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UFOP - CETEC - UEMG

REDEMATREDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS

UFOP – CETEC – UEMG

DISSERTAÇÃO DE MESTRADO

„‟Comportamento Escória/Metal em Panela de Refino de Aço Agitada por Borbulhamento de Gás Inerte‟‟

Autor: Augusto Pereira de Sá

Orientador: Prof. PhD Carlos Antônio da Silva

Co-Orientador: Prof. Dr. Itavahn Alves da Silva

Abril de 2015

UFOP - CETEC - UEMG

REDEMATREDE TEMÁTICA EM ENGENHARIA DE MATERIAIS

UFOP – CETEC – UEMG

Augusto Pereira de Sá

„‟Comportamento Escória/Metal em Panela de Refino de Aço Agitada por Borbulhamento de Gás Inerte‟‟

Dissertação de mestrado apresentada ao Programa

de Pós-Graduação em Engenharia de Materiais da

REDEMAT, como parte integrante dos requisitos

para a obtenção do título de Mestre em Engenharia

de Materiais.

Área de concentração: Processos de Fabricação

Orientador: Prof. PhD Carlos Antônio da Silva

Co-Orientador: Prof. Dr. Itavahn Alves da Silva

Ouro Preto, Abril de 2015

IV

‘’Impossível é apenas uma grande palavra usada por gente fraca que prefere viver no mundo

como está em vez de usar o poder que tem para mudá-lo. Impossível não é um fato, é uma

opinião. Impossível não é uma declaração, é um desafio. Impossível é hipotético. Impóssivel é

temporário’’

- Muhammed Ali

V

AGRADECIMENTOS

Primeiramente gostaria de agradecer aos meus pais, Carlos e Maria Lúcia,

por terem sempre incentivado aos meus estudos com entusiasmo e realizado todos

os meus sonhos. A minha irmã Luciana e outros familiares que tenho certeza que

estão felizes por mais essa conquista em minha vida.

Aos Professores Carlos Antônio da Silva e Itavahn Alves da Silva,

orientadores e amigos que levarei por toda a vida. Obrigado pelos conselhos,

paciência, dedicação e disponibilidade conferidos a mim desde meus primeiros

projetos de iniciação científica.

À ThyssenKrupp Steel, por oferecer a oportunidade de fazer parte deste

mestrado na Áustria e todos os conhecimentos advindos desta experiência.

Aos parceiros de Áustria: Izabela Duarte, Luiza Pessoa e Rodolfo Lisboa.

Pelo companheirismo, risadas e aventuras neste período.

Aos colegas do laboratório de Pirometalurgia da UFOP, em especial Filipe de

Menezes e Alexandre Pereira, pelo suporte no desenvolvimento deste trabalho.

À José Dimas de Arruda, irmão por opção e amigo que me acompanha desde

a graduação.

À ArcelorMittal Juiz de Fora, empresa a qual trabalho atualmente, e que

nunca poupou esforços para que mais essa vitória na minha vida fosse alcançada.

Às instituições REDEMAT, UFOP, UEMG, CETEC e CAPES.

VI

ÍNDICE

LISTA DE FIGURAS .............................................................................................................. IX

LISTA DE TABELAS ........................................................................................................... XII

RESUMO .............................................................................................................................. XIII

ABSTRACT .......................................................................................................................... XIV

1. INTRODUÇÃO ................................................................................................................ 15

1.1. Justificativa e Relevância do Mestrado em Face ao Desenvolvimento Científico e

Tecnológico .......................................................................................................................... 17

2. OBJETIVOS ..................................................................................................................... 18

3. REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ......................................................................................... 19

3.1. Refino Secundário de Aços ...................................................................................... 19

3.2. Agitação em Panelas ................................................................................................. 21

3.3. Fenômenos Físicos Inerentes .................................................................................... 25

3.4. Olho de Pluma .......................................................................................................... 26

3.5. Potência de Agitação ................................................................................................ 31

3.6. A Camada de Escória ............................................................................................... 32

3.7. Emulsificação ........................................................................................................... 33

3.8. Adição de Ligas ........................................................................................................ 35

3.8.1. Dissolução das Ligas no Banho ....................................................................... 36

3.8.2. Tempo de Misturamento ................................................................................... 38

3.9. Remoção das Inclusões ............................................................................................. 41

3.9.1. Flotação Natural .............................................................................................. 41

3.9.2. Flotação Forçada............................................................................................... 42

3.9.3. Mecanismos de Remoção das Inclusões ......................................................... 43

3.10. Modelamento Matemático de Processos .................................................................. 44

3.10.1. Aplicação do Modelamento Físico e Computacional na Siderugia .................. 45

3.11. Particle Image Velocimetry (PIV) ............................................................................ 46

VII

4. METODOLOGIA ............................................................................................................. 48

4.1. Aspectos Comuns da Modelagem Física .................................................................. 48

4.2. Medida de Tempos de Homogenização ................................................................... 49

4.3. Medição da Área do Olho da Pluma – Interação com a Atmosfera ......................... 51

4.4. Médição de Velocidade na Região da Interface Metal-Escória ............................... 52

4.5. Remoção das Inclusões ............................................................................................. 53

4.5.1. Equações Governantes ..................................................................................... 54

4.5.2. Modelo k-ε ........................................................................................................ 55

5. RESULTADOS E DISCUSSÕES .................................................................................... 57

5.1. Tempos de Misturamento ......................................................................................... 57

5.2. Área do Olho da Pluma – Interação com Atmosfera ............................................... 60

5.3. Velocidade na Região Interface Metal-Escória ........................................................ 62

5.4. Modelagem Matemática ........................................................................................... 64

6. CONCLUSÕES ................................................................................................................. 77

7. SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ............................................................ 78

6. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS .............................................................................. 79

VIII

LISTA DE FIGURAS

Figura 1.1 – Exemplo de Panela Agitada por Gás .................................................................... 15

Figura 1.2 - Comportamento da Área dos Olhos da Pluma Geradas pelo Fluxo Gasoso. ........ 16

Figura 3.1 – Processos de Refino Secundário do Aço Líquido ................................................ 19

Figura 3.2 – Utilização e Funções do Forno Panela. ................................................................ 20

Figura 3.3 – Esquema de um Forno Panela. ............................................................................. 21

Figura 3.4 – Tipos de Métodos de Agitação para um Banho Metálico .................................... 21

Figura 3.5 – Esquema do Comportamento do Gás Passando por uma Panela. ........................ 23

Figura 3.6 – Representação Esquemática da Região de Recirculação na Panela ..................... 24

Figura 3.7 – Distribuição de Fluxos em Panela com Dois Pontos de Borbulhamento. ............ 24

Figura 3.8 – Representação Esquemática dos Regimes de Fluxo de Gás numa Panela ........... 26

Figura 3.9 – Classificação do Perfil de Escoamento na Coluna de Bolhas .............................. 26

Figura 3.10 – Pluma Bifásica ................................................................................................... 27

Figura 3.11 – Aspecto do Olho de Pluma ................................................................................. 27

Figura 3.12 – Forma da Pluma e suas Principais Variáveis ..................................................... 28

Figura 3.13 – Velocidades Calculadas da Pluma e da Recirculação de Líquido versus Vazão

do Gás, para Panelas de Diferentes Capacidades (L/D=1), 1600°C......................................... 30

Figura 3.14 - Efeito da Agitação Sobre o Nível de Oxigênio do Aço. ..................................... 32

Figura 3.15 – Inclusões Típicas no Produto Lingotado ............................................................ 34

Figura 3.16 - Distribuição de Fluxos de Aço na Região dos Olhos das Plumas em uma Panela

Dotada de Dois Pontos de Borbulhamento Locados no Fundo do Reator. .............................. 34

Figura 3.17 - Adição de Ligas Sólidas Usando-se Agitação por Gases. .................................. 35

Figura 3.18 - Idealização do Processo de Absorção de Ligas pelo Aço Líquido. .................... 36

Figura 3.19 – Tempo de Dissolução para Ligas da Classe I..................................................... 37

Figura 3.20 - Tempo de Dissolução para Ligas da Classe II. ................................................... 37

Figura 3.21 - Mecanismos de Mistura em Sistemas Agitados por Gás .................................... 38

Figura 3.22 - Efeito do Posicionamento dos Plugues sobre o Tempo de Misturamento .......... 38

Figura 3.23 – Efeito do Ângulo de Separação entre os Plugues sobre o Tempo de

Misturamento ............................................................................................................................ 39

Figura 3.24 –Efeitos da Taxa de Dissipação de Energia Provocada pelo Fluxo Gasoso e

Presença de Escória de Topo sobre o Tempo de Misturamento. .............................................. 39

Figura 3.25 – Efeito do Tamanho de Bolha sobre sua Velocidade Terminal ........................... 40

Figura 3.26 – Emulsificação Metal/Escória. ............................................................................ 41

IX

Figura 3.27 – Velocidades de Ascenção de Inclusões de Alumina e Sílica em Função do

Diâmetro, Conforme a Expressão de Stokes ........................................................................... 42

Figura 3.28 - Formação, Crescimento e Remoção de Inclusões no 1°Estágio ......................... 43

Figura 3.29- Mecanismo de Remoção das Inclusões Menores, 2° Estágio .............................. 44

Figura 3.30 – Variação do Oxigenio Total com o Tempo de Agitação.................................... 44

Figura 3.31 - Esquema de Solução Computacional .................................................................. 45

Figura 4.1 - Esquemático da Influência da Relação H : D sobre o Fluxo Recirculatório ........ 48

Figura 4.2 – Arranjos Assimétricos do Sistema de Borbulhamento......................................... 49

Figura 4.3 – Montagem Experimental para Avaliação do Tempo de Misturamento ............... 50

Figura 4.4 – Exemplo de Curva Típica de Dispersão do Traçador .......................................... 50

Figura 4.5 – Posicionamento e Disposição dos Plugues para Dupla Injeção ........................... 51

Figura 4.6 – Esquea para Medições Envolvendo Pluma .......................................................... 51

Figura 4.7 – Modelo Físico da Panela de Aço e Detalhes da Técnica PIV .............................. 52

Figura 5.1 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [46cm;1 plugue poroso] ...................... 57

Figura 5.2 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [46vm;2 plugues porosos] .................. 58

Figura 5.3 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [71cm;1 plugue poroso] ...................... 58

Figura 5.4 – Tempo de Misturamento X Vazão de Ar [71cm;2 plugues porosos]................... 58

Figura 5.5 – Efeito da Presença de Escória e da Densidade de Energia sobre o Tempo de

Misturamento [1 plugue poroso] .............................................................................................. 59


Misturamento [ 2 plugues porosos] .......................................................................................... 59

Figura 5.7 – Efeito da Vazão de Gás, Número de plugues e Espessura da Camada de Escória

sobre Abertura do Olho da Pluma [Água-Óleo; Panela Meio Cheia] ...................................... 60


sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Meio Cheia] ................ 61


sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Cheia] .......................... 61


sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Meio Cheia] ................ 61


sobre Abertura do Olho da Pluma [Solução de Cloreto-Óleo; Panela Cheia] ......................... 61

Figura 5.12 – Campos de Velocidade [Panela Meio Cheia;15lpm;Ausênca de Escória] ........ 63

Figura 5.13 – Campos de Velocidade [Panela Meio Cheia;15lpm;Presença de Escória] ....... 63

Figura 5.14 – Comparação entre Simulações Físicas e Matemáticas para os Casos 1 a 4 ...... 65

X

Figura 5.15 – Vista Superior da Abertura da Pluma dos Casos 1 a 4 via Modelagem

Matemática [1 plugue] .............................................................................................................. 66

Figura 5.16 – Vista Superior da Abertura do Olho da Pluma dos Casos 5 a 8 [2 plugues] ..... 67

Figura 5.17 – Simulação Física com Destaque à Presença de Bolhas Discretas ..................... 68

Figura 5.18 – Campo de Velocidades em Perfil Longitudinal da Panela ................................ 68

