GERARDO PERALTA PÉREZ DIRECTOR: DR. JORGE PALAFOX …

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA METALURGICA Y MATERIALES

Grupo de Simulación del Procesamiento de Materiales y Dinámica de Fluidos

ANÁLISIS Y OPTIMIZACIÓN DEL FLUJO DEL ACERO LÍQUIDO EN UN DISTRIBUIDOR DE COLADA CONTINUA

TIPO DELTA DE CUATRO SALIDAS

T E S I S

Que para obtener el título de

INGENÍERO EN METALURGIA Y MATERIALES

P R E S E N T A

GERARDO PERALTA PÉREZ

DIRECTOR:

DR. JORGE PALAFOX RAMOS

MÉXICO, D.F., JUNIO 2008

INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONALESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA QUÍMICA E INDUSTRIAS EXTRACTIVAS

ÍNDICE

I SPM&DF

ÍNDICE Página

RESUMEN III

NOMENCLATURA IV

LISTA DE FIGURAS VI

LISTA DE TABLAS VIII

TEMA

CAPÍTULO 1 INTRODUCIÓN 1

1.1 Marco teórico del proceso 1

1.2 Justificación 3

1.3 Objetivo general 4

1.4 Objetivos específicos 4

1.5 Metas 5

CAPÍTULO 2 GENERALIDADES SOBRE COLADA CONTINUA 6

2.1 Colada Continua 6

2.1.1 Descripción del proceso de colada continua 7

2.1.2 Tipos de máquinas de colada continua 8

2.2.3 partes principales que integran la máquina de colada continua 10

2.2 El distribuidor 12

2.2.1 Eficaz importancia del flujo de fluidos en el distribuidor de colada continua 14

2.2.2 Comportamiento del flujo en distribuidores de colada continua 16

2.3 Distribución del tiempo de residencia (DTR) 20

2.3.1 Técnica empleada para el análisis de curvas DTR 23

2.4 Modelación física del modelo de agua 28

2.4.1 Criterios de similitud 29

2.4.2 Diseño del modelo físico relacionado con el número de Froude 30

2.5 Fabricación y tipos de boquillas 34

2.6 Diseño del distribuidor 35

2.6.1 El distribuidor en la planta siderúrgica 36

2.6.2 El molde 38

2.6.3 Vaciado de lingotes y colada continua 41

2.7 Fundentes utilizados en el distribuidor 43

ÍNDICE

II SPM&DF

CAPÍTULO 3 DESARROLLO EXPERIMENTAL 46

3.1 Modelo físico 46

3.1.1 Condiciones de operación en el modelo físico 47

3.2 Dimensiones geométricas del distribuidor 48

3.2.1 Casos de estudio 52

3.3 Desarrollo del análisis experimental 61

3.3.1 Descripción del equipo experimental 62

3.4 Análisis y caracterización del funcionamiento de prototipos controladores de flujo en el

distribuidor, utilizando curvas DTR

64

3.4.1 Análisis y caracterización de cambios de olla 66

3.4.2 Estudio de mecánica de fluidos 69

3.5 Representación de modelos para mejorar la eficiencia del flujo en el distribuidor 71

CAPÍTULO 4 ANÁLISIS DE RESULTADOS Y SU DISCUSIÓN 73

4.1 Resultados de la modelación física 73

4.1.1 Secuencia para adimensionar la curva C 73

4.2 Modelo sin accesorios (2.00 ton/min) 74

4.2.1 Modelo con inhibidor de flujo de forma hexagonal (IFH), (2.00 ton/min) 75

4.2.2 Modelo con arreglo de inhibidor de flujo de forma pentagonal (IFP), con piso falso

rectangular (PFR), y piso falso triangular (PFT), (2.00 ton/min)

77 4.2.3 Modelo con arreglo de inhibidor de flujo de forma pentagonal (IFP), con piso falso

rectangular (PFR), (2.00 ton/min)

78 4.2.4 Modelo con arreglo de inhibidor de flujo de forma pentagonal (IFP), (2.00 ton/min) 83

4.3 Comportamiento de las curvas C durante un cambio de olla 91

4.4 Cambios de olla (2.00 ton/min) 92

4.5 Análisis y su discusión de resultados de la modelación física 93

CAPÍTULO 5 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 103

5.1 Conclusiones 103

5.1.2 Recomendaciones 104

BIBLIOGRAFÍA 105

RESUMEN

III SPM&DF

RESUMEN En el proceso de colada continua el objetivo fundamental es la modelación física dentro del

distribuidor adecuado y fundamentado con los números adimensionales de Froude y Reynolds. Se

utiliza la técnica estímulo-respuesta y la dinámica del fluido, valorando al flujo con curvas de

distribución de tiempos de residencia (DTR), para modificar las condiciones de las diferentes

características de tipos de flujos, mejorando la optimización del comportamiento del flujo de

fluidos. También se estudian las condiciones de operación para modificar el comportamiento del

flujo cuando hay un cambio de olla y durante las diferentes velocidades de colada de acero en el

distribuidor.

