Pag. 1

UNA POLVERE LIQUIDA PER LA COLATA CONTINUA DELL’ACCIAIO. SVILUPPO E TEST INDUSTRIALI.

A. Del Moro*, M. Alloni*, R. Carli*

*Prosimet S.p.A.

INTRODUZIONE

La colata continua a getto aperto dell’acciaio è un processo nato negli anni 50 del secolo scorso e attualmente è largamente usata nella produzione di billette impiegate per la fabbricazione di travi, tondino, vergella e reti elettrosaldate. Per evitare che l’acciaio solidificandosi si attacchi alla lingottiera è necessaria la presenza di un lubrificante che s’infiltri nello spazio tra lingottiera e acciaio. Inizialmente tale lubrificante era un olio vegetale, come l’olio di colza, ma successivamente sono stati utilizzati anche oli di origine sintetica come esteri di acidi grassi o polialfaolefine. La scelta di quale olio usare da parte dell’acciaieria dipende sostanzialmente dal rapporto costi-benefici.

Per molti anni l’olio rimase l’unico lubrificante esistente per la colata continua fino a quando con l’introduzione della tecnologia di colata continua a getto protetto si è reso possibile l’utilizzo delle polveri di colata continua [1].

Per gli impianti per il colaggio continuo a getto aperto in Europa l’olio rimane comunque l’unico lubrificante con le problematiche di impiego a esso associate.

Dall’unione delle due tecnologie usate per assicurare la lubrificazione nel processo della colata continua è nato lo studio, riportato nel presente lavoro, sullo sviluppo di un prodotto caratterizzato dalla miscela di olio e polvere di colata continua che abbia i vantaggi di entrambe le componenti e cerchi di ridurre i loro svantaggi [2].

GENESI DEL PRODOTTO.

Inizialmente si è cercato di modificare la polvere di colata continua in modo tale che fosse utilizzabile nel colaggio a getto aperto. E’ stato osservato che l’uso della polvere portava ad alcuni vantaggi nella qualità finale delle billette come per esempio una diminuzione della losangatura, una diminuzione della scaglia e una riduzione della formazione di cricche agli angoli. Due erano tuttavia i principali problemi nell’uso di una polvere al posto dell’olio: l’incremento del numero di inclusioni e la maggiore difficoltà dell’alimentazione di un solido al posto di un liquido lamentata dagli operatori.

Al fine di risolvere tali problemi si è deciso di provare a miscelare la polvere con l’olio al fine di facilitarne l’alimentazione nella lingottiera.

Il prodotto così preparato in piccole quantità è stato testato presso alcuni clienti con risultati promettenti e per tale ragione si è deciso di proseguire con ulteriori studi che si sono sviluppati principalmente in due direzioni: cercare di stabilizzare la dispersione solido-liquido e trovare la formulazione ottimale del prodotto.

Pag. 2

SCELTA DELLA BASE OLEICA

A titolo esplorativo si è inizialmente stabilito di usare come base solida nella dispersione polvere-olio una modifica di un prodotto già testato nel colaggio a getto aperto, per tanto uno dei primi passi è stato trovare il tipo di olio adatto a creare un materiale con le caratteristiche tecnologiche opportune.

Diversi tipi di olio sono stati testati per la formulazione del prodotto e le proprietà di cui si è tenuto conto per ciascuno di essi sono state il punto di infiammabilità, il pour point, la densità e la viscosità come d’altra parte normalmente avviene nella scelta dell’olio per il colaggio a getto aperto.

Il punto di infiammabilità, infatti, deve essere il più alto possibile in modo che l’olio possa svolgere la sua funzione di lubrificazione e trasporto della polvere sin dentro la lingottiera, mentre il pour point deve essere il più basso possibile per evitare il congelamento del prodotto in caso di condizioni ambientali di temperatura molto bassa. Per quel che concerne le caratteristiche finali della dispersione si è dovuto considerare che sia la densità sia la viscosità devono essere le possibilmente elevate poiché da esse dipende la pompabilità il fenomeno della sedimentazione.

Un altro parametro di cui si deve tenere conto nella scelta della base oleica è la compatibilità ambientale della stessa e della miscela ottenuta in termini di biodegradabilità e non tossicità dei fumi di combustione prodotti durante l’uso del materiale. Nella tabella 1 sono riportati i valori di alcune proprietà degli oli testati.