Figura 5.19 – Configuração da Linha Referente ao Estudo do Campo de Velocidade Próxima

a Escória ................................................................................................................................... 69

Figura 5.20 – Gráfico de Perfil de Velocidade em Linha Próxima à Escória para os Casos 1 a

4 ............................................................................................................................................... 69

Figura 5.21 – Energia Cinética nos Casos 1 a 4 ...................................................................... 71

Figura 5.22 – Taxa de Dissipação da Energia Cinética Turbulenta nos Casos 1 a 4 .............. 72

Figura 5.23 – Componente Horizontal da Velocidade nos Casos 1 a 4 .................................. 73

Figura 5.24 – Gráficos do Perfil de Velocidade em uma Linha Próxima à Escória para os

Casos 1 a 4 ............................................................................................................................... 74

Figura 5.25 – Vista do Olho da Pluma e Coluna de Bolhas para os Casos Industriais 1 e 2 .. 75

Figura 5.26 – Gráfico de Velocidade em Linha Passante pelo Plugue .................................... 76

XI

LISTA DE TABELAS

Tabela 3.1 - Evolução das Equações Empíricas Para a Área do Olho de Pluma na Escória .... 28

Tabela 4.1 – Propriedades Operacionais do Modelo de Laboratório. ...................................... 53

Tabela 4.2 – Propriedades dos Fluidos do Modelo em Laboratório. ........................................ 54

Tabela 5.1 – Casos Simulados via CFD ................................................................................... 64

Tabela 5.2 – Comparação entre Simulações Físicas e Matemáticas para os Casos 1 a 4 –

utilizando pesagem das imagens............................................................................................... 66

Tabela 5.3 – Comparação entre Simulações Físicas e Matemáticas para os Casos 5 a 8 –

utilizando pesagem das imagens............................................................................................... 67

XII

RESUMO

Aços denominados clean steel, são produtos de grande importância para a sociedade,

devido às suas aplicações mais nobres. A conceito de do aço limpo inclui maximizar a remoção

das inclusões durante o processo de refino secundário do aço líquido e/ou atuar na composição,

morfologia, tamanho e distribuição das inclusões no aço líquido e no produto final. Visto que os

processos de refino envolvem uma complexidade de parâmetros operacionais e variáveis, a

utilização de modelagem física e matemática é importante para se investigar os efeitos destes

sobre a produtividade e o comportamento metalúrgico da operação de refino.

Através de modelagem física foram estudados os principais parâmetros que influem no tempo

de misturamento de ligas no interior de uma panela de aciaria agitada por gás inerte, além de

medições da(s) área(s) de pluma formada nestas. Via metodologia PIV, foi possível criar um mapa

de distribuição de velocidades em uma determinada região da panela. O modelo físico foi recriado

via modelagem matemática, de modo a ser uma ferramenta comparativa com os resultados obtidos

pelas outras metodologias.

Através dos experimentos e análises realizados, foi possível perceber que à abertura do olho

da pluma e o tempo de misturamento são afetados pelo nível de enchimento da panela, espessura e

viscosidade da escória de topo, diferença de densidade entre metal e a escória, vazão de gás inerte

e número de plugues porosos no fundo da panela.

Obteve-se boa correlação entre os resultados obtidos pelas simulações numérica e física. Foi

satisfatoriamente simulada a situação de agitação em panela industrial contendo aço via

modelamento matemático.

XIII

ABSTRACT

Clean steels, are very important products for the society due to its noblest applications. The

concept of clean steel includes inclusions removing during secondary refining process or act on

the composition, morphology, size and distribution of inclusions in the liquid steel and in the final

product.

Since the refining processes involve a complexity of operating parameters and variables, the

use of physical and mathematical modeling is important to investigate their effect on productivity

and metallurgical behavior of the refining operation.

Through physical modeling the main parameters that influence the mixing time in a

steelmaking ladle stirred by inert gas were studied, in addition to the measurement eye plume

opening. Using the PIV methodology, it was possible to create a velocity distribution map in a

region of the ladle. The physical model was created in mathematical modeling in order to be a

comparative tool with the results obtained by other methods.

With the experiments and analysis, it is noted that the eye plume opening and the mixing time

are affected by the ladle liquid level, thickness and viscosity of the top slag, density difference

between metal and slag, inert gas flow and number of porous plugs in the bottom of the ladle.

A good correlation between results obtained by physical and numerical simulations was

founded. It was successfully simulated the industrial situation by mathematical modeling.

1

1. INTRODUÇÃO

O desenvolvimento das operações em panelas representa um grande evento

na história da produção de aço. Anteriormente, o aço era produzido no reator LD ou

no forno elétrico a arco (EAF), combinados a outras operações.

Através da utilização do forno panela é possível obter um ajuste estreito na

temperatura, necessidade primordial para o lingotamento contínuo de aços de

qualidade, com alta produtividade. O uso do forno panela também pode garantir o

equilíbrio térmico entre o aço e o revestimento refratário da panela, ponto chave

para a qualidade. Outra razão importante é que, com o forno panela, há

possibilidade de reduzir o sobreaquecimento do aço líquido no forno primário, o que

implica em aumento significativo na vida do revestimento refratário deste ultimo.

Por todos esses motivos, os fornos panelas são amplamente utilizados, como

ferramenta para melhoria na qualidade e produtividade. Sabe-se que uma aciaria

pode ter aumentado a sua produtividade em torno de 10 a 15%, e em alguns casos,

alcançar 20%, com a utilização deste reator.

Com o objetivo de aumentar a velocidade das reações, o forno panela é

equipado com plugues porosos para borbulhamento de gás inerte ou com agitadores

eletromagnéticos.

O aço líquido é agitado com gás inerte para a homogeneização térmica e da

composição química. Com a utilização de uma camada de escória na superfície do

banho, é possível intensificar as reações de refino, reduzindo impurezas como

enxofre e removendo inclusões (TURKDOGAN,1996). O gás injetado, devido a sua

flutuabilidade, acaba por ascender para a superfície livre da panela, criando um fluxo

recirculatório turbulento (MAZUMDAR et al., 1994), Figura1.1.

2

Figura 1.1: Exemplo de panela agitada por gás. (CLOETE,2008)

A eficiência dos processos realizados na panela está relacionada aos

fenômenos de misturamento, ou seja, a estrutura de escoamento criada é um dos

principais parâmetros controladores deste processo. A forma como o gás é injetado

na panela determina as estrutura de escoamento, o que induz a formação de regiões

de baixa velocidade de recirculação dentro da panela, as quais influenciam em

menor ou maior grau o caráter da mistura (MAZUMDAR et al., 1994).

Outro aspecto de grande relevância é o controle da abertura do „‟olho‟‟ da

pluma na superfície do aço coberta por escória, Figura 1.2. Através deste, podem vir

a ocorrer indesejáveis reações de reoxidação tornando-se uma fonte de inclusões e

de perda de calor para o ambiente durante a agitação (IGUCHI et al., 2004).

Figura 1.2: Comportamento da área dos olhos das plumas geradas pelo fluxo gasoso (LLANOS et al.

2010)

Pode-se perceber pelo exposto, que o emprego correto da operação de

borbulhamento de gás inerte em panelas pode melhorar de forma decisiva o

desempenho da operação metalúrgica deste equipamento, o que estimula o estudo

do mesmo.

3

1.1- Justificativa e Relevância em Face ao Desenvolvimento Científico e

Tecnológico:

A metalurgia extrativa do ferro apresenta um dos roteiros menos intuitivos sob

aspectos termodinâmicos e de composição química e, ao mesmo tempo, um dos

mais bem estabelecidos e desenvolvidos dentre todos os metais. O desafio de

produzir em larga escala aços contendo pelo menos cinco elementos controlados

em níveis de precisão de até dezenas de ppm, a baixos custos e a temperaturas nas

quais os revestimentos dos equipamentos terminam por participar dos processos,

faz com que esta seja, possivelmente, uma das indústrias químicas mais avançadas

no presente.

Não é incomum, dentro das usinas siderúrgicas, o borbulhamento de gás

inerte, em panela, não ter todo seu potencial explorado, tanto do ponto de vista de

melhoria da qualidade quanto da otimização do fluxo de produção. Seja pelo fato da

existência de uma estação posterior de refino, o que diminui a responsabilidade na

operação de metalurgia de panela, ou pelo fato de não serem bem conhecidos e

estudados, todos os parâmetros de processo e o comportamento do banho durante

essa etapa, como por exemplo (RIZZO,2006):

• Fluxo do metal líquido dentro da panela;

• Tempo de misturamento;

• Perda térmica durante o processo;

• Homogeneidade e dissolução de ligas;

• Efeito da cobertura de escória, etc.

Há uma grande atenção sobre os aspectos econômicos, principalmente sobre

a relação entre produtividade e o investimento nas instalações de refino e sobre os

custos operacionais das etapas dos processos de refino. Portanto, a

utilidade/relevância deste trabalho vem da oportunidade do desenvolvimento de um

projeto com base científica que irá produzir conhecimento sobre um importante

processo de produção de aço.

4

2 – OBJETIVOS

2.1 – Objetivo Geral:

O objetivo geral visa investigar os efeitos de variáveis e parâmetros

operacionais sobre o comportamento fluidodinâmico em panela de refino secundário

de aços equipada com agitação por borbulhamento de gás inerte.

2.2 – Objetivos Específicos:

Considerando aspectos gerais, como a razão H(altura) : D(diâmetro) do banho; a

presença de escória de diferentes viscosidades e em camadas de várias

espessuras; a eventual presença de escória seca, pretende-se determinar :

Os efeitos da vazão de gás inerte; número de pontos de borbulhamento

instalados no fundo da panela e presença de escória sobre a taxa de

homogeneização do aço líquido;

Determinar a área efetiva do(s) olho(s) da(s) pluma(s) em função da vazão

de gás inerte; geometria da panela; número de pontos de borbulhamento

instalados no fundo da panela; viscosidade e espessura da escória;

Criar um modelo matemático utilizando a técnica de CFD (Computational

Fluid Dynamics) para descrever o comportamento do aço líquido na panela;

Validar os resultados obtidos via modelo matemático através dos resultados

obtidos por modelagem física via medição direta de velocidade por

PIV(Particle Image Velocimetry);

Elencar os efeitos dos diversos parâmetros e variáveis de maior significância

sobre a produtividade e eficiência metalúrgica do processo de refino;

5

3 – REVISÃO BIBLIOGRÁFICA

3.1 – Refino Secundário de Aços

Os processos de fabricação de aços são fundamentalmente oxidantes, logo, a

quantidade de oxigênio no mesmo supera em muito os teores admissíveis para

alguns produtos. Durante o vazamento do aço, ocorre também a absorção de alguns

gases como nitrogênio e hidrogênio. Depois do vazamento, com a perda de

temperatura a solubilidade desses gases no aço diminui drasticamente, formando

bolhas (MACHADO, 2006).

São vários os processos de refino secundário de aços, os quais em maioria

consistem no tratamento em panelas, tais como: Forno Panela; IR-UT (Injection

Refining-Up Temperature); RH-KTB, VOD (vacuum oxygen decarburization); VAD

(Vacuum argon decarburization), VD (Vacuum Degassing), além do processo de

Injeção de Gás Inerte pelo fundo da panela ou por lança. Na Figura 3.1 tem-se

exemplos de dois deles.

Figura 3.1 – Processos de Refino Secundário do Aço Líquido: a) Desgaseificação na panela; b) Forno

Panela (RIZZO, 2006)

O refino secundário é definido como o trabalho metalúrgico de refino ou ajuste

de composição química e da temperatura, realizado fora do forno primário de fusão,

fazendo-se uma ou mais das seguintes operações unitárias:

6

- Tratamento sob vácuo, para remoção de gases;

- Agitação por borbulhamento de gás, para homogeneizar o banho;

- Mistura completa de adições;

- Refino de aço pelo uso de escória sintética;

- Manutenção de uma atmosfera de gás inerte na panela;

- Aquecimento do aço líquido.