El distribuidor de colada continua estudiado es de tipo DELTA, equipado con cuatro

boquillas sumergidas de salida, cuatro barras tapón en línea, un inhibidor de forma hexagonal como

controlador de turbulencia del flujo en la superficie, se propusieron accesorios que modificaron el

flujo de fluidos, diseñando un piso falso y prototipos controladores de flujo que se colocaron en el

interior del distribuidor cuya capacidad es de 18 toneladas de acero líquido de la industria

siderúrgica, se simuló utilizando un modelo físico a escala de 1/2 de su prototipo, fabricado en

acrílico transparente.

Los casos experimentales en estudio se realizaron en estado estacionario a diferentes

velocidades de colada con siete diversas configuraciones: I.- Distribuidor sin inhibidor; II.- Con un

inhibidor de forma hexagonal; III.- Con un inhibidor de flujo pentagonal con piso falso rectangular

y triangular; IV.- Con un inhibidor pentagonal con piso falso rectangular; V.- Con un inhibidor

pentagonal; VI.- Con un inhibidor rectangular con piso falso rectangular; VII con un inhibidor

octagonal con piso falso rectangular.

Los resultados obtenidos de las curvas DTR, se presentan en términos adimensionales de

concentración contra tiempo reportando el análisis comparativo de las características y

comportamiento del flujo de fluidos en el funcionamiento del distribuidor de las configuraciones I y

II, con respecto al distribuidor de las configuraciones III, IV y V. Donde se modifica la estabilidad

uniforme del flujo en el sistema a una máxima velocidad de colada de acero de 2.00 ton/min.

El distribuidor con un inhibidor de flujo de forma pentagonal y el distribuidor con un

inhibidor de forma pentagonal con piso falso rectangular, son los prototipos que optimizan y

modifican el comportamiento del flujo de fluidos en el funcionamiento del distribuidor, donde se

mejoró la orientación del fluido incrementando la flotación de inclusiones no metálicas y la

eliminación de los circuitos cortos de flujo. También se disminuye la intensidad de turbulencia en la

superficie del acero líquido para evaluar cambios de olla en el proceso de colada continua.

NOMENCLATURA

IV SPM&DF

NOMENCLATURA

A Área m2

C Concentración adimensional

c Concentración

c Velocidad del sonido m/s

DM Ancho del producto m

d Diámetro m

F Fuerza N

Fr Número de Froude l

Frmod Número de Froude en el modelo l

Frprot Número de Froude en el prototipo l

g Aceleración de la gravedad m/s2

h Altura del baño líquido m

hƒ Factor de escala de altura

hmod Altura en el modelo m

hprot Altura en el prototipo m

L Longitud del fluido m

L Longitud característica del sistema m

Lmod Longitud en el modelo m

Lprot Longitud en el prototipo m

Lƒ Factor de escala de longitud

Lsop Longitud de soporte m

m Modelo m

Ml Muestra del líquido l

P Prototipo m

Pad Distribución de presión adimensional

Q m Flujo de agua en el modelo m3/s

Q p Flujo de acero en el prototipo m3/s

Re Número de Reynolds l

t Tiempo s

t Tiempo promedio de residencia s

tƒ Factor de escala del tiempo

NOMENCLATURA

V SPM&DF

TLS Turbulencia del líquido superficial m/s

V Volumen del líquido m3

VC Velocidad de colada ton/min

VCmod Velocidad de colada en el modelo l/min

VCprot Velocidad de colada en el prototipo ton/min

Vd Volumen muerto

Vƒ Factor de escala de velocidad

Vm Volumen mezcla

Vmod Velocidad en el modelo m/s

Vp Volumen pistón

Vprot Velocidad en el prototipo m/s

We Número de Weber

ƒ Factor de escala

u Velocidad del líquido dentro del distribuidor m/s

v Velocidad del fluido m/s

vad Distribución de velocidad adimensional

η Viscosidad dinámica Ns/m2

ρ Densidad del fluido Kg/m3

σ Tensión superficial del fluido N/m

σ2 Varianza

θ Tiempo adimensional

v Viscosidad cinemática m2/s

μ Viscosidad del fluido Ns/m2

LISTA DE FIGURAS Y TABLAS

VI SPM&DF

LISTA DE FIGURAS Figura

No.

Leyenda Página

1 Diagrama esquemático sobre colada continua. 1 2.1 Diagrama de una típica máquina de colada continua. 8 2.2 Diferentes tipos de máquinas de colada continua. 9 2.3 Componentes de un distribuidor. 12 2.4 Tipos de distribuidores. 13 2.5 Representación de las curvas C en recipientes cerrados para distintas intensidades de

retromezcla predichas por el modelo de dispersión.

17 2.6 Esquema representativo de los reactores ideales. 18 2.7 Esquema representativo del flujo no ideal en los reactores. 19 2.8 Tipos de flujo no ideal que se presentan en el distribuidor de colada continua y los

efectos que surgen en las curvas DTR.

20 2.9 Representación gráfica de los diferentes métodos de curvas DTR. a) Representación de

la distribución del tiempo de residencia o DTR, b) Señal característica aguas abajo, denominada curva F, c) Señal característica aguas abajo, denominada curva C.

