Análisis del flujo de fluidos y transferencia de calor sobre la calidad de palanquillas de acero

INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL

Escuela Superior de Ingeniería Química e Industrias Extractivas Posgrado en Metalurgia y Materiales

“ANÁLISIS DEL FLUJO DE FLUIDOS Y

TRANSFERENCIA DE CALOR SOBRE LA CALIDAD DE PALANQUILLAS DE ACERO”

TESIS QUE PARA OBTENER EL GRADO DE DOCTOR EN CIENCIAS EN METALURGIA Y MATERIALES

PRESENTA:

M. C. ALFONSO NÁJERA BASTIDA

DIRECTOR DE TESIS:

DR. RODOLFO MORALES DÁVILA

MÉXICO, DF, DICIEMBRE 2010

Contenido

Página

Lista de tablas i

Lista de Figuras ii

Nomenclatura vi

Resumen ix

Abstract xi

I. Introducción 1

Introducción 1

Justificación 4

Objetivo y metas 5

II. Antecedentes. 6

II.1. Formación y oscilación del menisco 8

II.2. Solidificación del acero y formación de la capa solidificada (shell) 9

II.3. Longitud, conicidad y oscilación del molde 12

II.4. Composición del acero y agrietamiento de las palanquillas de acero 12

II.5. Propiedades de los polvos lubricantes 16

III. Metodología Experimental y desarrollo del modelo

matemático 24

III.1. Modelación Física 24

III.1.1. Elección de la escala 24

III.2. Simulación Matemática 27

III.2.1. Modelado de la turbulencia 28

III.2.1.1. Modelo k- 28

III.2.1.2. Modelo de transferencia de calor 30 III.2.1.3. Modelo multifásico VOF (Volume Of Fluid) 34

III.2.1.4. Modelo de solidificación 37

III.2.1.5. Condiciones limite 38

III.3. Modelo virtual y variables de operación 40

IV. Resultados y Discusión 45

IV.1. Modelación física y Simulación matemática 46

IV.2. Modelo de transferencia de calor y solidificación 57

IV.3. Elección de polvos lubricantes 59

IV.4. Comparación de los perfiles de solidificación entra las buzas S60 y

S73 62

IV.5. Comparación de los perfiles de solidificación entre un polvo básico

y uno ácido utilizando la buza S60 74

V. Conclusiones 92

VI. Bibliografía 95

Producción derivada de esta investigación científica 102

Apéndice A 104

Apéndice B 108

Lista de Tablas

Tabla No. Descripción Página

1 Constituyentes de los polvos de colada y su porcentaje 19 2 Efecto de los componentes de los polvos sobre sus propiedades termofísicas 20 3 Propiedades físicas del agua a 20° C y del acero a 1600° C 24 4 Relaciones fracción líquida-temperatura para las curvas de la figura 3.2 33

5 Variables de operación 41

6 Propiedades de las fases presentes 42

7 Composición química del acero 12L14 58

8 Composición química del polvo lubricante básico 61

9 Composición química del polvo lubricante ácido 75

10 Formula empíricas para calcular el consumo de polvo y los parámetros

que lo afectan. 103

11 Parámetros usados para calcular la viscosidad a través del modelo de Iida. 113

Lista de Figuras

Figura No. Descripción Página

2.1 Esquema del proceso de colada continua. 8

2.2 Distribución de temperaturas a través de las diferentes fases presentes en el molde de colada continua.

10

2.3 Formación de depresiones y de huecos de aire durante la solidificación de la costra.

11

2.4 Flujo de calor en el molde como una función del contenido de carbono en el acero.

14

2.5 Los aceros depresivos y adhesivos. 15

2.6 Esquema de las diferentes capas de escoria formadas en el molde. 16 3.1

3.2

Arreglo experimental en la modelación física.

Curvas entalpía-temperatura, a) Metal puro y b) Acero.

27 32 3.3

3.4

Condiciones de frontera utilizadas en el modelo Geometría del molde de colada (mm).

39 40

3.5 Buzas de alimentación, a) S60, b) S73, (mm). 41

3.6 Malla computacional. a) molde, b) buza D60 y c) buza D73. 43 3.7 Algoritmo de trabajo empleado en la simulación matemática 44 4.1 Esquema representativo indicando la ubicación de la macroinclusión. 45 4.2 Patrones de mezclado del trazador utilizando la buza S60 a una

inmersión de 90 mm.

46

4.3 Patrones de mezclado del trazador utilizando la buza S60 a una inmersión de 135 mm.

47

4.4 Vectores de velocidad en el plano simétrico del molde, a) S60 inmersión de 90 mm; b) S60 inmersión de 135 mm; c) S73 inmersión de 90 mm y d) S73 inmersión de 135 mm.

49

4.5 Campo de velocidades para la buza S60, a) cerca del radio interno - 90 mm de inmersión; b) cerca del radio externo - 90 mm de inmersión; c)

50

cerca del radio interno - 135 mm de inmersión; d) cerca del radio externo - 135 mm de inmersión.

4.6 Vectores de velocidad en un plano a 40 mm por debajo del menisco, a) S60 - 90 mm inmersión; b) S60 - 135 mm inmersión; c) S73 - 90 mm inmersión; d) S73 -135 mm inmersión.

52

4.7 Vectores de velocidades obtenidos por PIV en el plano central, S60 – 90 mm inmersión.

53

4.8 Vectores de velocidades obtenidos por PIV en el plano central, S73 – 90 mm inmersión.

54

4.9 Ciclo de inestabilidad en la interfase agua-aceite, S73 – 90 mm inmersión.

55

4.10 Campo de vorticidades obtenidos por PIV en el plano central de simetría, S73 – 90 mm inmersión.

56

4.11 Vectores de velocidad en el plano de simetría del molde. Buza S60: a) caso isotérmico y b) caso no-isotérmico; Buza S73: c) caso isotérmico y d) caso no-isotérmico.

63

4.12 Vistas en 3D de vectores de velocidad en dos planos horizontales utilizando la buza S60, el primero a 30 mm debajo del menisco y el segundo en la punta de la buza: a) caso isotérmico y b) caso no- isotérmico.

64

4.13 Vistas en 3D de vectores de velocidad en dos planos horizontales utilizando la buza S73, el primero a 30 mm debajo del menisco y el segundo en la punta de la buza: a) caso isotérmico y b) caso no- isotérmico.

64

4.14 Contornos de la relación entre las fuerzas de inercia y de flotación en el plano central: a) buza S60 y b) buza S73.

65

4.15 Fuerza de inercia y de flotación a lo largo del eje del jet de descarga, para condiciones isotérmicas y no-isotérmicas: a) buza S60 y b) buza S73.

67

4.16 Contornos de temperatura en el plano central paralelo al radio de curvatura del molde: a) buza S60 y b) buza S73. TS = 1724 K, TL =

68

1787.5 K.

4.17 Contornos de temperatura en el plano central perpendicular al radio de curvatura del molde: a) buza S60 y b) buza S73. TS = 1724 K, TL = 1787.5 K.

69

4.18 Contornos de fracción líquida y de polvo lubricante usando la buza S60 en tres planos horizontales: a) y d) en la punta de la buza, b) y e) en la mitad del molde, y c) y d) en la salida del molde.