Através destas operações, as principai ET s vantagens são a redução nos

gastos com materiais, um menor consumo de energia e o aumento da produção

devido a redução de carga de trabalho nas unidades primárias de refino. A Figura

3.2 exemplifica o papel do forno panela.

Figura 3.2 – Utilização e Funções do Forno Panela (RIBEIRO et al.,2007).

O forno panela, Figura 3.3, é utilizado para controle de temperatura,

desoxidação, adições de liga, flotação e modificação de inclusões em aços, além de

poder atuar como unidade de emergência quando ocorrem problemas durante o

7

fluxo de produção. O aço, enquanto na panela, é agitado de modo a se

homogeneizar e ser transferido até a interface metal/escória.

Figura 3.3 – Esquema de um Forno Panela. (RIZZO, 2006).

3.2 – Agitação em Panelas

O aço líquido pode ser agitado de várias formas, dentre elas: agitação

mecânica, Figura 3.4 (a); agitação pneumática por injeção de gases, Figura 3.4 (b) e

(c); agitação por pressão diferencial, Figura 3.4 (d); agitação do aço através da

transferência de uma panela para outra, Figura 3.4 (e); agitação eletromagnética,

Figura 3.4 (f); agitação por combinações químicas entre um gás ativo e elementos

dissolvidos no banho, Figura 3.4 (g).

(a) (b) (c)

8

(d) (e) (f)

(g)

Figura 3.4 – Tipos de Métodos de Agitação para um Banho Metálico: a) (MARTINS,2011).

Segundo a agitação por injeção de gases e eletromagnética se destacam

como os principais métodos utilizados em panelas (RIZZO, 2006). A agitação do

banho metálico associada ou não com a agitação da escória é aplicada visando:

- A homogeneização da composição química e temperatura;

- A flotação de inclusões;

- A dissolução das adições realizadas;

9

- Auxiliar na dessulfuração, desfosforação e desoxidação do aço.

Como as inclusões pequenas tendem a flutuar até a superfície do banho

muito lentamente, força-se a subida das mesmas com a injeção ou borbulhamento

de gases inertes. A inclusão é aderida à superfície da bolha de gás e o movimento

ascendente é acelerado por convecção forçada do aço líquido, ou seja, a

movimentação do líquido induzida pela própria injeção de gases inertes, que

também permite obter uma maior homogeneidade de temperatura e composição

química do banho metálico.

Quando se injeta gás, forma-se uma coluna de bolhas que, devido ao efeito

de empuxo, sobem carregando o líquido até a superfície. Estas bolhas transferem

energia ao banho e causam recirculação do líquido na panela, que acabam por

tornar o banho mais homogêneo no ponto de vista químico e térmico, além de

acelerar a absorção de elementos nocivos pela escória. (MAZUMDAR et al., 1994)

Como mostrado na Figura 3.5 e 3.6, há inúmeros processos físicos em

sistemas agitados por gás. Estes processos são complexos devido a natureza

multidimensional e multifásica dos mesmos. Além disso, pode-se identificar

fenômenos distintos que incluem interações líquido-gás, o desenvolvimento de uma

pluma (induzindo a um fluxo turbulento na massa de aço líquido), transferência de

massa entre o metal e a escória, entre outros. (MAZUMDAR et al., 1994).

10

Figura 3.5 – Esquema do Comportamento do Gás Passando por uma Panela com Aço Líquido.

(MAZUMDAR et al., 1994).

Figura 3.6 – Representação Esquemática da Região de Recirculação de Líquido no Interior da

Panela. (RIZZO, 2006).

A injeção de gases pode ser efetuada através de plugues ou tijolos(no fundo

ou na parede lateral da panela) ou lanças submersas. A opção entre a lança ou

plugue poroso depende da situação de cada aciaria em relação às dimensões e

forma de manutenção do refratário da panela, da confiabilidade de funcionamento e

estanqueidade do sistema de injeção de gases e do tipo de processo utilizado na

etapa de refino secundário (RIZZO, 2006).

O borbulhamento utilizando mais de um plugue, Figura 3.7, é muito utilizado

em panelas que possuem um grande volume e alta relação D/H (diâmetro da panela

11

e altura). O principal efeito da utilização de dois plugues nas panelas está

relacionado a obter as melhorias advindas do borbulhamento simples de forma mais

rápida. Outra vantagem desta prática, é continuar o borbulhamento, em caso de

falha de qualquer um dos dois plugues. (MICHALEK et al., 2008)

Figura 3.7 – Distribuição de Fluxos de Aço Líquido em uma Panela Equipada com Dois Pontos de

Borbulhamento de gás inerte (GARDIN et al.,2011).

3.3 – Fenômenos Físicos Inerentes:

Após serem nucleadas e atingirem um diâmetro crítico as bolhas se destacam

de seus locais de nucleação e se deslocam verticalmente no metal líquido devido à

força associada com a grande diferença de densidade entre o metal líquido e o gás

no interior da bolha. A homogeneização de temperatura e composição química do

aço através da injeção do gás é causada principalmente pela dissipação da “energia

de flutuabilidade” do gás injetado. A potência de homogeneização (s) pode ser

calculada pela seguinte equação:

(3.1)

onde:

ε = potência de agitação (W/t);

V = vazão de gás (Nm³/min);

T = temperatura do banho (K);

M = massa do banho (t);

H = profundidade da injeção do gás(m);

P0 = pressão atuante na superfície do banho metálico (atm).

ɛ = 14,23(VT/M).log(1+H/1,48P0)

12

Os gases inertes não reagem quimicamente com o banho, atuando no sentido

de reduzir a pressão parcial necessária para a geração da bolha de gás que se

deseja formar. À medida que as bolhas sobem no metal líquido, aumentam de

tamanho em função da redução da pressão exercida sobre elas. A bolha tende a um

formato elíptico, seguido da redução localizada de diâmetro que provoca a ruptura

da bolha original levando a formação de várias bolhas menores.

Com uma baixa vazão de gás, surge uma condição denominada de regime de

borbulhamento, na qual se tem um intervalo de tempo entre a liberação de cada

bolha no bocal, o que pode propiciar a infiltração de metal líquido e a obstrução do

mesmo devido a solidificação deste metal (Figura 3.8a). Com o aumento da vazão

de gás, a frequência de formação e o tamanho das bolhas também crescem,

passando a ocorrer a união entre as mesmas, fazendo com que a bolha apresente

um formato mais alongado (Figura 3.8b). Continuando o incremento da vazão, o

fluxo se torna mais turbulento provocando a ruptura da bolha original levando a

formação de uma população de várias bolhas menores (Figura 3.8c) formando o

denominado regime de jato contínuo. O jato é instável e as bolhas entram em

colapso com frequência fazendo com que parte da bolha se desprenda em direção a

superfície do banho e parte permaneça para formar uma nova bolha. Esta porção

que não se desprende se retrai deslocando-se contra a parede do plugue atingindo-

a com grande impacto. Este fenômeno é denominado “rebote” e é um dos principais

mecanismos responsáveis pelo desgaste de elementos refratários através dos quais

injeta-se gás em um metal líquido (RIZZO,2006)

13

Figura 3.8 – Representação Esquemática dos Regimes de Fluxo de Gás Inerte Injetado numa Panela

Contendo Aço Líquido (RIZZO,2006).

3.4– Olho de Pluma:

Devido ao borbulhamento de gás é formada no interior da panela uma região

bifásica gás-líquido, Figura 3.9, esta é subdivida em quatro regiões fisicamente

distintas, bolha primária, bolha livre, pluma e crista.

Figura 3.9: Classificação do Perfil de Escoamento na Coluna de Bolhas. (IGUCHI et al., 1991)

A região da pluma é caracterizada por possuir bolhas em formato de calota

esférica, sendo a maior das regiões, a crista ocupa cerca de 3 a 4%. Os fenômenos

de desintegração e coalescimento das bolhas determinam a distribuição de tamanho

das mesmas e, com isto, influenciam sobre o campo de velocidades no banho

metálico e escória. (MAZUMDAR et al., 1995)

A região bifásica gás-líquido é chamada de pluma. O número de plumas

formado é igual ao número de pontos de borbulhamento do gás inerte na panela,

Figura 3.10. A crista, ou olho de pluma, região superficial, acaba por ser um local de

contaminação do aço por absorção de oxigênio, hidrogênio e nitrogênio. O aspecto

do olho de pluma ainda depende da forma pela qual o gás injetado, da vazão de

gás, da posição e geometria dos plugues, Figura 3.11.

14

Figura 3.10– Pluma Bifásica (MAZUMDAR et al., 2004).

Figura 3.11 – Aspecto do Olho de Pluma (GARDIN et al., 2011)

A pluma possui forma aproximada de um cone truncado , com sua origem

abaixo da saída do plug poroso, Figura 3.12. As dimensões do cone dependem das

condições operacionais como, por exemplo, vazão de gás (Q) e da altura do banho

(H) (PEREIRA, 2011).

Figura 3.12 – Forma da Pluma e suas Principais Variáveis (MURTHY et al., 1992).

Vários pesquisadores desenvolveram equações empíricas para definir a área

do olho da pluma em função de parâmetros operacionais e propriedades físicas da

escória, Tabela 3.1. (PEREIRA, 2011)

Tabela 3.1 – Equações Empíricas para a Área do Olho de Pluma na Escória. (PEREIRA, 2011)

15

Autores Sistema Equações

YONEZAWA; SCHWERDTFERGER

(Y+S), 1999,2004

Mercúrio/ Óleo de silicone

log (Aolho/hH) = 0,69897 + 0,090032log(Q²/gH5) – 0,145478[log(Q²/gH5)]2 + 0,1560[log(Q²/gH5)]

para diâmetro do injetor d=0,5mm

SUBAGYO et al.,2003 Análise dados de (Y+S)

Aolho/(H+h)² = (0,02 ± 0,002) [Q²/gH5]-0,375±0,0136 R² = 0,915

Análise limitada a modelos de água e panelas com H/D=1, posição de gás central e energia de agitação na ordem de 10W/t

MAZUMDAR e EVANS, 2004

Mercurio-Nitrogênio

Argônio-Aço

Aolho/H² = K1 – K2 (h/Q2/3) onde: K1 e K2 constantes empíricas

IGUCHI et al.,2004 Água/ Óleo de silicone

log (Aolho/Hm2) = - 0,222 – 0,741 *

[2g(ρm – ρesc)Hesc/(ρmu²mcl)]

onde: [2g(ρm – ρesc)Hesc/(ρmu²mcl)] < 4

KRISHNAPISHARODY, K; IRONS,

G.A.,2005;2008

Solução CaCl2 e óleo de silicone.

Aolho/Acb = α + βFr1/2 onde: Fr = (ρl/Δρ)Ucb

²/gh ou

A*olho/A

*cb = α + γ(1-ρ*)-1/2(Q*)1/3 (h*)-1/2

onde: α, β e γ são contantes numéricas e (*) quantidades

adimensionais; Ucb, calculada pela equação de Castello-Branco;Schwerdtfeger

PERANANDHANTHAN,M.; MAZUMDAR, D.

2010

Água/ (óleos:

silicone, mostarda,

coco verde, soya, éter de

petróleo, tetracloro de

etileno)

Aolho/hHesc = 3,25(U²cb/gHesc)

1,28

(ρl/Δρ)0,55(υesc/HescUcb)-0,05

Ucb, calculada pela equação de Castello-Branco;Schwerdtfeger

Aolho = Área do olho na escória (m²); Hesc,h = Altura da escória (m); Hm, H = Altura de líquido na panela (m); Q = Vazão de gás (Nm³/h); g = Aceleração da gravidade (m/s²); R = Raio da panela (m); ρm = Densidade do metal (kg/m³); ρs, ρesc = Densidade da escória (kg/m³); umlc = Velocidade média da ascensão do metal líquido na linha central do jato de gás (m/s); Acb = Área da coluna de bolhas (m²); α = Fração de gás na região da coluna de bolhas (%); β = Coeficiente de expansão térmica (1/K); ρl = Densidade do líquido (kg/m³); Δρ = Diferença de densidade entre líquidos (escória e metal) (kg/m³); Ucb = Velocidade de ascensão na região da coluna de bolhas (m/s); ρ* = Razão de densidades dos líquidos (ρs/ρm); Q* = Vazão de gás adimensionalizada; h* = Altura de escória adimensionalizada (h/H).

