Introduction to the fish farming industry

No passado, moldes eram projetados pelo método de tentativa e erro, começando com lingoteiras isentas de conicidade e progredindo para lingoteiras com dupla conicidade e hoje, lingoteiras com conicidade múltipla ou variável.

A definição da concidade do molde é apresentada na figura 3.24. Ela é calculada como: MT = [(W1 – W2 ) / W1] * (100 / L) (3.2)

onde:

MT : conicidade do molde (% m-1);

W1: largura interna do molde no topo (m);

W2: largura interna do molde na base (saída do molde) (m).

L: comprimento do molde (m)

Figura 3.24 - Conicidade do molde pode ser definida como a relação matemática entre a largura inicial e final, W1 e W2 e o comprimento L

As indústrias têm contado cada vez mais com experiências que utilizam moldes instrumentados e modelos matemáticos para se ter uma avaliação mais apurada da conicidade exigida para as características do seu processo. Dentre estes modelos matemáticos incluem-se os modelos para cálculo do perfil térmico e da distorção

W

W

L

W

W

L

54 dinâmica do molde durante operação e ainda para previsão do perfil de contração do tarugo à medida que ele se move no molde.

Estes modelos, citados separadamente em sessões anteriores, têm sido usados com grande sucesso para calcular a conicidade de lingoteiras para o lingotamento de tarugos (Zietsman, 1998). Conforme Chandra (1993), a quantificação do gap entre o molde e o tarugo é o primeiro passo na direção da definição da conicidade do molde. A figura 3.25 mostra esquematicamente os passos utilizados e a interação entre os modelos matemáticos para o cálculo da conicidade do molde.

Figura 3.25 - Passos envolvidos e modelos matemáticos usados no cálculo da conicidade do molde (Chandra,1993)

A conicidade do molde é necessária para acompanhar a distorção do mesmo, causada primeiramente por expansão térmica, e para compensar a contração do tarugo devido à solidificação. As conicidades mais intensas são requeridas no topo do molde, seguido por conicidades menos pronunciadas. Isto se deve ao fato da distorção térmica ser maior no topo do molde, ao passo que apenas a contração devido à solidificação deve ser levada em consideração próximo à saída do molde (Chow,2002).

Segundo Chandra (1993), para compensar a contração do tarugo, a distância entre as paredes do molde são reduzidas ao longo do seu comprimento, o que leva à diminuição do gap de ar, melhorando a taxa de extração de calor e diminuindo a temperatura do tarugo na saída do molde. Isto reduz a tendência ao reaquecimento da superfície do tarugo na saída do molde e, conseqüentemente, reduz a formação de trinca subsuperficial. Uma conicidade insuficiente pode levar, de outro modo, à formação de trinca off-corner. Por outro lado, uma conicidade excessiva pode levar ao agarramento do tarugo no molde, provocando o seu desgaste prematuro.

Para Zietsman (1998) e Chow (2002), o uso de uma conicidade inicial inadequada (pouco profunda) leva à formação de uma conicidade negativa na região do menisco devido à distorção do molde. Durante o estripamento negativo, esta seção de conicidade negativa pressiona para baixo a casca sólida recentemente formada na região do menisco, exarcebando a formação de marcas de oscilação na superfície do tarugo. Tais marcas de oscilação são freqüentemente mais profundas nas regiões off-corner (cantos) do tarugo, resultando em um maior “gap” entre o molde e o tarugo nestas áreas reduzindo a transferência de calor e causando uma redução local da espessura da pele solidificada.

Este mecanismo é ilustrado na figura 3.26. Ela mostra esquematicamente um molde distorcido dinamicamente, formando-se um gap negativo no ponto de máxima distorção, seguida por uma conicidade positiva, permitindo que ocorra interação molde- tarugo durante estripamento negativo do molde (Pinheiro,2000). Esta conicidade pouco profunda também promoverá a formação de um gap maior entre o molde e o tarugo nas partes mais baixas do molde. A pressão ferrostática nessa região irá provocar um

56 abaulamento (bulging) da casca e uma ação de dobramento (hinging) na região off-

corner, levando à formação da trinca off-corner.

Figura 3.26 - Representação esquemática do efeito de uma conicidade insuficiente no topo do molde (Pinheiro,2000)

Chow (2002), utilizando os passos descritos na figura 3.25, realizou uma análise da conicidade do molde empregada em uma determinada empresa, que trabalha com altas velocidades de lingotamento e lubrificação a óleo. As figuras 3.27 e 3.28 ilustram bem as interações molde-tarugo a partir de um molde mal projetado.

Na figura 3.27 pode ser visto que há um grau de folga entre as dimensões calculadas para o tarugo e as dimensões do molde. O gap que se forma ao longo do comprimento do molde irá agir como uma barreira à transferência de calor , inibindo o crescimento da casca sólida. A solução para este problema seria o uso de uma conicidade mais pronunciada que reduziria a espessura do gap (Chow,2002).

Figura 3.27 - Interação molde-tarugo para um aço alto carbono (C=0,80%) (Pinheiro,2000)

Como o modelo de solidificação do tarugo não considera nenhuma compressão mecânica ou interação do tarugo, torna-se possível calcular a dimensão teórica do tarugo que excede as dimensões do molde. Este fenômeno em que, portanto há forte interação entre o molde e o tarugo durante o lingotamento é denominado binding (Chow,2002).

A figura 3.28 ilustra um caso em que ocorre binding no topo do molde, seguido pela formação de um gap na saída do molde. Esta situação resulta numa excessiva troca de calor no topo do molde, seguida por uma baixa transferência de calor na saída, que pode ser eliminada pela redução da conicidade no menisco e aumento da conicidade próximo à saída do molde.

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Figura 3.28 - Interação molde-tarugo para um aço baixo carbono (C=0,04%) (Pinheiro,2000).

Chandra (1993) e Chow (2002), a partir de predições feitas pelo modelo de solidificação (cálculo da largura do tarugo), analisaram a interação molde-tarugo para o molde em operação nas empresas estudadas. Chandra (1993) fez uma verificação das previsões do modelo quanto à ocorrência de binding e/ou gap, a partir de observação das características superficiais do tarugo e ocorrência de trinca off-corner. Segundo ele, a ocorrência de depressões transversais na superfície, evidenciadas por uso de perfilômetro e mesmo inspeção visual (fotografia da superfície do tarugo) denotam a ocorrência de binding.

A ocorrência de binding também é evidenciada pelo comportamento das células de carga (figuras 3.29 e 3.30), que foram colocadas sobre o sistema de oscilação do molde. Tais fatos o levaram a concluir que o molde em uso era inadequado para o lingotamento de aços baixo carbono. Por outro lado, a não ocorrência de trincas off-corner para um determinado grupo de aço (C>0,12%), somado ao perfil de solidificação proposto pelo modelo, indicaram que a conicidade do molde em uso seria apropriada para estes aços.

Figura 3.29 - Comportamento da célula de carga para um aço com %C=0,05 (Bakshi,1993).

Figura 3.30 - Comportamento da célula de carga para um aço com %C=0,42 (Bakshi,1993).

60 Pelas figuras 3.29 e 3.30 percebe-se uma sensível diferença entre a resposta da célula de carga para %C=0,05 e %C=0,42%. A carga máxima é maior quando é lingotado o aço baixo carbono. O comportamento apresentado para %C=0,05, evidencia ocorrência de

binding devido à conicidade excessiva (Bakshi,1993).