70

4.19 Contornos de fracción líquida y de polvo lubricante usando la buza S73 en tres planos horizontales: a) y d) en la punta de la buza, b) y e) en la mitad del molde, y c) y d) en la salida del molde.

71

4.20 Crecimiento de la costra a lo largo de la altura del molde: a) buza S60 y b) buza S73.

73

4.21 Vistas en 3D de los patrones de infiltración del polvo lubricante: a) buza S60 y b) buza S73.

74

4.22 Vectores de velocidad en el plano de simetría del molde. Buza S60: a) polvo básico y b) polvo ácido.

76

4.23 Vistas en 3D de vectores de velocidad en dos planos horizontales utilizando la buza S60 y el polvo básico, el primero a 30 mm debajo del menisco y el segundo en la punta de la buza.

77

4.24 Vistas en 3D de vectores de velocidad en dos planos horizontales utilizando la buza S60 y el polvo ácido, el primero a 30 mm debajo del menisco y el segundo en la punta de la buza.

77

4.25 Contornos de la relación entre las fuerzas de inercia y de flotación en el plano central utilizando la buza S60: a) Polvo básico y b) Polvo ácido.

78

4.26 Contornos de temperatura en el plano central paralelo al radio de curvatura del molde utilizando la buza S60: a) Polvo básico y b) Polvo ácido. TS = 1724 K, TL = 1787.5 K.

79

4.27 Contornos de temperatura en el plano central perpendicular al radio de curvatura del molde utilizando la buza S60: a) Polvo básico y b) Polvo ácido. TS = 1724 K, TL = 1787.5 K.

80

4.28 Crecimiento de la costra de acero a lo largo de la altura del molde 81

utilizando la buza S60: a) Polvo básico y b) Polvo ácido.

4.29 Contornos de fracción líquida y de polvo lubricante usando la buza S60 y el polvo básico en tres planos horizontales: a) y d) en la punta de la buza, b) y e) en la mitad del molde, y c) y d) en la salida del molde.

83

4.30 Contornos de fracción líquida y de polvo lubricante usando la buza S60 y el polvo ácido en tres planos horizontales: a) y d) en la punta de la buza, b) y e) en la mitad del molde, y c) y d) en la salida del molde.

84

4.31 Vistas en 3D de los patrones de infiltración del polvo lubricante utilizando la buza S60: a) Polvo básico y b) Polvo ácido.

85

4.32 Mediciones de temperatura obtenidos a diferentes alturas desde la cara caliente del molde (radio interno) hasta el centro del molde utilizando el polvo básico.

86

4.33 Mediciones de temperatura obtenidos a diferentes alturas desde la cara caliente del molde (radio interno) hasta el centro del molde utilizando el polvo ácido.

87

4.34 Mediciones de temperatura obtenidos a diferentes distancias desde la cara caliente del molde (radio interno) hasta el centro del molde utilizando el polvo básico; a) campo térmico cercano al menisco, b) fases presentes en el molde y c) Valores de la temperatura.

88

4.35 Mediciones de temperatura obtenidos a diferentes distancias desde la cara caliente del molde (radio interno) hasta el centro del molde utilizando el polvo ácido; a) campo térmico cercano al menisco, b) fases presentes en el molde y c) Valores de la temperatura.

89

Nomenclatura

Cμ Constante de viscosidad turbulenta C_1ε, C_2ε, C_3ε Constantes del modelo k-ε

C_ij Término convectivo de la ecuación de transporte de Reynolds D_L,ij Difusión molecular de la ecuación de transporte de Reynolds D_T,ij Difusión turbulenta de la ecuación de transporte de Reynolds

E Energía

Fij Término de producción por rotación de la ecuación de transporte de Reynolds

Fr Número de Froude

Gij Producción debido a los efectos de flotación de la ecuación de transporte de Reynolds

Gk

Generación de k debido a los gradientes de velocidad media Gb

Generación de k debido a las fuerzas de flotación

Gr Número de Grashof

g Constante gravitatoria

H Entalpía

x, y, z Ejes coordenados cartesianos

u, v, w Velocidades en los ejes coordenados (x,y,z) k Energía cinética turbulenta

k_eff Conductividad térmica efectiva

L Calor latente

L Longitud

L 0 Distancia de la punta de la buza hasta la salida del molde mpq,m_qp Transferencia de masa de fase a fase

m Metro

min Minuto

mm Milímetro

n Superficie normal

P Presión

p Presión fluctuante en la dirección “i”

P i Presión promedio en la dirección “i”

2 1, P

P Presiones de los dos fluidos en cada lado de la interfase P i Presión instantánea en la dirección “i”

p P

P_i  _i  Descomposición de Reynolds para la presión

P_ij Producción de esfuerzos de la ecuación de transporte de Reynolds P  Producción de energía cinética turbulenta

Q Caudal

Re Número de Reynolds

S_q Término fuente de intercambio de masa S

S_k, Términos fuente o constantes del modelo k-ε

S s Término de sumidero de momento debido a la solidificación S  Término fuente debido a la tension superficial

Sh Término fuente de radiación y otras fuentes volumétricas de calor Sij Velocidad de cambio promedio del tensor de esfuerzos

s Stroke

T Temperatura

liquidus

T , T_solidus Temperatura de Liquidus y Solidus

t Tiempo

i i

i U u

U   Descomposición de Reynolds para la velocidad Ui Velocidad promedio en la dirección “i”

U i Velocidad instantánea en la dirección “i”

u i Velocidad fluctuante en la dirección “i”

j iu

u Esfuerzos de Reynolds V Volumen de la celda

Y_M Contribución de la dilatación fluctuante en turbulencia compresible respecto

Símbolos Griegos.

Φij Presión de deformación de la ecuación de transporte de Reynolds

α Fracción volumétrica

αq Fracción volumétrica del la fase q-esima

 Fracción líquida

mix, _p,q Densidades de la mezcla y de la fase

mix,_p,q Viscosidades de la mezcla, de la fase

 Viscosidad del polvo lubricante

 Velocidad de disipación de la energía cinética turbulenta εij Disipación de la energía cinética turbulenta

 Curvatura de la interface

μ, μt, μeff Viscosidad dinámica, turbulenta y efectiva

 Viscosidad cinemática σ Tensión Superficial



_k,

Números de Prandtl turbulentos para k y ε, respectivamente

xx Esfuerzo normal a la superficie x

τ Esfuerzo cortante

xy Esfuerzo de corte en la superficie y en dirección de x

ij Componente “i” del flujo de momentum sobre la superficie “j”

 Variable genérica (temperatura, velocidad, etc.)

  Velocidad de disipación de la energía cinética turbulenta específica

RESUMEN

Este trabajo de investigación surgió como un reto a solucionar un problema de arrastre de escoria o polvo lubricante al seno del metal en un molde de palanquilla de la empresa grupo SIMEC ubicada en el estado de Tlaxcala.

