UNA POLVERE LIQUIDA PER LA COLATA

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UNA POLVERE LIQUIDA PER LA COLATA
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. 1
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. 2
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. 3
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).
Viscosità cinematica Stokes
8,00
olio viscosità 150 cStokes
7,00
olio viscosità 68 cStokes
6,00
5,00
4,00
3,00
2,00
1,00
0,00
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
frazione in massa di polvere
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).
Pag. 4
8,00
7,00
viscosità relativa
6,00
5,00
4,00
3,00
2,00
1,00
0,00
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
frazione in massa di polvere
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 ρ p 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)
Pag. 5
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.
14,00
12,00
10,00
ηr
8,00
6,00
4,00
2,00
0,00
0,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
Φ
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]:
Pag. 6
(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. 7
altezza smiscelamento
25,0
20,0
15,0
10,0
5,0
estere sintetico
olio di colza
0,0
0
10
20
30
giorni
40
50
60
70
80
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.
Pag. 8
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. 9
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. 10
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. 11
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. 12
% volume fraction of non metallic inclusions
1,4
1,2
average
1
std. deviation
0,8
0,6
0,4
0,2
0
OIL
FLUX
PROIL
type of lubricant
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).
Pag. 13
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. 14
 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.
Pag. 15

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