16

Através destas fórmulas empíricas, pode-se perceber que o tamanho do olho

de pluma aumenta com a vazão de gás e, diminui com o aumento da espessura de

escória.

A velocidade de ascensão da pluma é interessante de ser avaliada pois

determina a velocidade média da recirculação do líquido e a altura do domo. (SAHAI

et al.,1982) determinou teoricamente estes parâmetros. O gráfico da Figura 3.13

mostra como a velocidade de pluma e a velocidade média de recirculação varia em

panelas, para a relação de dimensões L/D = 1, (sendo: L a altura do líquido, e D o

diâmetro da panela) em função da vazão de gás. Considera-se a temperatura de

1600°C. Para uma mesma vazão de gás, é visto que as velocidades calculadas da

pluma mudam pouco com as dimensões da panela. Contudo, há proporcionalmente

maiores efeitos nas velocidades médias de recirculação que decrescem com o

aumento do tamanho da panela.

Figura 3.13 - Velocidades Calculadas da Pluma e da Recirculação de Líquido versus Vazão do Gás,

para Panelas de Diferentes Capacidades (L/D=1), 1600°C (SAHAI et al.,1982)

Pode-se calcular a velocidade da pluma, Up, pela seguinte equação (SAHAI

et al.,1982:

(3.2)

onde:

Up = velocidade da pluma (m/s);

K = 61,8 (m1/12 / minuto2/3);

1/60 = conversão minuto/s;

Q = vazão do gás, na temperatura do aço (m³/minuto);

Up = k/60. Q1/3

.(L1/4

/R1/3

)

17

L = altura do líquido (m)

R = raio interno médio da panela (m)

O conhecimento da velocidade da pluma permite determinar a altura do

domo(hd) criado na superfície do banho, uma vez que a energia cinética da pluma é

convertida em energia potencial na linha central da pluma (SAHAI et al., 1982).

(3.3)

onde:

g = aceleração da gravidade (m/s²).

O valor de hd pode ajudar na avaliação da espessura de escória adequada

para o banho, para uma desejada vazão de gás. Ou ainda, no caso do forno panela,

a vazão de gás máxima de operação sem exposição do aço, dada uma espessura

de escória de trabalho.

3.5– Potência de Agitação

Quando um gás é injetado no banho metálico, ele se expande devido ao

aumento da temperatura e queda de pressão, durante sua subida pelo metal.

Considerando que o gás é aquecido até a temperatura do aço líquido, TL, no fundo

da panela e que ele expande isotermicamente durante a passagem pelo líquido,

pode-se escrever que a potência de agitação será (ENGH et al.,1975):

(3.4)

onde:

ε = potência de agitação (W);

Q` = vazão de gás (Nm³/minuto);

TL = temperatura do líquido (K);

ρ = densidade do líquido (kg/m³);

g = aceleração da gravidade (m/s²);

L = altura do banho (m);

R = constante universal dos gases perfeitos (1,98 cal/mol.K).

hd = Up²/2g

ɛ = 3,113.Q`.R.TL.[1 + ln(1+ρ.g.L/1,013x105)]

18

O controle do borbulhamento é importante no controle de qualidade do aço.

Vazão de gás excessiva provoca exposição do banho líquido com consequente

reoxidação e mistura com a escória. A Figura 3.14 mostra teores mais elevados de

oxigênio total do aço quando é utilizada agitação excessiva. Em corridas com

pequeno tempo de agitação empregaram-se altas vazões de gás inerte. Por outro

lado, um tempo de agitação excessivo (>20 minutos), levou a uma tendência de

aumento do oxigênio.

Figura 3.14 – Efeito da Agitação Sobre o Nível de Oxigênio do Aço (BONILLA,

1995).

Segundo (RIZZO,2006), a intensidade de injeção de gás deve ser estudada

de tal forma a se encontrar um valor que atenda às necessidades da aciaria. Uma

baixa intensidade favorece a flotação das inclusões, evita uma maior turbulência

próximo a interface metal/escória, melhorando a limpidez do aço. Uma elevada

intensidade de agitação contribui para uma maior homogeneidade do banho

metálico, mas provoca uma maior queda de temperatura. A intensidade de agitação

proporcionada pela injeção de gases inertes é devida aos seguintes fenômenos:

- Expansão térmica do gás, normalmente injetado à temperatura ambiente ou

abaixo, dependendo do sistema de obtenção, armazenamento e transporte adotado;

- Equalização entre a pressão interna e a pressão externa à medida que as

bolhas ascendem no metal líquido;

19

- Energia cinética relacionada com a velocidade de injeção do gás.

3.6 – A Camada de Escória

A espessura, composição e propriedades físicas da camada de escória são

fortemente dependentes das variáveis do sistema. Em alguns casos, a escória é

algo indesejado, oriundo de processos anteriores, mas na grande maioria das

operações de refino secundário estas são adicionadas, possuindo um importante

papel nas reações químicas e na remoção de inclusões. As propriedades físicas da

camada de escória podem ser alteradas de várias formas, por este motivo, estas

irão se apresentar sob diferentes espessuras e propriedades na maioria das panelas

metalúrgicas.

(MAZUMDAR et al., 1988) concluíram que a presença da camada de escória

dissipa um montante da energia de agitação adicionada pelo borbulhamento de gás.

Três mecanismos foram apresentados para explicar essa dissipação:

- Formação de múltiplas gotículas de escória;

- Energia potencial requerida para manter as gotículas em suspensão na fase

metálica;

- Energia potencial requerida para manter a interface entre as fases.

Análises posteriores mostram que a energia necessária para manter a

interface entre as fases possui o maior impacto e os outros casos de dissipação são

insignificantes.

(IGUCHI et al.,1996) concluíram que a região central da coluna de bolhas é

estreita e a turbulência no exterior da pluma é suprimida pela presença da camada

de escória. Em estudos subsequentes, (ILLEGBUSI et al.,1998), um modelo

matemático foi implementado para investigar o efeito da densidade da escória.

Através deste chegaram a conclusões semelhantes, mesmo em sistemas onda há

uma pequena diferença de densidade entre as fases. Esta redução na eficiência do

misturamento foi atribuída unicamente ao efeito da presença de escória.

(YAMASHITA et al.,2003) conduziram experimentos sobre a possibilidade de

controlar a emulsificação da camada de escória e o tempo de misturamento com a

imersão de uma lâmina circular diretamente no olho da pluma, de modo a alterar os

padrões de fluxo. Foi concluído que a emulsificação reversa pode ser controlada e

20

os tempos de misturamento podem ser reduzidos significativamente quando a

lâmina utilizada possui um diâmetro maior que o da pluma. A profundidade de

inserção da lâmina constituiu-se uma variável importante no experimento.

3.7 – Emulsificação

Com o objetivo de remover inclusões, evitar perdas térmicas, entre outros, é

adicionado escória sintética na superfície do aço. A emulsificação é um fenômeno

normalmente relacionado à agitação excessiva do banho; ela ocorre devido a

agitação descontrolada com altas taxas de injeção de gases. Este fenômeno deve

ser evitado, já que acaba por propiciar o arraste de gotas de escória para o seio do

aço, o que poderá resultar em prejuízos na limpidez do mesmo. Alguns tipos de

inclusões podem ser vistos na Figura 3.15.

Figura 3.15 - Inclusões Típicas no Produto Lingotado: (a) silicato de alumínio e cálcio; (b) Silicato de

alumínio ou mistura de óxidos; c) inclusões globulares de alumina; (d) inclusões globulares de

aluminossilicatos impregnados de espinélio de magnésio (ZHANG et al., 2006).

Tratando-se de panelas agitadas com mais de um plugue, na região entre as

plumas há o aparecimento de uma corrente de circulação descendente entre as

plumas. As interações entre estes dois fluxos descendentes de aço líquido, a

depender da distância de separação entre as duas plumas, podem incorrer na

emulsificação e dispersão de escória na fase metálica (SILVA, 2012). Já nas

periferias dos olhos de pluma, os fluxos descendentes de aço também podem

causar o arraste e dispersão de gotas de escória no interior do banho metálico,

Figura 3.16.

21

Figura 3.16 - Distribuição de Fluxos de Aço na Região dos Olhos das Plumas em uma Panela Dotada

de Dois Pontos de Borbulhamento Locados no Fundo do Reator.

O fenômeno da emulsificação é exacerbado por: i) diminuição na relação de

densidade entre as duas fases, ii) diminuição da viscosidade da escória; iii)

diminuição do tamanho de bolha (MAZUMDAR et al.,1994).

Há uma vazão crítica de fluxo para que a escória se emulsifique (m³/s),

definida pela equação (MIETZ et al., 1991):

(3.5)

onde:

Qcr = vazão crítica;

H = altura de líquido (m);

riametal/escóσ = tensão interfacial metal/escória (N/m);

escóriaρ = massa específica da escória (kg/m³);

Δρ = diferença entre as massas específicas entre as duas fases

líquidas (kg/m³).

3.8 – Adição de Ligas

O forno panela devido a sua característica de permitir o aquecimento,

possibilita a adição de grandes quantidades de ligas, sem necessidade de

sobreaquecimento excessivo do aço.

A perda das ligas adicionadas para a escória é um dos principais fatores que

reduzem o rendimento das mesmas. Com a finalidade de elevar este rendimento,

aumenta-se a intensidade de agitação, afastando-se a escória e expondo o aço

líquido, antes de adicionar o material, Figura 3.17.

Qcr = 0,035H1,81

.(σmetal/escoria.Δρ/ρ²escória)0,35

22

Figura 3.17 – Adição de Ligas Sólidas Usando-se Agitação por Gases (RIBEIRO et al.,2007).

3.8.1 – Dissolução das Ligas no Banho

(GUTHRIE,1985) ilustrou o fenômeno de dissolução de ligas no banho,

dividindo-as em duas classes, Figura 3.18.

Figura 3.18 – Idealização do Processo de Absorção de Ligas pelo Aço Líquido (GUTHRIE, 1985).

* Classe I: ligas cujo ponto ou faixa de fusão está abaixo do ponto de

solidificação do aço, isto é, abaixo de aproximadamente 1500°C. A absorção pelo

banho se dá através do fenômeno de fusão. Esta classe inclui FeMn, FeSiMn, FeCr,

FeSi, Al. A adição da liga fria ao banho (A) promove a solidificação, ao redor, de

uma camada de aço (B), que permanece enquanto o núcleo da liga se funde (C).

23

Frequentemente, a liga se funde totalmente, antes da camada de aço refundir e

liberá-la ao banho (D).

* Classe II: ligas cujo ponto ou faixa de fusão está acima do ponto de

solidificação do aço. Exemplos típicos são o FeV, FeW, FeMo, FeNb. A adição da

liga provoca a solidificação de uma camada de aço (B). Contudo, esta se refunde

para expor a liga sólida (C), cuja temperatura de fusão está acima da temperatura do

banho. Desta forma, ocorre um processo de dissolução sólido-líquido que regula a

cinética da reação. A dissolução dessas ligas é então enormemente afetada pela

sua solubilidade e difusividade no aço, e pela hidrodinâmica (agitação) existente.

Fgura 3.19 mostra o tempo de dissolução calculado para diversas ligas

classe I, considerando-se a existência de apenas convecção natural no aço líquido a

1600°C. A Figura 3.20 ilustra o caso para ligas da classe II. Pode-se verificar que

estas apresentam o tempo de dissolução superior em uma ordem de grandeza

comparadas com as da classe I. Evidentemente, a agitação do banho reduz o tempo

de dissolução das ligas da classe II. Assim, é importante uma agitação vigorosa

após a adição dessas ligas.