En la primera etapa de esta investigación, se hizo una combinación de resultados de las técnicas de modelación física (técnica de velocimetría de imágenes de partículas (PIV), inyección de trazador y técnica de modelado de la escoria utilizando aceite de silicón) y simulación matemática utilizando agua como fluido de modelado para el acero en estado isotérmico y transitorio para realizar un análisis del desempeño de las dos buzas de alimentación, las cuales se harán mención como S60 y S73, presentando un diámetro interno de 36 mm y difieren en su diámetro externo los cuales son 60 mm y 73 mm, respectivamente. Dos diferentes profundidades de inmersión, las cuales son 90 y 135 mm, manteniendo constante la velocidad de colada (1.3 m/min). Los resultados indicaron que usando alguna de estas buzas en su posición más profunda (135 mm) se presenta un flujo en el menisco, el cual se caracteriza por producir una baja turbulencia presentando una interfase agua-aceite muy estable. Como consecuencia del radio de curvatura del molde, la entrada del jet es asimétrica dando un flujo de recirculación muy grande por el radio externo y uno más pequeño por el radio interno. En la posición más superficial (90 mm), conforme se reduce el espacio entre la buza y la pared del molde, el fluido cerca del menisco desarrolla zonas con altos gradientes de vorticidad provocando fluidos rotatorios los cuales son responsables de la inestabilidad en la interfase agua-aceite, en especial para la buza S73. Por lo tanto, estas inestabilidades en la interfase son una consecuencia de la naturaleza fluctuante de los flujos recirculatorios en el molde, los cuales provocan flujos rotatorios superiores con altos gradientes de vorticidades. Este mecanismo explico el atrapamiento del polvo en este molde de palanquilla.

La segunda etapa de la investigación consiste en el desarrollo de un modelo matemático, en el cual se consideró el diseño de la buza de alimentación del acero, la infiltración del fundente, la química del acero y los fenómenos de la transferencia de calor y la dinámica de

flujo dentro del molde. Las condiciones de operación son una velocidad de colada de 1.3 m/min, un polvo con condiciones básicas y un superheat de 36 K. Además del uso de dos buza de alimentación en su posición menos profunda (90 mm). Los resultados de la simulación matemática en estado isotérmico fueron comparados con su contraparte, es decir, en estado no-isotérmico indicando que las fuerzas de flotación ejercen un efecto de frenado sobre el jet de descarga, el cual en magnitud es aproximadamente ¼ de las fuerzas inerciales. El crecimiento de la costra de acero a lo largo de las caras curvas del molde sufre un considerable efecto de adelgazamiento por el transporte de calor sensible. Ambas buzas de alimentación presentan el fenómeno de adelgazamiento, sin embargo, usando la buza S73 este problema es más marcado cerca del final del radio interno del molde lo cual puede llevar a la ocurrencia de un breakout (rotura de línea).

En la etapa final se hacen comparaciones entre dos polvos lubricantes, el primero, básico (CaO/SiO2 > 1.0) de la segunda etapa y el segundo, ácido (CaO/SiO2 < 1.0) no recomendado para colar aceros peritécticos. Estos polvos fueron seleccionados de acuerdo a las recomendaciones en la literatura. Los resultados que se presentan en esta sección, son únicamente para la buza S60 a una inmersión de 90 mm. De acuerdo a los resultados, el polvo ácido genera flujos recirculatorios en ambos lados del eje del jet el cual transporta calor sensible a la costra de acero provocando refusión y consecuente adelgazamiento de la costra de acero, originando una rotura de línea (breakout). Por otro lado, el polvo básico no presenta adelgazamientos de consideración. El polvo ácido presenta un menisco más frio que el que se tiene con el polvo básico, estos resultados están en buen acuerdo con la experiencia práctica. La infiltración del polvo lubricante para el polvo básico es muy regular por las cuatro caras del molde, mientras para el polvo ácido esta infiltración es muy irregular provocando diferencias en la transferencia de calor y la dinámica del fluido dentro del molde. La interacción entre la química del polvo y la transferencia de calor y la dinámica de flujo se encontró que es un fenómeno acoplado. En base a estos resultados, se sugiere que la selección de los polvos lubricantes se haga no únicamente tomando en cuenta la química del acero a colar sino también la geometría de la buza de alimentación.

ABSTRACT

This research arose as a challenge to solve a flux entrainment problem in a billet mold to the SIMEC group company located in the state of Tlaxcala.

In the first stage of this research, flux entrainment defects in a billet mold are studied using mathematical simulation and experimental techniques including particle image velocimetry (PIV), tracer injection and water-oil modelling. The steel feeding into the mold is performed through straight nozzles with the same internal diameter of 36 mm; the only difference among them is their outer diameters, which are 60 and 73 mm, these nozzles are called S60 and S73, respectively. Minimum and maximum nozzle operating submergences of these nozzles are 90 and 135 mm measured from the meniscus level to the nozzle tip.

The casting speed is 1.3 m/min and its parameter is constant in the both experimental and mathematical works. Experimental findings indicated that using either of the nozzles at the deepest position of 135 mm induces a flow near the meniscus, characterized by low turbulence yielding very stable water-oil interfaces. Simultaneously, owing to the mold radius, the entry jet induces a nonsymmetrical flow down-stream in the mold. As the gap between the nozzle outer wall and the mold face is narrower and the nozzle position is shallower, the fluid close to the meniscus develops zones of high voticity gradients leading to rotating flows, which are responsible for that inestability, in specially with the nozzle S73 at the shallow position (90 mm). Inestability of metal-flux is a consequence of the fluctuating nature of the recirculating flows in the mold, which induce upper rotating flows with large vorticity gradients. This mechanism explains actual flux entrainment defects in a billet caster.

The second stage, a mathematical model to study the influence of nozzle design and flux chemistry on steel flow and shell growth was elaborated. Casting conditions include a casting speed of 1.3 m/min, a basic flux and a superheat of 36 K. Additionally, the use of two nozzles at the shallower position (90 mm). Simulations of a hypothetical isothermal casting compared with casting conditions under thermal gradients indicated that the buoyancy forces exert a braking effect on the discharging jet which magnitude is

approximately ¼ of the inertial forces. Shell growth along the curved mold walls suffer considerable thinning effects through the transport of sensible heat by washing mechanisms. Both nozzles induce shell thinning phenomena; however, using nozzle S73 shell thickness in the lower half of the mold, located in the inner mold radius, is very small to the extent that the formation of a breakout becomes feasible. Steel solidification along the flat mold walls lead to thick and uniform shells using either of these nozzles. The present numerical results indicate that in the field of flux design the steel chemistry must be taken into account together with the nozzle design.

The final stage, two mold powders were considered; a basic powder (CaO/SiO2 > 1.0) suitable for peritectic steels and an acid powder (CaO/SiO2 < 1.0) not recommendable for this steel in order to emphasize the importance of chemistry on shell stability. Numerical results indicate a strong interaction between powder composition and steel flow-heat transfer phenomena. The acid powder creates recirculating flows at both sides of the entry jet that transport sensible heat to the shell inducing its remelting and thinning leading, eventually, to a strand breakout. Meanwhile, the basic powder induces a single recirculating flow in the internal radius side of the mold without severe shell thinning. A colder meniscus is predicted using the acid powder which is in agreement with the casting practice experience. Powder infiltration of the basic powder in between the mold hot wall and the strand provides a powder shell with a macroscopically smooth surface while the acid powder yields irregular infiltration. Buoyancy forces along the mold working height and mold curvature play a fundamental role on the generation of the recirculating flows.

Interaction between powder chemistry and fluid flow-heat transfer are two-way coupled phenomena that must be considered for powder design purposes.

