179 183 178 183 179 184 178 184 178 185 178 184 178 184 179 185 176 185 176 185 176 184 175 184 177 184 178 183 178 183 178 183 178 184 179 183 181 183 180 182 179 183 180 182 179 182 179 182

Medidas das diagonais Medida 2 Medida 3 180 183 181 183 180 183 181 183 180 183 179 183 179 183 180 183 179 183 178 184 178 185 178 184 178 184 177 184 179 184 178 185 177 183 178 184 178 183 178 184 176 185 175 185 176 184 176 185 175 185 176 185 175 185 175 184 177 185 178 184 179 184 179 184 178 184 179 184 179 185 179 184 178 184 178 183 179 184 178 184 179 184 178 184 179 184 179 184 179 184 179 184 179 184 179 184 176 185 175 184 176 184 177 184 175 184 176 184 176 184 177 185 177 185 176 185 177 185 176 185 179 183 178 183 179 183 179 184 179 184 178 184 178 183 179 183 179 183 178 184 180 183 178 184 180 183 179 183 180 183 181 183 179 182 179 182 179 182 179 182 179 183 181 183

Medida 4 180 183 180 183 179 182 179 183 179 184 178 184 178 184 178 184 177 184 177 185 176 185 176 185 176 185 175 185 177 185 178 184 178 183 178 184 178 184 178 183 178 185 178 184 178 184 179 185 175 185 176 185 176 185 176 185 177 185 179 184 178 184 178 184 178 183 179 184 179 183 178 183 179 182 180 183 179 183 180 183 180 183

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APÊNDICE D - Medidas das diagonais dos tarugos do experimento 3

Identificação A1 A2 A3 A4 B1 B2 B3 B4 C1 C2 C3 C4 D1 D2 D3 D4 E1 E2 E3 F1 F2 F3 F4 G1 G2 G3 G4 H1 H2 H3 H4

Veio 2 - Molde < 100 corridas Medidas das diagonais Medida 1 Medida 2 Medida 3 179 182 179 182 180 182 179 183 179 182 178 182 178 182 179 183 179 182 179 182 179 183 179 183 179 182 179 182 178 183 179 183 179 182 178 182 179 182 179 183 178 183 178 182 178 183 178 183 179 183 178 183 176 185 177 184 177 185 176 185 178 184 178 184 177 184 176 184 177 184 177 185 177 184 178 184 178 183 179 183 178 183 177 184 178 184 178 183 178 183 178 184 179 184 179 184 178 183 179 183 178 183 179 183 178 183 178 183 179 183 179 183 178 183 178 184 178 183 178 183 177 184 178 184 178 183 178 184 178 184 178 183 179 184 178 184 178 183 179 183 178 183 179 183 181 182 180 182 179 183 180 182 181 183 180 182 180 182 181 182 181 183 181 183 180 183 179 182 181 182 181 183 181 182 181 182 181 182 181 181 181 182 181 181 181 182

Medida 4 180 183 178 183 179 182 179 182 178 183 178 183 179 182 179 182 177 184 177 184 177 185 177 184 178 183 178 184 177 184 178 184 179 183 179 183 178 183 178 184 179 184 179 183 178 183 180 182 179 182 179 183 180 183 180 182 181 181 181 182 181 182

Veio 3 - Molde com > 100 corridas Medidas das diagonais Identificação Medida 1 Medida 2 Medida 3 A1 178 184 177 184 178 184 A2 178 185 178 185 177 185 A3 177 184 177 184 178 184 A4 177 184 177 185 178 185 B1 177 184 176 185 177 185 B2 178 185 178 185 177 184 B3 177 185 177 185 178 185 B4 177 184 177 185 177 184 C1 177 185 176 186 175 186 C2 175 187 175 186 175 185 C3 175 185 176 187 176 187 C4 175 187 175 186 176 187 D1 175 186 176 185 177 185 D2 176 186 176 185 176 185 D3 177 185 177 185 176 186 D4 176 186 176 186 177 185 E1 177 185 177 184 178 184 E2 178 184 177 184 178 184 E3 178 185 178 185 177 185 F1 177 185 178 185 178 184 F2 177 184 178 184 177 184 F3 177 185 178 185 178 184 F4 178 185 178 185 178 184 F5 177 185 177 185 178 185 G1 178 185 178 184 178 183 G2 178 183 178 184 178 184 G3 178 184 178 184 178 183 G4 178 184 178 183 178 184 H1 179 183 178 183 179 183 H2 179 182 180 182 180 183 H3 178 183 178 183 179 183

Medida 4 177 184 177 185 178 184 178 184 177 185 176 185 177 184 177 185 175 187 176 185 175 186 175 186 177 185 177 185 176 186 176 185 178 184 178 184 178 185 177 185 177 185 178 185 178 185 178 185 178 183 177 184 179 183 178 183 179 182 179 183 179 182

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ANEXO I - Certificado de calibração do paquímetro AC-PQ007

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