Figura 3.19 – Tempo de Dissolução para Ligas da Classe I (GUTHRIE, 1985)

24

Figura 3.20 – Tempo de Dissolução para Ligas da Classe II (GUTHRIE, 1985).

3.8.2 – Tempo de Misturamento

O tempo de misturamento é utilizado para analisar comportamento de mistura

das ligas adicionada ao aço em panelas, quanto à eficiência do método de agitação

do sistema. Este é definido como o tempo que um líquido contido dentro de um

reservatório alcança seu desejado nível de mistura ou homogeneização química

(MAZUMDAR et al., 2000).

O misturamento ocorre devido dois mecanismos; transporte de massa

causado pela circulação macroscópica no banho (recirculação do líquido) e difusão

(MURTHY et al., 1986), Figura 3.21.

Figura 3.21 – Mecanismos de Mistura em Sistemas Agitados por Gás (MURTHY et al., 1986).

25

Em banhos líquidos agitados com gás, é esperado que tempos de mistura

sejam dependentes da vazão de gás, altura de líquido, diâmetro do banho e do

injetor. Ainda deverão influenciar os tempos de mistura, o formato da panela,

posição do injetor no fundo da panela, número de injetores usados e propriedades

físicas do líquido (PEREIRA, 2011), Figura 3.22 e 3.23.

Figura 3.22 - Efeito do Posicionamento dos Plugues sobre o Tempo de Misturamento (GENG et al.

2010).

Figura 3.23 – Efeito do Ângulo de Separação entre os Plugues sobre o Tempo de Misturamento (GENG et al. 2010)

Para uma dada condição operacional, a presença de escória de cobertura

pode causar elevação do tempo de misturamento. Este efeito torna-se diminuído

quando há uma alta energia de agitação, Figura 3.24. Contudo, o aumento da taxa

de dissipação de energia turbulenta pode viabilizar a emulsificação, aprisionamento

de inclusões e reoxidação do aço nas zonas em que ocorre a fuga do fluxo gasoso

pela interface metal-escória e metal-atmosfera.

26

Figura 3.24 - Efeitos da Taxa de Dissipação de Energia Provocada pelo Fluxo Gasoso e Presença de

Escória de Topo sobre o Tempo de Misturamento (HAIDA et al. 1980).

O estado de turbulência causado pela passagem do fluxo gasoso pela

interface metal-escória e escória-atmosfera é função direta das características das

bolhas que a atravessam. Bolhas de maiores dimensões apresentam maiores

velocidades terminais, Figura 3.25, e por isso, tendem a causar maiores níveis de

turbulência na interface metal-escória e cooperar para a emulsificação metal-escória.

Este efeito fica mais pronunciado quando de altas vazões de borbulhamento do gás

inerte pelo fundo da panela (SILVA, 2012).

Figura 3.25 - Efeito do Tamanho da Bolha sobre sua Velocidade Terminal (DAVIDSON et al., 1960);

(CLIFT et al. 1978).

27

A distribuição de tamanhos das gotas de escória emulsificada depende da

distribuição de tamanho das bolhas do gás inerte que atravessa a interface metal-

escória. Este fenômeno pode ser correlacionado ao fato que o aumento do diâmetro

das bolhas resulta em maior velocidade terminal das mesmas, incorrendo em

aumento da tensão cisalhante na interface metal-escória, propiciando a ocorrência

da emulsificação da escória. (SILVA, 2012).

A ocorrência de emulsificação metal-escória pode ser ou não desejável em

uma dada operação metalúrgica. Nos casos de algumas reações de refino

secundário do aço líquido, tais como: dessulfuração, desfosforação, a emulsificação

metal-escória incorre em aumento da área da interface metal-escória o que propicia

o encurtamento do tempo do processo. Já em outros casos metalúrgicos, a

formação da emulsão metal-escória é indesejável por propiciar as perdas metálicas

e degradação da limpidez do banho metálico. Estudos em sistemas óleo e água

indicaram que a interface entre água e óleo (simulando interações entre metal e

escória), com injeção de gás, sofre distúrbios consideráveis, com consequente

arraste da escória para dentro do metal. Com baixas vazões de gás na interface não

se produz tanta turbulência, contudo, esta vem a ocorrer com o aumento da vazão

de gás, Figura 3.26. (MIETZ; SCHNEIDER, 1991).

Figura 3.26 - Emulsificação Metal/Escória. (MIETZ;SCHNEIDER, 1991)

3.9 – Remoção das Inclusões

Em uma panela de aciaria, a remoção das inclusões ocorre pela flotação

natural das partículas, associada a flotação forçada, ou seja, aquela resultante dos

efeitos de agitação e à capacidade que uma escória tem de incorporar inclusões.

3.9.1 – Flotação Natural

28

A flotação natural das partículas depende, principalmente dos fatores

(PEREIRA,2011):

- Diferença de densidade entre as partículas e o aço líquido;

- Altura do banho;

- Viscosidade do aço líquido;

- Tamanho das inclusões.

Por sua vez, o tamanho depende da colisão e aglomeração das partículas que é

função de:

- Turbulência;

- Distribuição de tamanhos;

- Viscosidade do aço líquido;

- Densidade das inclusões e do aço líquido.

A flotação natural das partículas pode ser avaliada com o auxílio da equação

de Stokes (TURKDOGAN, 1972), em que a velocidade de ascenção de uma

partícula em meio líquido, considerando que esta é esférica e totalmente molhada

pelo banho, é dada por:

(3.6)

onde:

ν = velocidade de ascenção da partícula (cm/s);

g = aceleração da gravidade (cm/s²);

ri = raio da partícula (inclusão) (cm);

Δρ = diferença da densidade líquido – partícula (g/cm³);

η = coeficiente de viscosidade do líquido (dinas x s/cm²) (poise).

A Figura 3.27 ilustra a velocidade de subida de uma inclusão. Pode-se

perceber que a flotação de uma inclusão é tanto mais difícil quanto menor o

tamanho.

ν = 2 g ri² Δρ/9η

29

Figura 3.27 – Velocidades de Ascenção de Inclusões de Alumina e Sílica em Função do Diâmetro,

Conforme a Expressão de Stokes (TURKDOGAN, 1972).

3.9.2 – Flotação Forçada

A flotação forçada das inclusões é promovida pela agitação. No caso da

agitação por gases, a ascensão está associada à aderência das partículas às bolhas

e da velocidade de ascensão do banho (PEREIRA,2011), que dependem de:

- Número de bolhas;

- Diferença de velocidade entre as bolhas e o aço líquido;

- Volume do aço líquido;

- Raio da bolha;

- Velocidade da pluma.

3.9.3 – Mecanismos de Remoção das Inclusões

Há um mecanismo para descrever a remoção das inclusões, e este consiste

em dois estágios (FUKUSAKI et al.,1992).

Quando um desoxidante é adicionado ao banho, os teores de oxigênio

dissolvido e total caem rapidamente com o tempo de agitação. Nesse 1° estágio, o

mecanismo de crescimento e remoção das inclusões segue o esquema apresentado

na Figura 3.28. A agitação favorece cada passo do processo, fazendo com que o

oxigênio total caia rapidamente, indicando alta taxa de remoção de inclusões.

30

Figura 3.28 – Formação, Crescimento e Remoção de Incluões no 1°Estágio (FUKUSAKI et al.,1992)

Posteriormente, as inclusões remanescentes são menores em tamanho e número e

a flotação é mais difícil.

Assim, no 2° estágio, Figura 3.29, a eliminação das inclusões só é possível,

na prática, com a aplicação correta de agitação ao banho. Para este estágio, é

importante que a escória tenha boa capacidade de absorção do produto da

desoxidação e fluidez adequada.

Figura 3.29 – Mecanismo de Remoção das Inclusões Menores, 2° Estágio (FUKUSAKI et al.,1992)

A Figura 3.30 mostra uma curva de variação do oxigênio total com o tempo de

agitação, durante o refino na panela. Nota-se a característica do 1° estágio, com o

31

abaixamento brusco do teor de oxigênio total e do 2° estágio com a diminuição muito

pequena com o passar do tempo, indicando que um reduzido número de inclusões é

removido nesta fase.

Figura 3.30 – Variação do Oxigênio Total com o Tempo de Agitação (FUKUSAKI et al.,1992).

3.10 – Modelamento Matemático de Processos

A Mecânica de Fluidos Computacional (Computational Fluid Dynamic – CFD)

consiste na análise de sistemas envolvendo fluxo de fluidos, transferência de calor e

fenômenos associados a reações químicas através de modelagem numérica, ou

seja, recorrendo a meios computacionais (MALISKA et al., 1995). As técnicas

existentes abrangem uma vasta gama de aplicações, tais como: aerodinâmica,

hidrodinâmica, combustão, processos químicos, engenharia, entre outras

(VERSTEEG et al., 1995).

Existem dois métodos para a simulação de qualquer processo: Modelamento

físico e Modelamento matemático. As duas técnicas são complementares, a

depender do fenômeno cada uma delas se tornará mais eficiente ou não.

Há duas formas de se modelar no domínio da modelagem matemática:

analiticamente e numericamente. Os métodos analíticos fornecem informações

completas sobre o processo, enquanto os métodos numéricos fornecem soluções

em diferentes pontos no espaço e tempo.

A tarefa de um método numérico é resolver uma ou mais equações

diferenciais, substituindo as derivadas existentes na equação por expressões

algébricas que envolvem a função incógnita. O procedimento numérico para

32

soluções das Equações de "Navier-stokes" e "Continuidade" pode ser ilustrado na

figura 3.31 abaixo.

Figura 3.31 – Esquema de Solução Computacional.

3.10.1 – Aplicação do Modelamento Físico e Computacional na Siderurgia

É sabido que os padrões de fluxo nas panelas de aço afetam o movimento e a

remoção das inclusões. Agitação ou borbulhamento de argônio é um dos métodos

mais comuns, pois favorece a homogeneização da composição química e da

temperatura de aço líquido, e promove a remoção das inclusões. Muitos estudos têm

investigado a homogeneização do banho via agitação com Argônio. (MANDAL et al.

2005) investigaram os fenômenos de misturamento em panela através da agitação

com gás Argônio injetado com dois plugues porosos situados diametralmente

opostos a meio raio da panela.(YANG et al., 2009) simulou o fluxo em panelas

agitadas por um ou dois plugs porosos, indicando que a distância entre os dois

plugues tinha um efeito importante sobre o fluxo do fluido.

Pode-se buscar compreender a influência de parâmetros operacionais, utilizando

a modelagem em água e modelagem matemática, sobre a remoção de inclusão por

flotação de bolhas durante o processo de borbulhamento de argônio na panela com

modelos analíticos e simulações CFD tridimensional.

3.11 – Particle Image Velocimetry (PIV)

33

PIV (Particle Image Velocimetry) é uma técnica não intrusiva de medição de

velocidades, aplicável em fluidos transparentes, para fins de pesquisa e diagnóstico

e problemas envolvendo fluxos, turbulência, atomização e combustão. Portanto, com

aplicabilidade ao caso deste estudo, o qual emprega água para emular aço. Essa

técnica, também pode ser utilizada para a validação de resultados obtidos através

do método CFD (Computational Fluid Dynamics), motivo pelo qual a técnica PIV será

utilizada neste trabalho.

A técnica PIV consiste, basicamente, em determinar o deslocamento de uma

partícula em um meio fluído, através de um par de imagens. As posições, inicial e

final da partícula (ΔX), bem com os instantes, inicial e final (Δt), permitem a obtenção

de uma estimativa da velocidade do meio.

As imagens são adquiridas por meio de câmera CCD e estas são divididas

em pequenos subdomínios denominados áreas de interrogação, as quais são

iluminadas por laser pulsante e analisadas separadamente. Cada área de

interrogação contem uma quantidade de pares de partícula, sendo que cada par

representa a partícula nos instantes inicial e final, do deslocamento. Um ponto

importante a ser considerado é que a velocidade em cada área de interrogação é

função do deslocamento médio das partículas. O processo de geração, captura e

processamento das imagens é feito por um software.