I. INTRODUCCIÓN

En los últimos años, la tecnología del acero ha logrado avances increíbles tanto en lo que concierne a la fusión y refinación del mismo, como en la fabricación de productos terminados. Uno de los procesos que marcó un gran avance dentro de este campo fue el de colada continua, en donde el acero pasa del estado líquido a un producto sólido de dimensiones específicas.

Cerca de la mitad de los productos obtenidos por colada continua son convertidos en productos planos, como planchones (slabs), por ejemplo, con una relación de forma (ancho- largo-espesor) arriba de 2:5:1; mientras la otra mitad es colada como palanquillas (billets) con un máximo de 200 mm² y tochos (blooms) con arriba de 650 mm² para productos largos⁽¹⁾.

El objetivo del proceso de colada continua es la extracción de calor del acero líquido en un lapso de tiempo corto, para darle una forma preestablecida al nuevo producto. Las principales dificultades que se presentan son: la necesidad de adoptar la velocidad de colada a la velocidad de solidificación, y por otro lado, establecer las condiciones de enfriamiento y de lubricación convenientes de la lingotera.

En contraste con la colada continua de planchones y tochos, donde se utilizó polvo lubricante como primera opción para controlar la transferencia de calor dentro del molde, en la colada de palanquillas el aceite fue ampliamente usado. Las primeras razones de realizar esta práctica fueron las del bajo costo del aceite y el tamaño de la sección transversal la cual se estaba colando. Cuando es utilizado polvo lubricante, el vaciado del acero del distribuidor a los moldes se efectúa a través de una buza sumergida (SEN, submerged entry nozzle), la cual previene que el polvo lubricante sea arrastrado al seno del metal por las corrientes ascendentes del metal.

Al colar con aceite, la practica comúnmente utilizada es la de vaciado a chorro abierto, la cual es particularmente problemática. Se presentan fluctuaciones en el menisco, causadas

por los fuertes gradientes de velocidad en esta región, las cuales interactúan sobre la película lubricante de aceite y provocan variaciones en la transferencia de calor y en la lubricación del molde, las cuales tienen efectos adversos en la calidad de la palanquilla colada. La variación en el nivel del metal, la transferencia de calor y la lubricación, todas ellas tienen un significante efecto intrínseco sobre la generación de defectos superficiales tales como depresiones transversales, roturas de línea (breakouts), romboides, laps, etc.^(2,3)

El vaciado del acero realizado con una SEN y utilizando polvo lubricante mejora potencialmente la estabilidad en el nivel del metal, ya que la turbulencia superficial es grandemente disminuida. Por otro lado, los polvos lubricantes son mejores lubricantes que el aceite; ellos usualmente suministran lubricación líquida la cual resulta en una baja fricción del molde con el shell, mientras con el aceite existe un contacto más íntimo entre el molde y la palanquilla. Los polvos lubricantes también ofrecen funciones como las de dar aislamiento químico y térmico al acero líquido, las cuales permiten colar con bajas temperaturas de colada (superheats).

Para todos estos procesos, el espesor de la costra solidificada es ocasionado por el aumento en la velocidad de enfriamiento la cual tiene una correspondencia en una estructura de solidificación fina. Mientras exista un incremento en la relación Área/Volumen (A/V) aumentará proporcionalmente la probabilidad de defectos superficiales. Esto se intensifica si se aúna el aumento en la velocidad de colada (Vc) esto para mantener el caudal másico que debe colarse (throughput)^(4-6).

Como se ha mencionado anteriormente, el molde de colada continua es el componente más crítico del proceso, ya que aquí se controla la solidificación inicial y determina la calidad superficial del producto. Se han realizado una gran variedad de estudios sobre los fenómenos que ocurren en el molde entre los que se encuentran os siguientes:

Brimacombe y Samarasekera en los años 60s y 70s^(7-12) formularon ecuaciones que describen la transferencia de calor del planchón al molde en una sola dimensión, además aplicaron modelos matemáticos para su solución sin incluir la zona líquida. A partir de esto,

ellos obtuvieron los perfiles de temperatura en la zona del molde y el shell, demostraron por otro lado que el mayor gradiente de enfriamiento ocurre en el primer tercio del molde.

Wolf y Kurz en los 70s⁽¹³⁾ estudiaron y correlacionaron los efectos de la solidificación dentro del molde para planchón, la velocidad de colada, composición, etc. Corroborando sus resultados con mediciones en planta.

Brimacombe y Samarasekera en los años 80s^(14-18), describieron el comportamiento térmico y mecánico del molde incluyendo los efectos de la composición y grado del acero así como la oscilación del molde sobre la solidificación del producto, sin embargo no toman en cuenta la región fluida en el molde.

En los 90s investigadores como Ho y Hwang⁽¹⁹⁾ realizaron una simulación matemática para un molde de billet con una buza recta sin estimar la transferencia de calor y efectos de solidificación, ellos encontraron que cuando se incrementa la inmersión de la buza la remoción de inclusiones hacia la escoria se reduce.

Recientemente investigadores como Mills y colaboradores⁽²⁰⁾ se han enfocado a la transferencia de calor entre el molde y la capa de polvo aislante en dos dimensiones, así como Saraswat y colaboradores⁽²¹⁾ realizaron un análisis matemático de la transferencia de calor bidimensional entre el molde, acero líquido y el polvo en CFD (Computational Fluids Dynamics).

JUSTIFICACIÓN

En las pasadas dos décadas, se han realizaron investigaciones sobre la transferencia de calor, solidificación y la formación de defectos durante la colada de palanquillas utilizando aceite como medio lubricante.(2,3,22-30)

También existen numerosas investigaciones relacionadas sobre la calidad de los planchones lubricados con polvo, las cuales han resultado en excelentes progresos con respecto al desarrollo de polvos lubricantes para colar planchones.^(31-33) Desafortunadamente, estudios de naturaleza similar no han sido realizados para la colada de palanquillas con polvo lubricante. Además es bien conocida la complejidad de la medición en planta ya que los costos para instrumentar un molde serian excesivos, por lo que el modelado matemático se presenta como una alternativa bastante eficiente.

Por lo anterior en este trabajo se realizará un análisis de las diferentes variables de colada como son: diseño de la buza de alimentación, inmersión, flujo de fluidos dentro del molde, variables de solidificación del acero, así como determinar el efecto de la infiltración del polvo lubricante sobre la cinética de crecimiento de la costra de acero. Esto se hará utilizando herramientas novedosas como lo es la simulación matemática, ya que únicamente teniendo una comprensión de las causas-efectos de estas variables en el proceso obtendremos un conocimiento, el cual dará pauta a mejorar la eficiencia del proceso completo y por consiguiente obtener un producto final de mayor calidad.

OBJETIVO

Comprender la dinámica del flujo multifásico dentro de un molde para palanquilla y fijar los criterios que más influyen sobre la calidad interna y externa de la misma.

METAS:

 Establecimiento de las condiciones hidrodinámicas dentro del molde de palanquilla.

 Caracterizar la estabilidad del menisco (nivel de acero) y el atrapamiento de escoria dentro del seno del metal.

 Caracterizar el efecto de la dinámica de flujo sobre la solidificación del acero.