Base olio Punto di infiammabilità (°C)

Pour point (°C)

Densità (g/cm3)

Viscosità cinematica a 40°C (cSt)

Polialchilbenzolo 182 ND 0,86 - 0,88 20 - 26

Polialfaolefine 1 225 -51 0,86 68

Polialfaolefine 2 260 -15 0,870 84,8

Estere glicerico acido oleico 1

300 -30 0,930 68

Estere glicerico acido oleico 2

300 -30 0,950 150

Estere glicerico acido oleico 3

300 -10 0,935 61,5 - 68,5

Estere glicerico acidi grassi 1

320 -24 0,920 34,92

Estere glicerico acidi grassi 2

300 -12 0,925 65

Tabella 1. Caratteristiche dei diversi oli usati nella formulazione del prodotto.

Pag. 3

In laboratorio sono stati eseguiti diversi test per verificare le caratteristiche degli oli e delle miscele olio polvere dai quali è risultato che alcuni dei campioni selezionati sono più adatti alla formulazione del prodotto. In particolare l’estere glicerico dell’acido oleico 1 è stato poi utilizzato per la produzione della miscela nelle successive prove industriali.

PROPRIETA’ DELLA MISCELA

La miscela olio-polvere deve soddisfare due principali proprietà strettamente intrecciate tra loro. La velocità di sedimentazione, infatti, dipende dalla viscosità della miscela e deve essere sufficientemente bassa da poter garantire l’uso del prodotto. La viscosità deve essere sufficientemente bassa da garantire la pompabilità del prodotto e al contempo sufficientemente alta da garantire una bassa velocità di sedimentazione.

Viscosità

In tabella 1 si era fatto riferimento a viscosità cinematica espressa in cStokes come solitamente viene riportato nelle schede tecniche degli oli. La relazione tra viscosità e viscosità cinematica è data dalla seguente equazione:

(1)

Dove η è la viscosità cinematica, µ è la viscosità e d è la densità del fluido (3).

Il fluido su cui si sono effettuate le misure di viscosità è stato termostatato a 40°C tramite un bagno termostatico Julabo mentre le misure sono state eseguite usando un viscosimetro rotazionale della Haake Gmbh (Fig. 1). Il sistema di controllo è caratterizzato da un motore a bassa inerzia che permette risposte rapide al variare della velocità di rotazione. Lo spostamento massimo della testa di misura a fondo scala è di 0,5° con risoluzione di 0,001° e la coppia massima è di 4,9 × 10-2 Nm. La velocità di rotazione varia da 0,05 a 500 rpm. La geometria del sistema crogiolo-testa rotante si basa sulla configurazione Searle wide-gap. Questi elementi sono realizzati in grafite isostatica di alta qualità Specialties SGL Carbon. Il posizionamento della testa rotante nel crogiolo lungo l'asse z è ottenuto tramite un encoder ad alta precisione. La taratura del sistema a temperatura ambiente è realizzata utilizzando un Selfe Poulten & Lee LTD olio sintetico di serie S30000 (ASTM di riferimento, η = 75270 mPa.s a 25° C) certificato da UKAS.

Fig. 1 Viscosimetro rotazionale usato per effettuare le misure di viscosità.

Pag. 4

Dalle misure di viscosimetria effettuate è risultato che la dispersione si comporta come un fluido non Newtoniano con una marcata tendenza di shear-thinning, la viscosità della dispersione diminuisce non linearmente all’aumentare della shear-rate.

La viscosità della miscela olio polvere dipende da diversi fattori come la viscosità della base oleica, l’aggiunta di alcuni additivi, come per esempio l’acido adipico, e la quantità di polvere nella miscela (vedi Fig. 2).

Fig. 2 Andamento della viscosità all'aumentare della frazione in massa di polvere per miscele preparate a partire da un olio di viscosità 68 cStokes e da un olio di viscosità 150 cStokes.

Dalle due curve si può osservare come la viscosità aumenti esponenzialmente all’aumentare della frazione in massa di polvere, mentre la viscosità della base oleica ha una certa influenza sul fattore preesponenziale. Questo è confermato facendo riferimento alla viscosità relativa [3,4] delle miscele olio polvere che si ottiene dalla seguente relazione:

(2)

Dove η è la viscosità cinematica della miscela, ηr è la viscosità relativa e η0 è la viscosità cinematica del fluido in cui viene dispersa la polvere. Le due curve riportate in figura 2 divengono, tramite l’applicazione dell’equazione 2, un’unica curva con andamento esponenziale (vedi Fig. 3).

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8

Vis

cosità

cin

em

atica

Sto

ke

s

frazione in massa di polvere

olio viscosità 150 cStokes

olio viscosità 68 cStokes

Pag. 5

Fig. 3. Andamento della viscosità relativa all'aumentare della frazione in massa di polvere.