Outras variáveis importantes a serem consideradas na técnica são: a taxa de

captura da câmera, tempo entre pulsos do laser e tamanho da área de interrogação,

de modo a abrigar uma quantidade de partículas suficientes para se obter um

deslocamento médio representativo daquela região. Todos estes parâmetros devem

ser ajustados de maneira que as partículas entre os instantes (inicial e final)

permaneçam em uma mesma área de interrogação, sendo que uma quantidade de

partículas recomendada seria da ordem de 7 a 10 pares, de modo a obter uma

medição de velocidade válida.

34

4 – METODOLOGIA

4.1 – Aspectos comuns da modelagem física

Além da similaridade geométrica, critérios de similaridade cinemática e

dinâmica foram seguidos. Segundo sugestão da literatura as vazões de gás foram

calculadas levando em consideração os Adimensionais de Reynolds (incluindo

viscosidade turbulenta) e de Froude, o que indica (λ é o fator de escala)

O modelo físico consiste num de tronco de cone em acrílico, em escala 1:5 (λ = 0,2),

de panelas industriais. O adimensional de Weber é importante nos aspecto da

interação entre os líquidos e seu valor foi registrado.

O fluxo recirculatório imposto pela injeção de gás é afetado pela geometria da

panela, basicamente definida pelo ângulo das paredes e pela relação entre nível de

líquido e diâmetro de panela; esta relação é indicativa se existe ou não volume útil

Qmodelo = λ2,5 Qindustrial

35

no sistema para que o fluxo se desenvolva, Figura 4.1. Por isto este aspecto foi

objeto de investigação.

Figura 4.1 - Esquemático da Influência da Relação H : D sobre o Fluxo Recirculatório.

Dois arranjos assimétricos do sistema de borbulhamento de gás inerte foram

instalados no fundo da panela, Figura 4.2. A vazão de borbulhamento de gás em

cada plugue variou de 1 a 15lpm. O nível de líquido (aço) na panela foi fixado em

dois valores: 46cm (panela meio cheia; 75 toneladas) e 71cm (panela a plena

capacidade; 150 toneladas).

Figura 4.2 – Arranjos Assimétricos do Sistema de Borbulhamento Utilizados nos Ensaios.

Com o objetivo de simular a escória de topo foi empregado óleo de silicone

com viscosidades de 100 cSt e 500cSt e camadas de espessura de 1cm, 3cm e

5cm. A relação, de elevada magnitude, entre viscosidade do sobrenadante (óleo de

silicone) e a solução aquosa que emula aço é desejável porque a densidade do óleo

é próxima daquela da água, o que tende a ampliar os efeitos de emulsificação. Num

36

extremo, a escória pode ser seca, o que pode acarretar em esforços significativos de

frenagem na interface metal escória, levando-a a imobilidade completa. Esta

situação foi simulada pela inserção de grade quadriculada, com abertura da ordem

de 0,8cm e altura da ordem de 0,8cm, no topo do líquido, de modo a produzir o

efeito de frenagem sem impedir a passagem de gás.

Com o objetivo de elevar a diferença de densidade entre as fases líquidas, foi

utilizado além da água, como fluido simulador do aço, uma solução aquosa mais

densa, no caso, ZnCl2 (densidade igual a 1300kg/m³).

Dados estes aspectos gerais, técnicas específicas foram empregadas para a

determinação do tempo de homogeneização, da abertura do olho da pluma, da

interação entre o olho da pluma e atmosfera e para a Modelagem Matemática via

CFD.

4.2 - Medidas de tempos de homogeneização

Foram realizados testes com água, solução e ar simulando as condições de

injeção de Ar ou N2 em panela de aço, para análise da influência de parâmetros

operacionais, no tempo de misturamento.

Vazão de gás injetado;

Geometria da panela;

Geometria do sistema de injeção;

Presença de escória (grade quadriculada – emulador de escória seca).

A determinação de tempo de mistura consistiu na análise da dispersão de um

traçador (KCl) que foi injetado na forma de pulso ao líquido contido no reator. A

montagem experimental compreendeu a medição contínua de vazões dos gases,

condutividade do meio aquoso (em três pontos diferentes) e a transferência, via

placa de aquisição de dados A/D, da variação da condutividade com o tempo para

um arquivo de computador, Figura 4.3.

A Figura 4.4 mostra um exemplo de determinação do tempo de mistura, onde

se avalia a fração da concentração do traçador ao longo do tempo de análise.

Durante os testes, foi avaliado o tempo necessário para que a concentração do sal

se estabilize dentro de um intervalo de confiança de 5%.

37

Figura 4.3 - Montagem Experimental para Avaliação do Tempo de Misturamento.

Figura 4.4 - Exemplo de Curva Típica de Dispersão de Traçador.

Com essa configuração, Figura 4.5, foi possível variar a vazão de gás injetada

no modelo, calculada com base nas informações levantadas para o processo

industrial.

Figura 4.5 – Posicionamento e Disposição dos Plugues para Dupla Injeção de Gás.

4.3 – Medições da área do olho da pluma – interação com atmosfera

A Figura 4.6 apresenta o esquema que foi utilizado para medições da área de

olho de pluma e da interação entre esta e a atmosfera. Sobre o modelo de panela foi

38

instalado uma câmera a qual registrou os aspectos da movimentação do olho da

pluma, feita visível pela adição de anilina solúvel em óleo ao óleo de silicone. Cerca

de 10 imagens aleatoriamente escolhidas foram utilizadas, após digitalização, para

determinação da área de abertura (em função de geometria do sistema de injeção,

geometria da panela e propriedades da camada de sobrenadante).

Figura 4.6 - Esquema para Medições Envolvendo a Pluma.

A área exposta, capturada pela câmera, não possuía geometria

consideravelmente simples, dificultando a utilização de softwares para mensurar o

tamanho das mesmas. Com isso, as 10 imagens selecionadas de cada um dos

ensaios foram impressas e com o auxílio de uma balança de precisão pesadas.

Logo depois, a região de exposição ao ar foi recortada e também pesada. O

quociente entre o peso inicial do papel e a área de exposição foi a ferramenta

utilizada para indicar o tamanho de cada uma dessas áreas.

4.4 - Medições de velocidade na região da interface metal-escória

Utilizou-se a técnica PIV (Particle Image Velocimetry) para mapear a

distribuição de velocidades em uma dada região da panela. O equipamento PIV é

dotado do sistema da do sistema da DANTEC–2D e de sistema laser Dual Power-

65/15 400mJ, pulsos de 4ns, comprimento de onda entre 1064nm entre 532nm,

além de uma câmera CCD Flow-Sense 2ME, com área de abrangência de um

quadrado de aproximadamente 10cmx10cm.

39

Optou-se por analisar uma região locada a 4cm abaixo do nível do banho na

panela, Figura 4.7. A análise de imagem foi realizada via software Dynamics Studio

– DANTEC. Para todas as condições experimentais, foram adquiridas cerca de 280

imagens com intervalo de tempo entre as mesmas de 3000µs e frequência de

captura 10Hz. Deve-se ressaltar que o mapa vetorial gerado, na área quadrada

considerada, determina o perfil de velocidades em função da distância vertical a

partir do topo da camada de aço líquido em direção ao seu interior.

Figura 4.7 – Modelo Físico da Panela de Aço e Detalhes da Técnica PIV.

4.5 – O modelo matemático CFD

Foi construído um modelo matemático baseado na geometria do modelo físico,

escala 1:5(λ=0,2), correspondente a uma panela com capacidade de 150 toneladas de

aço. Foram realizadas também simulações para o caso da panela semi-cheia, ao nível

de 75 toneladas. O mesmo procedimento pode ser repetido para outros níveis de

líquido. Dois tipos de arranjos simétricos foram construídos, o primeiro com um ponto

de injeção de ar e o segundo com dois pontos, Tabela 4.1.

Para solucionar as equações referentes ao processo, utilizou-se o pacote ANSYS-

Fluent 15.0. Após teste de malhas, de modo a minimizar possíveis erros de

convergência, discretizou-se o mesmo em 215.000 elementos e o tempo de simulação

foi de 20s em regime transiente. Este tempo foi o suficiente para se observar um

padrão um padrão estacionário.

40

O timestep foi variável ao longo da simulação. Para isso, estimou-se um número de

Courant que atendesse a convergência do problema, nesse caso igual a cinco. Esse

número reflete a porção da célula que é atravessada pelo fluido em um timestep.

Desse modo, a cada timestep, cinco células são atravessadas pelo fluido.

Tabela 4.1: Parâmetros Operacionais do Modelo de Laboratório.

Parâmetros Valores

Comprimento do Modelo (L) 55cm

Diâmetro da Base (d) 47,2cm

Diâmetro do Topo (D) 51,2cm

Diâmetro dos Plugues de Injeção de Gás (Dp) 2,36cm

Altura da Solução de Cloreto de Zinco (Hc) 46cm**

Altura do Óleo de Silicone (Ho) 1cm;5cm

Número de Plugues de Injeção de Gás 1;2

Vazão de Gás 10lpm;15lpm **Altura de cloreto de zinco em panela semi-cheia, correspondente a 75 toneladas.

Os fluidos utilizados no modelamento foram solução aquosa de Cloreto de

Zinco para representar o aço; óleo de silicone, que simulou a escória sobrenadante

e ar ambiente, soprado pelos plugues de injeção. As propriedades físicas desses

fluidos são apresentadas na Error! Reference source not found..

Tabela 4.2: Propriedades dos Fluidos do Modelo em Laboratório.

Propriedades

Fluidos

Ar Óleo Cloreto de

Zinco

Densidade, kg.m-3 1,225 950 1425

Viscosidade Dinâmica, Pa.s 1,7894 x

10-5 0,482 0,00303

ZnCl2/Ar ZnCl2/Óleo Óleo/Ar

Coef. Tensão Interfacial, N.m-1

0,055 0,03 0,018

4.5.1 – Equações Governantes:

Para que o software possa fazer os cálculos iterativos em cada nó do modelo,

é necessário definir as equações pertinentes ao processo. As expressões

consideradas para este problema são apresentadas a seguir.

41

Equação da Continuidade

0)(

U

t

(4.1)

onde:

ρ = massa específica do fluido (kg/m3);

t = tempo (s);

∇ = operador gradiente;

U = componente média da velocidade (m/s).

Equação de Conservação de Volume

onde:

rα = fração volumétrica da fase α;

Np = número de fases;

Equação da Conservação da Quantidade de Movimento

BUpUUU

t

U T

effeff

)()()( ´

(4.3)

onde:

μeff = Viscosidade efetiva (Pa.s);

T = Temperatura (K);

B = força de campo.

42

4.5.2 - Modelo k- :

Optou-se por utilizar o modelo k- , que fornece equações diferenciais para

calcular, em valores médios, a viscosidade efetiva e a turbulenta. A variável k refere-

se à energia cinética de turbulência, definida pelas flutuações de velocidade; é a

taxa de dissipação de energia cinética de turbulência. Ao utilizar este modelo, o

software resolve um sistema de equações, de forma iterativa, para encontrar o

campo de velocidades em regime turbulento após a convergência dos resultados.

Viscosidade Efetiva

(4.4)

teff

Viscosidade Turbulenta

2kCt (4.5)

Equações Auxiliares

k

k

t PKUkt

k)(

)( (4.6)

)()()(

21

CPCk

Ut

kt

(4.7)

onde:

μ = viscosidade dinâmica do fluido (Pa.s);

t = viscosidade turbulenta (Pa.s);

C = constante do modelo k - ε de turbulência;

K = energia cinética turbulenta (m2/s2);

k = constante do modelo k - ε de turbulência;

43

Pk = taxa de produção de turbulência devido a forças viscosas e

flutuabilidade;

= taxa de dissipação da energia cinética de turbulência, m2/s3;

1C = constante do modelo k - ε de turbulência;

2C = constante do modelo k - ε de turbulência;

Os resultados dos modelamentos numéricos foram comparados com os resultados

de suas respectivas simulações físicas. As comparações foram feitas através da

observação da abertura do olho da pluma.