 Determinar el efecto de la infiltración del polvo lubricante sobre el crecimiento de la costra de acero.

II. Antecedentes

El proceso de colada continua de tiras fue concebido por Henry Bessemer en 1858 pero no fue hasta 1960 cuando fue difundido⁽¹⁾. El proceso de colada continua se ha incrementado significativamente hasta la actualidad, la mayoría de los metales básicos son producidos usando un proceso de colada continua. En 1992, la colada continua fue utilizada para producir alrededor del 90% de acero en el mundo, incluyendo diferentes grados de acero como acero al carbono, acero inoxidable y diferentes aleaciones⁽³⁴⁾. En el 2001 aproximadamente 500 millones de toneladas de acero, 20 millones de toneladas de aluminio y 1 millón de toneladas de cobre, níquel y otros metales fueron producidos por colada continua⁽¹⁾. Se estima que la producción total de acero en el mundo se incremento cerca de las 1,200 millones de toneladas en el 2010 con alrededor del 90% de acero hecho por el proceso de colada continua⁽³⁴⁾.

Una breve descripción del proceso de colada continua es la siguiente⁽³⁵⁾. La chatarra de acero y el mineral son fundidos en un horno (comúnmente son el horno básico al oxígeno (BOF) o el horno de arco eléctrico (HAE)). El acero líquido es vertido del horno a la olla donde es sometido a diferentes procesos metalúrgicos antes de alcanzar la colada continua, por ejemplo el exceso de oxígeno es removido del acero líquido en una cámara desgasificadora y además las etapas de la metalurgia secundaria para lograr la composición correcta del acero. El acero se protege del aire atmosférico utilizando una capa de escoria que se dosifica sobre la superficie del acero líquido.

La olla de acero se lleva a la máquina de colada continua donde el acero se vacía al distribuidor por medio de una boquilla cerámica llamada buza de alimentación. Esta buza se utiliza para cubrir al acero del aire cuando este es vaciado de la olla al distribuidor. Una válvula a la salida de la olla controla la velocidad de colada del acero. El acero en el distribuidor es nuevamente cubierto por una capa de escoria para evitar excesivas pérdidas de calor y la reoxidación del acero por medio del contacto con el aire.

El acero líquido que se encuentra en el distribuidor sale de este a través de una buza sumergida (SEN) hacia el molde. Las paredes del molde, que usualmente son fabricadas de cobre, son enfriadas por medio de agua, lo cual causa que al acero solidifique en estos lados. Estos partes usualmente están oscilando para prevenir la adherencia del acero sobre las caras.

Una serie de rodillos de tracción se encuentran por debajo del molde, los cuales tienen como función retirar la capa de acero solidificada (shell) del molde de colada. La velocidad de los rodillos es ajustada para que el material que sale del molde iguale la velocidad con la cual entra el fluido al distribuidor. En el momento que la costra abandona el molde, esta es rociada con chorros de agua, lo que provoca que esta capa solidificada de acero crezca de los lados hacia el centro, esto se muestra esquemáticamente en la figura 2.1. Se sabe que la distancia donde la superficie se encuentra completamente solidificada depende fuertemente de los parámetros de colada como son: la velocidad de colada, tipo de acero a colar, velocidad de extracción de calor en el molde, sección transversal a colar, etc. A esta distancia se le conoce como longitud metalúrgica⁽³⁵⁾.

Al final de los rodillos de tracción y una vez que la superficie está totalmente solidificada, es cortada con ayuda de un soplete, llamada comúnmente tijera de corte. Estas palanquillas son procesadas posteriormente, por ejemplo, estas son laminadas en caliente o frió para darles forma de barras, rieles, redondos y otras formas.

Una vez descrito el proceso de colada, es útil hacer una revisión de los fenómenos que ocurren al interior del molde, entre los que se incluyen:

 Transferencia de calor en el molde como función de la composición química del acero (aceros depresivos y adhesivos).

 Efecto de la velocidad de colada sobre el flujo de calor en el molde y el crecimiento del shell.

 El papel del polvo lubricante sobre la fricción y transferencia de calor (cálculo del consumo del polvo y su viscosidad)

 Efecto del taper (conicidad) del molde sobre la generación de grietas.

 Influencia de la transferencia de calor sobre los defectos del billet, a) grietas internas, b) grietas externas.

Figura 2.1. Esquema del proceso de colada continua.

II.1. Formación y oscilación del menisco.

Una vez que el acero líquido ha alcanzado el nivel deseado dentro del molde, comienza la extracción de la costra o shell al retirar la barra falsa que funge como fondo temporal. El patrón de flujo origina una serie de oscilaciones e inestabilidades en la superficie libre (menisco) ya que éste sistema es de tipo abierto y la masa de acero solo está separada de la atmósfera por medio de una capa de polvo aislante (flux, escoria). Una vez en estado estable de operación, las perturbaciones al menisco pueden producir arrastre de polvo dependiendo de la velocidad de colada, profundidad de inmersión de la buza, espesor de la capa de escoria, etc.

Olla

Distribuidor

Buza sumergida (SEN)

Molde Capa solidificada

de acero (shell) Canales de enfriamiento

Aspersores de agua Grupo de rodillos de

tracción

El arrastre de polvo aislante y el desprendimiento de refractario de la buza aunado con las inclusiones de las etapas anteriores provocan una serie de defectos en la calidad del producto final.

II.2. Solidificación del acero y formación de la capa solidificada (Shell).

Mientras el molde se llena y se encuentra en estado operativo, la capa de polvo aislante que se esparce sobre el baño de acero se desplaza hacia las paredes del molde formando una capa aislante de poco espesor que se adhiere a las paredes del molde. De esta manera el acero líquido nunca entra en contacto directo con el molde de cobre y se tiene un sistema en el que se encuentran varias fases presentes, cada una de ellas con un coeficiente de conductividad térmica específico. Por otra parte al enfriarse la costra solidificada se contrae y se producen intermitencias en el contacto con el molde, aún cuando el molde presenta una conicidad (taper) especialmente diseñada para evitarlo. Este taper, puede ser lineal, doble, parabólico o múltiple. Valores típicos de 2% m^-1 se recomiendan para prevenir defectos superficiales en las palanquillas. Los huecos que se forman se llenan de polvo y de aire circundante generando así otra fuente de resistencia de transferencia de calor hacia el molde. A este fenómeno se añade el hecho de que el polvo de la capa aislante que está en contacto directo con el molde se encuentra en estado líquido, ya que su punto de fusión es más bajo que la temperatura de liquidus a la que el acero se está colando; por otra parte, el polvo que ya no está en contacto con el acero se solidifica de nueva cuenta ya sea en forma cristalina o vítrea. De esta forma cada una de las fases presentes involucra una resistencia específica a la transferencia de calor parecida a un circuito eléctrico de resistencias colocadas en serie⁽²¹⁾.

O también se puede pensar en la distribución de temperaturas a través del metal, las diferentes fases del polvo y el molde de acuerdo a la figura 2.3.

Figura 2.2. Distribución de temperaturas a través de las diferentes fases presentes en el molde de colada continua.