La relazione fra quantitativo di solido e viscosità della dispersione osservata sopra è puramente empirica. Come è possibile evincere dalla letteratura riguardante la correlazione tra solido disperso e viscosità relativa nelle dispersioni innanzitutto si rileva che queste sono tutte riferite alla frazione volumetrica espressa come:

(3)

Dove Φ è la frazione volumetrica del solido disperso, CM è la concentrazione in massa (il rapporto fra la massa di solido dispersa e il volume della dispersione) e ρp è la densità delle particelle di solido disperse [3].

Nel nostro caso la correlazione tra la viscosità relativa e la frazione volumetrica di solido nella dispersione mostra un andamento lineare come riportato nel grafico in figura 4. Quello che si osserva quindi è un andamento simile all’equazione di Einstein ma questa equazione è valida per dispersioni diluite (Φ < 0,01) di sfere rigide monodimensionali [3,4,5]:

(4)

0,00

1,00

2,00

3,00

4,00

5,00

6,00

7,00

8,00

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8

vis

cosità

rela

tiva

frazione in massa di polvere

Pag. 6

Nel caso in esame la pendenza della retta trovata è maggiore di 2,5, Φ varia da 0,1 a 0,8 e le particelle non sono monodimensionali per cui la Einstein, per quanto abbia un’espressione matematica simile, non risulta essere descrittiva del sistema. Altre equazioni sono riportate in letteratura e nessuna mostra un andamento che possa coincidere con il comportamento della nostra dispersione. Questo è probabilmente causato dal fatto che il nostro fluido è una dispersione di particelle con un numero di dimensioni diverse molto grande.

Fig. 4 Andamento della viscosità relativa in funzione della frazione volumetrica di solido.

Nel tentativo dispiegare i nostri risultati sono state considerate le seguenti ipotesi interpretative: che il solido disperso sia composto da sfere rigide dimensionalmente polidisperse, che tali sfere siano tra loro non interagenti e che la loro concentrazione sia più alta rispetto ai valori solitamente considerati in letteratura per dispersioni diluite (Φ>0,1). Il modello che in letteratura è ritenuto più efficace per descrivere la curva ηr vs Φ in queste condizioni per sfere monodisperse è l’equazione di Dougherty-Krieger [4,6]:

(5) (

)

Dove [η] è un parametro chiamato viscosità intrinseca e Φp è la frazione volumetrica critica che corrisponde al massimo impaccamento possibile. L’equazione (5) nel caso di dispersioni di particelle con n dimensioni diverse diviene [7]:

0,00

2,00

4,00

6,00

8,00

10,00

12,00

14,00

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00

η r

Φ

Pag. 7

(6) ∏

Si può dimostrare che l’equazione (6) può essere linearizzata, ovvero ridotta a una forma coerente alla relazione empirica osservata, stanti le seguenti condizioni:

(7)

e

(8)

Dove Φi, Φpi e [ηi] hanno i significati precedentemente assegnati e ἥ è un valore costante per tutti gli [ηi] il cui significato deve essere ancora pienamente compreso [8].

Sedimentazione

Molte dispersioni vanno incontro a sedimentazione a causa della differenza di densità tra la fase dispersa e il mezzo.

Per sospensioni molto diluite costituite da particelle non interagenti la velocità di sedimentazione (v0) è espressa dall’equazione 9.

(9)

Dove R è il raggio delle particelle, Δρ è la differenza di densità tra particelle e mezzo, g è l’accelerazione di gravità e η è la viscosità cinematica della dispersione [4]. Nel caso di sospensioni concentrate l’equazione diviene molto complessa e deve tenere conto anche della frazione volumetrica del solido disperso. Nonostante ciò, da un punto di vista sostanzialmente qualitativo, l’equazione 9 mostra che la viscosità della miscela e la differenza di densità tra le componenti sono due dei fattori principali di cui bisogna tenere conto nella formulazione di una dispersione che sia adeguatamente stabile.

Poiché, come precedentemente mostrato, la base oleica influenza entrambi questi fattori si può concludere che questa è un parametro importante nella formulazione del prodotto come si può osservare nella figura 5 in cui sono messi a confronto gli andamenti della separazione tra solido e liquido di due dispersioni delle quali il mezzo disperdente in un caso è l’olio di colza e nell’altro è un estere glicerico dell’acido oleico. Quest’ultimo avendo una viscosità e una densità maggiori rispetto al primo assicura una velocità di sedimentazione più bassa per la dispersione.

Pag. 8

Fig. 5. Andamento della sedimentazione nel tempo per due miscele preparate usando due basi oleiche differenti.