5 – RESULTADOS E DISCUSSÂO:

Serão apresentados os efeitos de algumas variáveis sobre a taxa de

homogeneização do aço líquido e a área efetiva do(s) olho(s) da(s) pluma(s). Será

apresentado também o modelo matemático criado que descreve o comportamento

do aço líquido na panela, bem como os resultados obtidos via PIV.

5.1 – Tempos de Misturamento

Medidas de tempo de misturamento foram feitas utilizando-se água para

simular o comportamento do aço. Naturalmente a metodologia não se aplica a

44

soluções salinas de cloreto de Zinco. As Figura 5.1 e 5.2 mostram que, partindo-se

das variáveis nível de líquido e número de plugues porosos constantes, o tempo de

misturamento decresce com o aumento da vazão de ar borbulhado, assim como nas

Figuras 5.3 e 5.4, como esperado. Pode-se ainda notar, que diferentes regiões do

líquido na panela exibem diferentes tempos de misturamento para uma dada vazão

de ar, evidenciando, neste caso, uma ligeira falta de homogeneidade de fluxo e

mistura. A região do topo da panela apresenta menor tempo de misturamento, o que

pode ser atribuído à turbulência e as correntes de circulação causada pelo escape

das bolhas gasosas da superfície do líquido. Ainda é possível perceber que o tempo

de misturamento em panela dotada de pois plugues porosos tende a ser menor do

que em panela equipada com um plugue poroso. Este fato é atribuído a minimização

das zonas mortas no fundo da panela comparando as duas formas de injeção (um

ou dois plugues).

Figura 5.1 – Tempo de Misturamento (s) X Vazão de Ar (lpm) [46cm;1 Plugue Poroso]

45

Figura 5.2 – Tempo de Misturamento (s) X Vazão de Ar (lpm) [46cm; 2 Plugues Porosos]

Figura 5.3 – Tempo de Misturamento (s) X Vazão de Ar (lpm) [71cm; 1 Plugue Poroso]

Figura 5.4 – Tempo de Misturamento (s) X Vazão de Ar (lpm) [71cm; 2 Plugues Porosos]

Não é possível distinguir com nitidez um possível efeito do nível de líquido na

panela: um nível mais elevado implica em maior interação entre a pluma bifásica e o

banho, mas também em maior carga de líquido a se misturar.

Para avaliação do tempo de misturamento o mesmo foi representado

matematicamente pela equação:

(5.1)

τmist = aε-b ou ln τmist = lna – blnε

onde os coeficientes a e b foram estimados experimentalmente. As Figuras 5.5 e 5.6

mostram a variação do tempo de misturamento com a energia de agitação induzida

pelo fluxo gasoso em panelas de refino dotada com um e dois plugues porosos, em

46

ausência e presença de escória de cobertura. Para uma dada vazão e arranjo do

sistema de borbulhamento de ar, o tempo de misturamento mostrou-se aumentar na

presença de escória de cobertura. Como nas análises anteriores, não é possível

distinguir com nitidez um possível efeito do nível de líquido na panela.


Misturamento do Aço na Panela para Um Plugue Poroso: a) Nível de Líquido 46cm; b) Nível de

Líquido 71cm.


Misturamento do Aço na Panela para Dois Plugues Porosos: a) Nível de Líquido 46cm; b) Nível de

Líquido 71cm.

5.2 – Área do Olho da Pluma – Interação com Atmosfera:

As Figuras 5.7 a 5.11 mostram, que independente do número de pontos de

borbulhamento de ar instalado no fundo da panela, a abertura do olho da pluma

aumenta com o aumento da vazão do ar, como esperado. No caso da panela dotada

de um único plugue poroso, instalado na posição 2/3R, o olho da pluma tende a ser

constante a partir da vazão de do ar de 10lpm. Este comportamento, de

estabilização da área de abertura do olho para vazões mais altas, se repetiu em

todos os experimentos, refletindo o efeito das paredes da panela na contenção na

camada de escória. Para uma dada vazão de gás e altura da camada de escória de

47

cobertura, a abertura do olho da pluma tende a ser maior para o caso de dois

plugues porosos comparativamente com um plugue poroso. A presença e aumento

da espessura da escória fazem decrescer a abertura do olho da pluma. Este efeito

mostra-se maior quando de escória de maior viscosidade. Os resultados indicam

ainda que aumento da densidade e viscosidade do líquido emulador do aço na

panela de refino secundário, mantendo as demais condições operacionais

constantes, tende a fazer decrescer (de modo acentuado) a abertura do olho da

pluma. Esta situação descreve melhor o sistema industrial, visto que, neste último, a

razão entre a densidade da escória e do metal é da ordem de 3/7. A abertura do

olho de pluma se mostra maior em panelas cheias (comparativamente a panelas

parcialmente preenchidas) como seria esperado se o ângulo da pluma fosse

mantido, mas o efeito não é linear, novamente pelo efeito das paredes.

Figura 5.7 – Efeitos da Vazão de Gás, Número de Plugues e Espessuras da Camada de Escória

sobre a Abertura do Olho da Pluma: Água-Óleo; Panela Meio cheia.

Figura 5.8 - Efeitos da Vazão de Gás, Número de Plugues e Espessuras da Camada de Escória

sobre a Abertura do Olho da Pluma: Solução de Cloreto - Óleo; Panela Meio Cheia.

48


sobre a Abertura do Olho da Pluma: Solução de Cloreto-Óleo; Panela Cheia.

Figura 5.10 – Efeitos da Vazão de Gás, Número de Plugues e Espessuras da Camada de Escória

sobre a Abertura do Olho da Pluma Pluma: Solução de Cloreto-Óleo; Panela meio Cheia


sobre a Abertura do Olho da Pluma: Solução de Cloreto - Óleo; Panela Cheia.

Regressão múltipla empregando os resultados de cerca de 1445 experiências

forneceu a correlação: (5.3)

onde: óleo = viscosidade do óleo de silicone (100 e 500cSt);

Hóleo = altura da camada de óleo de silicone (1,3 e 5cm);

hbanho = nível do líquido inferior (46 e 71cm);

Qgás = vazão de borbulhamento do gás (lpm);

Abertura (%) = 43,27 – 0,0039ηóleo – 0,281Hóleo + 0,281hbanho +2,239Qgás + 5,52N - 143Δρ

49

N = número de plugues no fundo da panela (1 e 2);

Δρ = diferença entre densidade dos líquidos (g/cm3)

Esta correlação matemática confirma que, para as condições operacionais

investigadas, o aumento da vazão de borbulhamento do gás e altura de líquido na

panela implicam em aumento da área de abertura do olho da pluma. E ainda que o

aumento da espessura da camada de escória de cobertura, da viscosidade da

escória, número de plugues porosos e massa específica do banho metálico causam

decremento da área do olho da pluma.

5.3 – Medições de Velocidade na Região da Interface Metal-Escória

As Figuras 5.12 e 5.13 mostram o mapa dos vetores velocidades em uma

área de medição de 10cmx10cm via aplicação da técnica PIV. Estas medições estão

limitadas ao sistema que emprega água para simular aço. A metodologia não se

aplica às soluções salinas porque estas são translúcidas e as sementes facilmente

se separam em virtude da diferença de densidade.

Observação 1:

Nota-se que em ausência de escória (óleo de silicone), as velocidades nas

regiões superficiais e subsuperficiais no topo do banho são maiores (vide em ordem

decrescente as distribuições das zonas em vermelho amarelo verde, em ambas

as Figuras) comparativamente com aquelas em presença de escória. A presença da

fase emuladora da escória amortece o campo de velocidades na região interfacial e

abaixo dela, modificando o perfil de velocidades, o qual é denotado pela mudança

de coloração (vermelho amarelo verde).

Observação 2:

Na Figura 5.12, ao contrário da Figura 5.13, nota-se a ocorrência de altas

velocidades (zona em vermelho), na região inferior e à direita da região quadrada

investigada. Por outro lado, na Figura 5.13, nota-se a diminuição da sub-região de

alta velocidade (zona em vermelho) e aumento da sub-região de velocidades

decrescentes, contudo, ainda de altas (coloração amarelo verde), na porção

superior da área quadrada analisada.

50

Figura 5.12 – Campo de Velocidades:: Altura do Banho = 46cm; Vazão do Gás = 15lpm, em ausência

de escória.

Figura 5.13 – Campo de Velocidades: Altura do Banho = 46cm; Vazão do Gás = 15lpm, em presença

de escória.

Para as condições operacionais investigadas, a presença de escória de cobertura

faz então crescer o tempo de misturamento do aço, o que pode ser explicado pela

mudança na estrutura de fluxo propiciada pelo atrito metal-escória. Este comportamento

condiz com o reportado por (CONEJO et al.,2013) e (PATIL et al.,2010). Estes últimos

pesquisadores reportam ainda que a densidade e viscosidade da escória de cobertura

exercem fracos efeitos sobre o tempo de misturamento.

Contudo, a espessura da escória é fator mais influente sobre o tempo de

misturamento do aço na panela, para uma dada condição operacional. Os resultados

51

experimentais indicam ainda que, para as condições operacionais investigadas, a

mudança de um plugue poroso excêntrico para dois plugues porosos excêntricos de

mesmos diâmetros incorreu em decremento do tempo de misturamento. Este

comportamento, por sua, vez, foi observado por (MANDAL et al.,2005) e SU et al.,2010)

quando de altas vazões de borbulhamento do gás inerte. Contudo, (ZHU et al.,1995)

salientam que um arranjo inadequado do sistema de borbulhamento pode ocasionar o

aumento do tempo de misturamento do aço na panela.

5.4 – Modelagem Matemática Inicialmente tinha-se como objetivo aplicar o software ANSYS-CFX para construção

do modelo matemático. Foi obtido como resultado uma espécie de tubo de ar e não de

uma pluma gasosa com bolhas discretas, o uso do ANSYS-Fluent sanou de imediato o

problema.

Pautado nos resultados advindos do modelamento físico, três variáveis foram

escolhidas para serem analisadas no processo de agitação de panela de aciaria por

injeção de gás: Vazão do gás (10 e 15lpm), espessura da camada de óleo (1 e 5cm) e

número de plugues para injeção de ar (1 e 2), como mostrado na Tabela 5.1. Estas

mostraram ser as variáveis de maior impacto ao processo.

Tabela 5.1 – Casos Simulados via CFD, óleo e solução de ZnCl2

Casos Simulados

Vazão de Gás por Plugue (lpm)

Espessura Camada de Óleo

Número de Plugues

1 10 1 1

2 10 5 1

3 15 1 1

4 15 5 1

5 10 1 2

6 10 5 2

7 15 1 2

8 15 5 2

.

Tinha-se como objetivo validar os resultados obtidos via modelagem matemática por

meio das medições de velocidade via PIV. Por motivos citados anteriormente

(separação das sementes, opacidade da solução) as medições via PIV não puderam

ser implementadas para a solução de ZnCl2.

Optou-se por estabelecer uma comparação entre abertura de olho da pluma, nas

simulações física e computacional. Através destas comparações foi possível

estabelecer boa correspondência de abertura de olho de pluma para todos os casos

52

estudados. A Figura 5.14 apresenta os casos 1 a 4, onde foi evidenciada a abertura na

camada de escória no modelo físico, seguida da mesma abertura no modelo

matemático para cada caso; tais imagens foram feitas em 15s de simulação

matemática.

Figura 5.14 - Comparação entre Simulações Físicas e Matemática para os Casos 1 a 4.

A Tabela 5.2, compara as aberturas do olho de pluma obtido via modelagem

física e matemática. Ambos foram comparados sob a mesma metodologia, ou seja,

com a pesagem das imagens via balança de precisão. Pode-se perceber que como

sugerido pelas imagens, que há similaridade.