Conforme la palanquilla se contrae dentro del molde y avanza hacia la parte inferior, la formación de huecos se incrementa, siendo posible la identificación de tres zonas, Figura 2.3.

a) Región de contacto completo b) Región de contacto intermitente c) Región de separación completa

La primer región toma en cuenta el sistema capa solidificada, polvo en fase líquida y polvo en fase vítrea, molde y refrigerante que rige el flujo de calor desde el menisco.

Enseguida se presenta una zona de intermitencia en la que el flujo de calor cambia por la formación de huecos llenados ya sea por aire o por escoria (polvo) en fase vítrea. Este

fenómeno de intermitencia ocurre debido al gradiente extremo de temperatura en la primera región, causando una contracción abrupta de la capa solidificada y separándola del molde.

Al no estar más en contacto con el molde, la capa solidificada sufre un recalentamiento por el calor transportado desde el centro del molde a través del metal líquido. Al recalentarse la capa solidificada, se vuelve a expandir haciendo contacto nuevamente con el molde; lo que explica la intermitencia (se le conoce como rugosidad de la superficie). En esta región el flujo de calor se rige por un promedio entre el sistema de la primera zona y un nuevo sistema capa solidificada-polvo en fase líquida y sólida-hueco de aire-molde-refrigerante.

En la tercera zona el espesor de la capa solidificada y la disminución de la temperatura del acero evitan el recalentamiento y la expansión de la capa solidificada no es posible por lo que el sistema es únicamente capa solidificada-polvo en fase vítrea y/o vítrea y sólida- hueco de aire-molde-refrigerante⁽³⁶⁾.

Figura 2.3. Formación de depresiones y de huecos de aire durante la solidificación de la costra.

II.3. Longitud, Conicidad y oscilación del molde.

En el caso de la longitud del molde, se ha reportado que la longitud crece de forma proporcional a la velocidad de colada, ya que de esta longitud depende el tiempo de residencia del producto en el molde y en gran medida su solidificación⁽³⁷⁾. La formación de la capa solidificada descrita anteriormente, provoca contracciones por enfriamiento comenzando desde las paredes donde existe contacto entre el metal fundido y el molde justo debajo del menisco. Así, de manera que el producto se desplaza hacia abajo va reduciendo su espesor y se separa de la pared del molde, formando huecos de aire (gaps) rellenos con polvo lubricante en fase vítrea⁽³⁸⁾.

Este fenómeno es conocido casi desde el principio de la colada continua y para evitar sus efectos, se utiliza una inclinación en la pared del molde en contacto con el acero, intentando igualar la contracción con el ángulo de inclinación. De este ángulo denominado conicidad o taper depende la formación gradual o abrupta de huecos entre el molde y el metal fundido lo que afecta en gran medida la conductividad térmica del sistema.

Cabe notar que la longitud y conicidad del molde provienen de planos originales sin embargo el efecto principal de la conicidad no puede ser analizado debido a que el modelo matemático no es capaz de hacer un análisis de esfuerzos sobre la capa solidificada por lo que el efecto del cambió de ángulo en cualquier pared no puede ser captado. Esto mismo sucede con la oscilación del molde ya que las marcas de oscilación se originan debido a los esfuerzos que sufre la capa solidificada en cada ciclo de oscilación.

II.4. Composición del acero y agrietamiento de las palanquillas de acero.

Las grietas cerca de la superficie tienden a coincidir con varios rangos de temperatura superficial en la costra solidificada donde la decohesión interdendrítica o intergranular puede ser causada por un fenómeno de fragilizado, usualmente ocasionado por las deformaciones debido a la reducción de área. Se han encontrado tres rangos de temperatura

de fragilizado (BTR) característicos, los cuales están relacionados con la morfología de la microestructura primaria y de la transformación microestructural, los cuales son:^(39-42)

 Grietas en el rango de temperatura de fragilizado I (BTR I). Está relacionado principalmente con estructura primaria columnar dendrítica, tales grietas son usualmente rellenadas con una fase líquida rica en elementos aleantes (líneas de segregación o “líneas fantasma”), por eso, usualmente es denominada agrietamiento intercolumnar. Este BTR I, se presenta en el rango de temperatura de ≈ TL hasta los 1200°C.

 Grietas en el rango de temperatura de fragilizado II y III (BTR II y BTR III). Se relacionan principalmente con el engrosamiento en el tamaño de grano austenítico, causado por las profundas marcas de oscilación o por depresiones superficiales en la costra solidificada ocasionadas por una deficiente velocidad de enfriamiento. El BTR II, se presenta en el rango de temperatura de 1200 hasta los 900°C. En el caso de BTR III, su rango de temperaturas es de 900 hasta ≈ 600°C.

Otro fenómeno a parte del efecto en el rango de temperatura y la microestructura a la susceptibilidad de las grietas es evidentemente la dependencia la composición del acero, sin embargo el elemento que presenta el mayor problema en el análisis de la transferencia de calor es el contenido de carbono ya que modifica en gran medida la transferencia de calor del metal líquido (figura 2.4), además, para el caso de la relación con el agrietamiento del acero algunas relaciones se pueden dar:

 Agrietamiento en el rango de temperatura de fragilizado I (BTR I)^(43,44), formadas durante la solidificación, se incrementa la susceptibilidad con contenidos medios de carbono (alrededor de 0.35% de carbono), por ejemplo, aparición de grietas en las esquinas debido a la deformación romboidal de la palanquilla. Otro ejemplo es el efecto del incremento en el contenido de azufre (%S) con una correspondiente disminución de la relación Mn/S, en ambos casos, el agrietamiento mínimo prevalece a 0.1% C.

 Agrietamiento en el rango de temperatura de fragilizado II y III (BTR II y BTR III^(45,46)), formadas después de la solidificación, por el contrario su susceptibilidad se incrementa con contenidos de carbono alrededor de 0.1% C, por ejemplo, aparición de grietas longitudinales en la mitad de la cara así como transversales cerca de la esquina en la colada de planchones. El comportamiento para el contenido de azufre es el mismo que en la BTR I. Este fenómeno de agrietamiento máximo para contenidos de carbono de 0.1% es atribuido al aumento en la contracción de la costra solidificada (shell) debido a la reacción peritéctica (la densidad incrementa por la transformación de hierro delta a austenita) durante el final de la solidificación. Por lo tanto hay contracción, lo cual genera esfuerzos que exceden la resistencia mecánica del material en la zona plástica.

Figura 2.4. Flujo de calor en el molde como una función del contenido de carbono en el acero.

La siguiente correspondencia sistemática entre la composición del acero y el agrietamiento superficial (figura 2.5) puede ser derivada:

 Aceros con una alta sensibilidad a depresiones (aceros depresivos). Causado por una

“fuerte” costra solidificada en el menisco, denominados aceros tipo A, los cuales sufren una formación dispareja del shell (superficie “rugosa”) dando como resultado un engrosamiento en la microestructura y por lo tanto una mayor susceptibilidad a agrietarse por los mecanismos de los BTR II y BTR III.

 Aceros con una alta sensibilidad a adherirse (aceros adhesivos). Causado por una

“débil” costra solidificada en el menisco, denominados aceros tipo B, presentan un crecimiento uniforme del shell (superficie “lisa”), pero tienden a agrietarse intercolumnarmente en el BTR I.

Figura 2.5. Los aceros depresivos y adhesivos.