Comunemente un approccio tecnologico utilizzato per stabilizzare la dispersione nel tempo è l’aggiunta di additivi. La figura 6 riporta come varia la separazione tra solido e liquido nel tempo aggiungendo diversi additivi. Tra gli additivi che migliorano la stabilità della dispersione ci sono quelli (B e C) che attraverso un marcato effetto di thickening portano a un aumento della stress yeld , la forza necessaria a mettere in movimento il liquido [3], con una conseguente diminuzione della velocità di sedimentazione.

Fig. 6 Andamento della sedimentazione nel tempo per la miscela olio polvere cui sono stati aggiunti diversi additivi.

0,0

5,0

10,0

15,0

20,0

25,0

0 10 20 30 40 50 60 70 80

alt

ezza s

mis

cela

men

to

giorni

estere sintetico olio di colza

Pag. 9

In conclusione in seguito ai diversi test di laboratorio sono stati scelti base oleica e additivi tali per cui si è ottenuto un prodotto facilmente pompabile con una shelf life sufficientemente lunga.

SISTEMI DI POMPAGGIO PER IL PRODOTTO

Dopo aver ottenuto un prodotto sufficientemente stabile è stato necessario ricercare pompe adatte per l’alimentazine della flangia della lingottiera durante i test in impianto.

Le pompe che sono state scelte per le prime prove del prodotto presso alcune acciaierie erano delle pompe dosatrici a pistoni (Fig. 7).

Fig. 7 Modello alfa, beta, gamma e delta delle pompe dosatrici a pistoni.

Questo tipo di pompe è stato scelto per la loro alta prevalenza e per la possibilità di una regolazione fine della portata della miscela. Durante i test l’impiego di queste pompe ha permesso innanzitutto di stabilire la perdita di carico in funzione delle caratteristiche idrodinamiche della linea di alimentazione, caratteristiche non facilmente prevedibili a causa della natura non-newtoniana del fluido. Inoltre con l’impiego di queste pompe è stato possibile determinare con accuratezza il quantitativo di prodotto da aggiungere per tonnellata e per metro quadro di superficie dell’acciaio al fine di ottenere la migliore prestazione. Le pompe dosatrici a pistoni tuttavia non avevano cartteristiche adatte all’impiego in prove industriali di lunga durata per il loro costo e per l’inevitabile rottura delle tenute meccaniche in contatto con il fluido. Per tali ragioni si è scelto di usare delle pompe peristaltiche come quella illustrata in figura 8.

Pag. 10

Fig. 8 Pompa peristaltica usata per 3000 ore.

Le pompe peristaltiche, grazie al fatto di non avere alcuna parte meccanica in contatto con la miscela olio-polvere, hanno dimostrato una vita più lunga rispetto ad altre pompe. Inoltre la parte che subisce rottura più frequentemente durante l’utilizzo è il tubo, costituito da un particolare elastomero, che viene compresso per generare la spinta il quale può essere sostituito velocemente ed economicamente.

Fig. 9 Carrello contenente il sistema di pompaggio e barile di prodotto.

Per facilitare lo svolgimento dei test del prodotto le pompe sono state inserite in carrelli singoli o doppi , come quelli in figura 9, dotati dei un sistema elettronico di controllo. Il sistema è copletato dal collegamento a uno speciale distributore (Fig. 10) montato sulla flangia della lingottiera con dei tubi flessibili.

Pag. 11

Fig. 10 Distributore connesso alla flangia della lingottiera con tubi di rame.

In prove successive di più lunga durata e condotte su un’intera macchina di colata il sistema di pompaggio completo è stato montato su di un banco come in figura 11.

Fig. 11 Skid di pompaggio con 5 pompe per 5 linee di colata, vista frontale e posteriore.

a

Pag. 12

PROPRIETA’ TECNOLOGICHE

Test industriali di breve, media e lunga durata sono stati svolti presso diverse acciaierie in

Italia, Francia e Spagna per un totale di circa 50000 tonnellate di acciaio colato con risultati

promettenti.

Uno dei primi miglioramenti riguarda la sicurezza degli operatori. Lo strato di polvere fusa che

si viene a formare sopra l’acciaio liquido porta a una diminuzione della fuoriuscita di gocce

dello stesso dalla lingottiera, fenomeno detto di sparkling (Fig. 12). Questo comporta un

minore rischio per gli operatori e anche un’aumento della vita media delle parti della

macchina esposte.

Fig. 12 Fenomeno di sparkling in tre lingottiere durante un test del prodotto. Nella prima a sinistra sta venendo usata la miscela olio e polvere mentre nelle altre due è in uso solo olio.