Tabela 5.2 – Comparação entre Simulações Físicas e Matemáticas para os

casos 1 a 4 - Utilizando Pesagem das Imagens.

15s

Modelo

Físico(%) Modelo Matemático

(%)

Caso 1 8,6 7,1

Caso 2 34,4 22,6

Caso 3 7 6,8

Caso 4 29,6 25,1

Observou-se que a diferença de espessura de óleo teve maior influência sobre a

abertura do olho da pluma que a diferença de vazão. A Figura 5.15 apresenta o fato nos

casos 1 a 4, onde se empregou um modelo com um plugue.

53

Figura 5.15 - Vista Superior da Abertura do Olho da Pluma dos Casos 1 a 4 via Modelagem

Matemática (1 plugue).

A abertura do olho da pluma foi simulada em regime transiente. Observou-se que

ocorreu uma pequena variação em torno de um padrão estável, indicando que o regime

(pseudo) permanente para essa área de interesse foi alcançado.

As imagens da Figura 5.15 foram feitas aos 20s de simulação matemática. Pode-se

perceber que os casos com vazões mais elevadas (casos 3 e 4) apresentam aberturas

levemente menores, esse fato se deve à transiência do processo.

A Figura 5.Figur16 mostra resultados dos casos 5 a 8 (dois plugues). Assim como

nos casos de um plugue, a espessura da camada de escória foi a variável de maior

influência na abertura do olho de pluma. O número de plugues também ofereceu certa

influência sobre o olho da pluma. A presença do plugue extra faz com que vórtices de

agitação tenham sua intensidade diminuída por anulação mútua. Por isso foi observado

que as áreas das aberturas referentes a cada plugue foram ligeiramente menores nos

casos com dois plugues se comparados com o modelo de um plugue. Logo a relação

área de abertura pela vazão total soprada diminui com o aumento do número de

plugues.

54

Figura 5.16: Vista Superior da Abertura do Olho da Pluma dos Casos 5 a 8 (2 plugues).

Assim como nos casos anteriores, a Tabela 5.3 compara a abertura obtida via

modelagem física e matemática.

Tabela 5.3 – Comparação entre Simulações Físicas e Matemáticas para os Casos 5 a 8 -

Utilizando Pesagem das Imagens

Modelo Físico(%) Modelo Matemático

(%)

Caso 5 38 32

Caso 6 11,4 10,5

Caso 7 35,1 32,3

Caso 8 14,1 12,8

Embora a simulação matemática não tenha mostrado com tamanha exatidão

o efeito esperado da vazão sobre a abertura da pluma, o modelamento físico exibe

essa diferenciação, como mostrado anteriormente.

A presença de bolhas discretas foi averiguada tanto na simulação física

quanto na computacional. A Figura 5.17 mostra perfil do modelos físicos e

matemático sob agitação com indicação das bolhas, onde são evidenciadas as

bolhas da pluma.

55

Figura 5.17: Simulação Física com Destaque à Presença de Bolhas Discretas (caso 3).

Pode-se perceber também na figura o Efeito Coanda nos instantes iniciais da

simulação numérica e no modelamento matemático. O efeito Coanda é a tendência

de um filete de um fluido permanecer unido a uma superfície curva adjacente. No

caso simulado ocorreu uma inclinação da coluna de bolhas em direção à parede do

modelo.

A Figura 5.18 mostra o campo de velocidades no interior da panela e também a

superfície de fração volumétrica de ar igual a 90% advindo da simulação numérica.

Conforme esperado, observa-se a formação de bolhas discretas em meio ao líquido e o

aparecimento de um vórtice ocasionado pelo movimento do gás.

Figura 5.18: Campo de Velocidades em Perfil Longitudinal da Panela.

De modo a aferir o perfil de velocidade na região próxima à interface cloreto de

zinco/óleo, traçou-se uma linha imaginária em meio ao aço, a 2 cm da interface, com

cota 44cm, passando pelos centros do plugue e da circunferência da seção reta. Para o

modelo de dois plugues, foi traçada linha de modo quase simétrico, como mostrado na

FiguraFigura 5.19.

56

Figura 5.19: Configuração de Linha Referente ao Estudo de Velocidade Próxima à Escória.

Foram plotados gráficos, Figura 5.20, do módulo de velocidade nos pontos que

compõem essa linha para os casos 1 a 4 no momento final de simulação, 20s.

Figura 5.20: Gráficos do Perfil de Velocidade em Linha Próxima à Escória para os Casos 1 a 4.

A velocidade na região da pluma de bolhas atinge valores de 10 a 20 vezes maiores

do que em regiões distantes desse ponto; desta forma a escala do eixo das ordenadas

foi restringida ao intervalo de 0m/s a 0,01m/s, pois o objetivo é averiguar condições de

agitação na região distante do plugue. A posição desta nos gráficos é dada como

próxima de -0,15m.

57

Os resultados sugerem que nos casos 1 e 3, onde a espessura de óleo é de 1cm, a

velocidade na região próxima à pluma foi maior do que nos casos 2 e 4. Outra

constatação é que o aumento da vazão de sopro causou efeito pouco claro sobre as

velocidades na região próxima à escória. Na comparação entre os casos 1 e 2, por

exemplo, na região próxima à pluma (posição -0,05m) observa-se aumento de

velocidade com o incremento da vazão, enquanto que em região mais distante do olho

(posição +0,1m) houve redução de velocidade.

Utilizando a mesma linha para plotagem de gráficos, foram extraídas informações

sobre a Energia Cinética Turbulenta (k), Taxa de Dissipação de Energia Cinética

Turbulenta (Ɛ) e Componente Horizontal da Velocidade. A Figura 5.21 apresenta para

os casos 1 a 4, os gráficos de k em J/kg. Observa-se que k é consideravelmente maior

na região onde há coluna de bolhas em relação à área oposta. Nota-se também que os

casos 1 e 2, como consequência de possuírem menor vazão de gás, apresentaram

energia cinética turbulenta menor, se comparados aos casos 3 e 4, respectivamente. O

que ressalta que o aumento de vazão de gás gera aumento de k na região da pluma.

Quanto à influência da quantidade de escória em k, pela comparação dos casos 1 e

2 com 3 e 4, respectivamente, notou-se aumento de k quando em maior espessura da

camada de escória. A região oposta à coluna de bolhas, porém, teve sua energia

cinética turbulenta pouca afetada para todos os casos.

58

Figura 4.5.221: Energia Cinética (k) em J/kg nos Casos 1 a 4.

A Figura 5.22 mostra os gráficos de taxa de dissipação da energia cinética

turbulenta para os casos 1 a 4. Naturalmente, a dissipação de energia foi maior onde

houve maior energia, ou seja, próximo à pluma. Na região oposta esse valor foi baixo,

porém não nulo.

59

Figura 5.22: Taxa de Dissipação da Energia Cinética Turbulenta (Ɛ) em m

2/s

3 nos Casos 1 a 4.

A Figura 5.23, por sua vez, mostra os gráficos da componente horizontal da

velocidade na linha estudada para os casos 1 a 4. Observa-se que a tendência dos

casos 1, 3 e 4 é de que, na região central da panela o fluido seja direcionado para a

coluna de bolhas, apresentando componente horizontal negativa.

60

Figura 5.23: Componente Horizontal da Velocidade em m/s nos Casos 1 a 4.

De modo semelhante, caracterizou-se a velocidade em região próxima à escória

para o modelo contendo dois plugues, conforme esquema da Figura 5.19. Os

resultados são apresentados na Figura 5.24.

61

Figura 5.24: Gráficos do Perfil de Velocidade em Linha Próxima à Escória para os Casos 1 a 4.

Observa-se nesses gráficos, que existe um incremento claro na magnitude da

velocidade na região entre as plumas gasosas (neste caso, próximo a +0,1m no eixo

das abscissas) em relação à área oposta (longe das colunas de bolhas), mas apenas

no caso de espessura de óleo igual a 1cm. Um aumento mais expressivo seria notado

se o plano de corte contivesse o centro das duas plumas.

Para se ter melhor compreensão dos efeitos práticos deste trabalho em um caso

industrial, foi simulada numericamente uma panela de aciaria contendo 75ton de aço.

Variou-se a quantidade de escória presente (900kg ou 2250kg, que equivalem,

respectivamente a 5cm e 15cm de espessura). Os resultados da simulação transiente

de um período de 20s podem ser vistos na Figura 5.25.

62

Figura 5.25: Vistas do Olho da Pluma e Coluna de Bolhas para os Casos Industriais 1 e 2.

No caso 1, onde a quantidade de escória foi menor, houve maior abertura do olho da

pluma, o que é prejudicial para o banho, devido à oxidação pela atmosfera. Nota-se

também o caráter de bolhas discretas, comportamento antes mencionado nas

simulações em escala de laboratório. Essa constatação configura boa similaridade com

o esperado. Já a Figura 5.26 apresenta o perfil de velocidades em uma linha contida na

seção reta vertical de simetria (ver Figura 5.19), em uma cota de 2,25m, ou seja,5cm

abaixo da interface aço/escória.

63

Figura 5.26 - Gráfico de Velocidades em Linha Passante pelo Plugue.

Observa-se uma grande similaridade entre os perfis de velocidade. Diferenças

pontuais podem ser creditadas ao caráter turbulento do fluxo. Estes resultados são

coerentes com as simulações do modelo físico em laboratório, onde foi visualizada

alteração significativa na abertura do olho da pluma quando a quantidade de escória foi

alterada.

A distribuição espacial de velocidades próxima à interface metal escória é um dado

de importância industrial. Pode ser relacionada, por exemplo por meio da equação de

Higbie, o coeficiente de transferência de massa entre as fases citadas. Seguindo esta

equação

(5.4)

onde D representa o coeficiente de difusividade da espécie, a velocidade

superficial e o raio da panela. Estes estudos ressaltam que, dada à

heterogeneidade no fluxo no topo da panela as condições de troca química são

também pouco uniformes.

64

6 - CONCLUSÕES

Para as condições investigadas, a abertura do olho da pluma e o tempo de

misturamento são afetados pelo nível de enchimento da panela, espessura e

viscosidade da escória de topo, diferença de densidade entre metal e a escória, vazão

de gás inerte e número de plugues porosos no fundo da panela.

No que diz respeito ao tempo de misturamento, ressalta-se a aplicabilidade de

relações do tipo τmist = aε-b , podendo-se concluir que este:

- Decresce com o aumento da vazão de gás inerte;

- Decresce com o aumento do número de plugues porosos;

- Aumenta com a presença de escória;

- Aumenta com o aumento da espessura da camada de escória.

No que diz respeito à abertura do olho da pluma obteve-se:

Abertura (%) = 43,27 – 0,0039ηóleo – 0,281Hóleo + 0,281hbanho +2,239Qgás + 5,52N -

143Δρ

Obteve-se boa correlação entre os resultados obtidos pelas simulações numérica e

física. Também foram obtidos resultados de velocidade em área próxima à interface

aço/escória para os diversos casos. A velocidade em região oposta à pluma é da ordem

de 0,005m/s na simulação computacional. Foi satisfatoriamente simulada a situação de

agitação em panela industrial contendo aço via modelamento matemático. Obteve-se

gráfico da velocidade em região próxima à escória com valor da ordem de 0,1m/s em

área oposta à pluma gasosa.

65

7 – SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS

Sugerem-se como complementação e prosseguimentos deste estudo os

seguintes tópicos:

1 – Cálculo do tempo de misturamento para outras posições de injeção de gás, de

modo a determinar um parâmetro global de comparação que melhor relacione as

características de escoamento necessária para uma mistura mais eficiente na panela;

2 – Desenvolver técnica para a quantificação do volume de escória emulsificado em

função da variação na vazão de gás injetado e no posicionamento dos plugues injetores;

3 – Realizar medidas do tamanho de olho de pluma em panela industrial a fim de

verificar as estimativas da equação obtida;

66

8 – REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

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dissertaÇÃo de mestrado · primeiramente gostaria de agradecer aos meus pais, carlos e maria...

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