A pesar del hecho que marcan las condiciones críticas definidas por la composición del acero y la temperatura superficial de la costra solidificada (BTR), la experiencia cotidiana nos dice que la aparición de estos defectos no sigue una regla establecida.

II.5. Propiedad de los polvos lubricantes.

En este apartado, se hablará un poco sobre los polvos de colada continua, así como la influencia de algunos factores sobe el desempeño de estos y sobre la transferencia de calor dentro del molde.

El polvo aislante son escorias sintéticas compuestas de diferentes óxidos, este polvo es adicionado por la parte superior del molde: Como este desciende, el carbono contenido en el polvo reacciona con el oxígeno presente formando una atmósfera reductora de CO_(g) que protege al acero líquido de la reoxidación. La función principal del carbono es el de evitar el contacto directo de los óxidos del fundente y así, disminuir la velocidad de fusión del polvo. La velocidad de fusión del polvo es muy importante ya que si se funde muy lento se presenta arrastre de polvo en la palanquilla y si funde muy rápido se presenta una excesiva transferencia de calor. Los óxidos que componen al polvo forman una capa sinterizada de escoria, eventualmente se funde cuando entra en contacto con el acero líquido, formando así la capa de escoria líquida, cuando esta última capa se infiltra por el conducto del molde y debido al enfriamiento del molde se forma una capa de escoria sólida la cual esta adherida al molde, en las regiones calientes de esta capa se forma otra capa de escoria denominada vítrea, entonces la escoria líquida remanente entra en contacto con la costra que empieza a solidificar desde el menisco dándole la lubricación necesaria, figura 2.6.^(47,48).

Figura 2.6. Esquema de las diferentes capas de escoria formadas en el molde.

Los polvos deben de cumplir las siguientes funciones dentro del molde:

 Proteger al acero líquido de la oxidación.

 Absorción de las inclusiones.

 Dar aislamiento térmico para prevenir que el acero comience a enfriarse.

 Proveer una optima transferencia de calor entre el molde y la costra solidificada.

 Dar una buena lubricación a la costra de acero.

Las propiedades más importantes de los polvos de colada continua son su viscosidad, conductividad térmica, rapidez de fusión (melting rate), temperatura de solidus y de liquidus, las cuales dependen todas ellas de su composición química. Los polvos de colada disminuyen el flujo de calor y presentan una mejor extracción de calor por las paredes del molde.

Los principales componentes de los polvos de colada son: CaO, SiO2, Na2O (o Li2O) CaF2

y partículas de carbono de las cuales depende la rapidez de fusión. Por ejemplo, el Na2O y el CaF2 se adicionan para reducir la rapidez de fusión (melting rate) y la viscosidad de la escoria formada. Durante la fusión de los polvos, los constituyentes inorgánicos reaccionan

y forman otras fases mineralógicas, entre las cuales la más importante es la cuspidina (Ca₄F₂Si₂O₇). La naturaleza de estas fases mineralógicas y el contenido de carbono, tienen un efecto directo sobre la temperatura de liquidus y sobre la rapidez de fusión del polvo⁽⁴⁹⁾.

Dentro de los factores que afectan el funcionamiento de los polvos de colada se encuentran los siguientes:

a) Fusión del polvo.

El comportamiento durante la fusión y en especial, la rapidez de fusión de los polvos, tienen un efecto decisivo sobre el funcionamiento de este ya que controla la profundidad del depósito de escoria y en consecuencia, la velocidad de infiltración de la escoria líquida dentro del molde^(50,51).

b) Profundidad del depósito de escoria.

Un depósito de escoria líquida se forma arriba del nivel de acero (menisco), este sirve como una vena para la infiltración de la escoria líquida en el hueco molde-acero. Es importante que este depósito de escoria tenga una profundidad suficiente para que la infiltración de escoria líquida sea continua durante todo el tiempo de colada. La profundidad de este depósito (h) puede variar de acuerdo a los siguientes factores: i) incrementando la velocidad de colada, ii) disminuyendo la temperatura de fusión del polvo y iii) disminuyendo la rapidez de fusión del polvo^(52,53).

c) Infiltración de la escoria líquida.

La infiltración de escoria líquida en el hueco molde-acero es la llave en el proceso de colada continua ya que esta es necesaria para asegurar una lubricación y una transferencia de calor uniforme entre el molde y el shell. Una deficiente lubricación puede traer como resultado la creación de defectos superficiales y a roturas de línea por adhesión del shell al molde (breakout)⁽⁵³⁾.

El consumo de polvo Q (kg (polvo)/ton (acero)) representa un indicador en los costos del _t polvo. Cuando Q es convertido a _t Q (kg (polvo)/m_s ² (molde)), este último indica una

medida de la lubricación que se suministra al molde por el polvo. Donde Q_t puede ser convertida a Q por medio de la siguiente relación:_s ^(54-56)

R Q Q_s 7.6 _t/

Para calcular el consumo de polvo lubricante existen muchas correlaciones empíricas basadas en datos en planta, por ejemplo, para calcular el consumo de polvo en planchones y tochos están las correlaciones de Kwon, et. al.⁽⁵⁷⁾, Nakajima, et. al.⁽⁵⁸⁾ y Wolf⁽⁵⁹⁾. En el caso de las palanquillas, Ogibayashi⁽⁶⁰⁾ a partir de datos en planta encontró que el consumo de polvo está en función de la viscosidad del polvo y de la velocidad de colada, de acuerdo a la siguiente expresión. (Ver Apéndice A)

c

s V

Q 0.6/

Por otro lado, en años recientes han surgido un gran número de relaciones semi-empíricas para estimar las viscosidades de los polvos lubricantes tales como: Riboud^(61), Rist^(62), Koyama⁽⁶³⁾, Urbain presentado por Mills⁽⁶⁴⁾ y el modelo de Iida^(65,66). En este trabajo se hará uso del modelo de Iidapara determinar la viscosidad de los polvos lubricantes utilizados.

La metodología de este modelo es explicado en el Apéndice B.

Muchos de los defectos en la calidad superficial de los productos colados son atribuidos a un inadecuado control en el consumo del polvo lubricante, dentro de los cuales se pueden mencionar por ejemplo: i) grietas longitudinales, ii) roturas de la línea debido a adherencia del shell, iii) marcas de oscilación profundas, iv) grietas transversales en las esquinas, v) grietas fuera de las esquinas y vi) formación de depresiones.

A continuación se resumirán las características más importantes de los polvos de colada⁽⁶⁷⁾. 2.1

2.2

Tabla 1. Constituyentes de los polvos de colada y su porcentaje.

Formadores de Glass

SiO₂ 17 - 56 % Óxidos básicos CaO 22 – 45 %

Al2O3 0 - 13 % MgO 0 – 10 %

B2O3 0 – 19 % BaO 0 – 10 %

Fe2O3 0 – 6 % SrO 0 – 5 %

Álcalis

Na₂O 0 – 25 % Fluidizantes F 2 – 15%

Li₂O 0 – 5 % MnO 0 – 5 %

K2O 0 – 2% Controlador de la rapidez de fusión

C 2 – 20%

Los efectos de los componentes sobre la viscosidad, el punto de fusión y la temperatura de solidificación de los polvos de colada se resumen en la tabla 2.

Tabla 2. Efecto de los componentes de los polvos sobre sus propiedades termofísicas.