Ulteriori vantaggi sono stati illustrati in un recente lavoro diC. Mapelli et al. dove vengono

confrontati i risultati ottenuti usando olio, polvere e la miscela olio-polvere. Come riportato in

figura 13, il livello inclusionale è più basso quando si utilizzi il solo olio e aumenta

notevolmente con la polvere mentre durante l’uso della miscela esso aumenta leggermente

rispetto all’uso del solo olio ma diminuisce notevolmente rispetto all’uso della polvere.

Pag. 13

Fig. 13 Livello delle inclusioni non metalliche nell’acciaio usando diversi tipi di lubrificante.

Un importante fenomeno di cui si deve tenere conto riguardo le inclusioni è l’esistenza di un

punto di rottura nell’andamento della relazione tra livello inclusionale e quantità di miscela

aggiunta. E’ stato osservato infatti in alcuni test che se il quantitativo di miscela aggiunto in

lingottiera rimane sotto un certo valore non si ha aumento del livello inclusionale mentre

superato tale valore si ha un forte incremento del numero di inclusioni che può portare a

problemi di laminazione.

Nel corso delle prove è stato inoltre osservato un effetto sullo scambio termico in lingottiera e

viene mostrato come, mentre con l’olio il raffreddamento dell’acciaio avviene solo nella prima

parte della lingottiera ed è molto brusco, usando la miscela olio polvere tale raffreddamento è

esteso su una superficie maggiore della lingottiera e avviene in modo più graduale.

Il maggiore controllo sul raffreddamento in lingottiera dell’acciaio, ottenuto mediante l’uso

della miscela olio-polvere al posto del solo olio, ha come diretta conseguenza un

miglioramento della forma delle billette e quindi una riduzione della losangatura che in certe

prove ha raggiunto i 10 mm (vedi Fig. 14).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

OIL FLUX PROIL% v

olu

me

fra

ctio

n o

f n

on

me

tall

ic i

ncl

usi

on

s

type of lubricant

average std. deviation

Pag. 14

Fig. 14 Sezioni trasversali di billette colate usando la miscela olio-polvere (a sinistra) e olio (a destra).

Altri effetti che sono stati osservati durante i vari test e che possono essere correlati al

migliore raffreddamento dell’acciaio in lingottiera sono una riduzione della scaglia, una

riduzione delle cricche agli angoli e una riduzione della precipitazione dei solfuri.

CONCLUSIONI

Dal tentativo di introdurre l’uso della polvere di colata continua solitamente usata nella colata

a getto protetto nella colata a getto aperto dove solitamente viene usato l’olio è nato l’input

allo sviluppo di un prodotto che combinasse i vantaggi di entrambe le tecnologie. Studi sono

stati effettuatati per produrre una formulazione della miscela otimizzando le caratteristiche

chimico-fisiche delle componenti e del preparato finale. Una volta sviluppato un prodotto

adatto all’uso in accaieria lo si è testato in prove industriali di diversa durata ottenendo i

vantaggi di seguito riportati:

Riduzione del fenomeno di sparkling

Riduzione delle operazioni di pulizia della lingottiera e di parti della macchina di colata.

Aumento della sicurezza per gli operatori.

Forte riduzione della losangatura.

Riduzione della formazione di scaglia.

Pag. 15

Riduzione della formazione di cricche.

Riduzione della precipitazione dei solfuri.

Altri test industriali sono tuttora in corso mentre studi di laboratorio sono in atto al fine di

incrementare ulteriormente la stabilità del prodotto.

BIBLIOGRAFIA

[1] R.Carli, A. Del Moro, C.Righi, Properties and Control of Fluxes for Ingot Casting and

Continuous Casting, Metall. Ital., May 2008, Pg. 13-18.

[2] EP Application number 12425029.1 on 13/02/2012.

[3] S. M. Peker and S. Helvaci, Solid-Liquid Two Phase Flow, Elsevier, 2008.

[4] T. F. Tadros, Rheology of Dipersions, Wiley-VCH, 2010.

[5] A. Einstein, Bestimmung der Molekuldimension, Ann. Physik., 19, 1906, Pg. 289.

[6] I.M. Krieger, T.J. Dougherty, A Mechanism for Non‐Newtonian Flow in Suspensions of

Rigid Spheres, Trans. Soc. Rheol., 3, 1959, Pg. 137-152.

[7] H.A. Barnes, J.F. Hutton and K. Walters, An Introduction to Rehology, Elsevier, 1989.

[8] R. Carli, M. Alloni, Unpublished Results.