Incremento en: Viscosidad Punto de

Solidificación

Punto de fusión

CaO Disminuye Incrementa Incrementa

SiO2 Incrementa Disminuye Disminuye

CaO/SiO₂ Incrementa Disminuye Disminuye

Al₂O₃ Incrementa Disminuye Incrementa

Na2O Disminuye Disminuye Disminuye

F Disminuye Incrementa Disminuye

Fe2O3 Disminuye Disminuye Disminuye

MnO Disminuye Disminuye Disminuye

MgO Disminuye Disminuye Disminuye

B2O3 Disminuye Disminuye Disminuye

BaO Disminuye Disminuye Disminuye

Li2O Disminuye Disminuye Disminuye

TiO₂ Sin cambio Incrementa Incrementa

K₂O Disminuye Disminuye Disminuye

En cuanto a sus funciones:

Los polvos son adicionados continuamente en el molde y forman cuatro capas en la parte superior del acero, las cuales son:

1. Capa de polvo.

2. Capa sinterizada.

3. Capa pastosa (mezcla de glóbulos de escoria y partículas de carbono).

4. Depósito de escoria líquida.

Los principales factores que afectan la transferencia de calor entre el molde y el acero son:

 Espesor de la capa de escoria, esta capa incrementa cuando incrementa la temperatura de solidificación (break temperatura) y la viscosidad del polvo.

 La tendencia a la cristalización por parte de la escoria, la cual actúa como una barrera a flujo de calor por radiación.

 Resistencia interfacial, causada por los huecos (gaps) de aire, ocasionados por las depresiones que sufre el acero durante su solidificación.

En cuanto a la absorción de las inclusiones, se puede mencionar que las principales inclusiones no-metálicas que se forman durante el proceso e colada son: Al₂O₃ y TiO₂, en grados al titanio. Las inclusiones de alúmina (Al₂O₃) son formadas principalmente por oxidación del acero, particularmente en aceros desoxidados con aluminio. A pesar de esto, el polvo debe de mantener sus propiedades aún después de la absorción de este tipo de inclusiones.

En cuanto a sus propiedades físicas:

 Rapidez de fusión (melting rate).

Carbono, en forma de carbono negro, grafito o polvo de coque, es adicionado a los polvos de colada para controlar su rapidez de fusión dar aislamiento a la escoria líquida y al acero. Las partículas de carbono, las cuales no “mojan” a la escoria fundida, sirven

para separar las partículas minerales y disminuir la aglomeración de los glóbulos de escoria fundida. Así, a mayor cantidad de carbono, se necesita un mayor tiempo para la aglomeración, además que la rapidez de fusión se ve disminuida. La rapidez de fusión es controlada por varios factores:

1. La densidad de flujo de calor vertical, la cual es afectada por varios parámetros de colada tales como la velocidad de colada, sobrecalentamiento (superheat), turbulencia, etc.

2. El contenido de carbono libre (free carbon) en el polvo de colada.

3. El tipo de carbono utilizado y su tamaño de partícula.

4. El contenido de carbonato en el polvo (la fusión del polvo se ve favorecida debido a la turbulencia que se presenta en las capas de polvo ocasionada al CO2 que se desarrolla a partir de la descomposición de los carbonatos.

5. La presencia de agentes exotérmicos los cuales pueden aumentar la rapidez de fusión.

 Viscosidad.

Una de las principales propiedades de los polvos de colada es la viscosidad ya que tiene una influencia directa sobre:

1. La lubricación de la costra de acero.

2. Atrapamiento de escoria.

3. Profundidad en las marcas de oscilación.

4. Erosión en las buzas de alimentación (SEN).

 Temperatura de rompimiento (Tbreak), temperatura de solidificación (T_sol) y temperatura de fusión (melting temperature, T_melt).

La T_break, es la temperatura a la cual hay un marcado cambio en la viscosidad en el polvo y representa el punto donde la lubricación líquida comienza a disminuir.

La T_sol, es la temperatura donde la escoria líquida comienza a solidificarse (formación de la fase cristalina) y algunas veces es llamada temperatura de cristalización.

La Tmelt, es la temperatura donde el polvo líquido comienza totalmente a fluir.

III. Metodología experimental y desarrollo del modelo matemático

Este trabajo consistirá de dos partes que son:

1) La modelación física, con un modelo a escala real (1:1) del molde de colada continua de palanquilla, utilizando agua a 20°C para modelar el acero líquido a 1600°C.

2) La simulación matemática, de la dinámica de flujo, así como los efectos de los diferentes parámetros de colada tales como la velocidad de colada, propiedades químicas del acero y del polvo lubricante, con la finalidad de obtener patrones de crecimiento de la costra de acero.

III.1. Modelación Física.

Desde hace varias décadas es una práctica ampliamente aceptada y documentada la utilización de agua como fluido de modelado en la investigación del flujo de acero líquido, particularmente en sistemas de colada continua, debido a que es un material fácil de obtener, fácil de manejar y principalmente porque su viscosidad cinemática es comparable a la del acero líquido. Las propiedades físicas del agua a 20°C y del acero a 1600°C se muestran en la tabla 3. Por esta razón, los modelos con agua son una herramienta invaluable en el estudio del fenómeno de flujo de fluido en colada continua^(68-70).

Tabla 3. Propiedades físicas del agua a 20°C y del acero a 1600°C.

Propiedad Agua (20°C) Acero (1600°C)

Viscosidad dinámica,  (Kg/m-s) 0.001 0.0064

Densidad, ρ (Kg/m^P3P) 1000 7000

Viscosidad cinemática, ν (m^P2P/s) 1 x 10 ^P-6P 0.913 x 10 ^P-6P

Tensión superficial, σ (N/m) 0.075 1.6

III.1.1.Elección de la escala.

La diversidad de los fenómenos de flujo de fluido y las limitaciones del agua como fluido de modelado hace imposible satisfacer en su totalidad los requerimientos de similitud

aplicables al flujo de fluido durante la colada continua en un solo modelo. Satisfacer al mismo tiempo las similitudes de Reynolds-Froude requiere de un modelo a escala real (1:1).

Esto demuestra que la propagación del fluido es representada con gran exactitud por medio de un modelo a escala real, o en otras palabras, despreciando la influencia de la tensión superficial y considerando un flujo homogéneo (sin arrastre de aire o inyección de gas) es suficiente cumplir con los criterios de similitud de Reynolds y Froude para obtener una buena modelación del flujo de fluido en el sistema de colada continua.

Utilizando un modelo a escala 1:1 y agua como fluido de modelado podemos pues comprobar la similitud de los números de Reynolds y Froude tanto en el acero como en el modelo de la siguiente manera:

agua acero Re

Re 

agua agua agua agua acero

acero acero

acerov L v L







 

Debido a que por definición, la viscosidad cinemática es



 y que las longitudes son

idénticas para ambos sistemas. Utilizando los valores de la tabla 3, obtenemos que la relación entre la velocidad correspondiente a cada sistema es:

6 6

10 1

10 913 . 0





 x

v

v_acero x ^agua

agua acero v

v 1

1 .

1 

Una velocidad en el modelo es pues aproximadamente igual a una velocidad en el sistema real con acero.

Y de la misma forma:

3.1

3.2

3.3

3.4