22 2.10 Diagrama de la alimentación experimental en el distribuidor. 23 2.11 Tipos de boquillas para el distribuidor. a) Boquillas abiertas, b y c) Boquillas

sumergidas.

34 2.12 El distribuidor.- Un reactor continuo, eslabonado a la olla que es un reactor por carga,

con los moldes que son unos reactores continuos.

36 2.13 Control de flujo en el distribuidor para optimizar la distribución del tiempo de

residencia para cada línea y mejorar la flotación de las inclusiones mediante la eliminación de los circuitos cortos.

37 2.14 Proceso del vaciado de acero en lingotes y colada continua. a) Ilustración de un típico

proceso de colada continua, b) Ilustración de un típico proceso de colada de lingotes.

42 3.1 Dimensiones geométricas del modelo físico a 1/2 de la escala del prototipo en estudio,

unidades en m. a) Vista frontal, b) Vista de planta.

48 3.2 Dimensiones geométricas de altura de dos diferentes buzas en el modelo físico en

estudio, unidades en m. a) Buza larga, b) Buza corta.

49 3.3 Dimensiones geométricas de la barra tapón en el modelo físico, unidades en m. 50 3.4 Dimensiones geométricas del IFH, en el modelo físico, unidades en m. a) Vista frontal,

b) Vista de planta.

51 3.5 Diseño de las configuraciones del distribuidor real en funcionamiento en planta a)

Distribuidor sin accesorios, b) Distribuidor con inhibidor hexagonal (IFH).

53 3.6 Diseño de las configuraciones del distribuidor con diferentes arreglos de prototipos

controladores de flujo. c) Distribuidor con IFP + PFR + PFT, d) Distribuidor con IFP + PFR, e) Distribuidor con IFP.

54 3.7 Diseños de las diferentes configuraciones como propuestas adicionales. f) Distribuidor

con IFR + PFR, g) Distribuidor con IFO + PFR.

55 3.8 Dimensiones geométricas del IFP, en el modelo físico. Utilizado en las configuraciones

III, IV y V, unidades en m.

57 3.9 Dimensiones de la posición de los inhibidores de turbulencia en el modelo físico de las

configuraciones III, IV, V, VI y VII, unidades en m. a) IFP, b) IFR, c) IFO.

58


VII SPM&DF

3.10 Dimensiones geométricas de los inhibidores empleados en las configuraciones VI y

VII, como una propuesta adicional en el modelo físico, unidades en m. a) IFR, b) IFO.

59 3.11 Dimensiones geométricas del piso falso en el modelo físico, utilizados en las

configuraciones III, IV, VI y VII, unidades en m. a) Bloque (PFR), b) Bloque (PFT).

60 3.12 Desarrollo del análisis experimental empleado en esta investigación, para determinar el

mejor comportamiento del flujo mediante la obtención de curvas DTR.

61 3.13 Diagrama del equipo experimental utilizando un modelo físico de un distribuidor tipo

DELTA, de 18 toneladas de acero.

63 3.14 Secuencia experimental para el análisis y caracterización del distribuidor. 65 3.15 Secuencia experimental utilizado para un cambio de olla en el distribuidor. 68 3.16 Un tubo de flujo limitado por líneas de flujo. 70 3.17 Principal secuencia de experimentación para la optimización del flujo de fluidos en un

distribuidor de 18 toneladas de acero líquido.

72 4.1 Comportamiento del flujo en el distribuidor de la configuración I, sin accesorios a dos

diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador.

74 4.2 Comportamiento del flujo en el distribuidor de la configuración II con IFH, a dos

diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador.

75 4.3 Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración II con IFH. 76 4.4 Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración II con IFH,

durante un cambio de olla de 14 toneladas.

76 4.5 Perfil de la configuración III, donde se observan los diferentes fenómenos que suceden

en el comportamiento del fluido en el distribuidor.

77 4.6 Fotografías del modelo de la configuración III, con los diferentes prototipos

controladores de flujo.

78 4.7 Comportamiento del flujo de la configuración IV con IFP + PFR, a diferentes tiempos

de haberse inyectado el trazador, utilizando una buza corta (0.20 m).

79 4.8 Comportamiento del flujo de la configuración IV con IFP + PFR, a diferentes tiempos

de haberse inyectado el trazador, utilizando una buza larga (0.13 m).

80 4.9 Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración IV con

IFP + PFR, utilizando una buza corta (0.20 m).

81 4.10 Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración IV con

IFP + PFR, utilizando una buza larga (0.13 m).

81 4.11 Comportamiento en la superficie de acero de la configuración IV, durante un cambio

de olla de 14 toneladas, utilizando una buza corta (0.20 m). a) Inicio del cambio de olla, b) Transcurso del cambio de olla, c) Final del cambio de olla.

82 4.12 Comportamiento del flujo a diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador de la

configuración V con IFP.

83 4.13 Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración V con IFP,

utilizando una buza larga (0.13 m).

84 4.14 Comportamiento en la superficie de acero de la configuración V, durante un cambio de

olla de 14 toneladas, utilizando una buza larga (0.13 m). a) Inicio del cambio de olla, b) Transcurso del cambio de olla, c) Final del cambio de olla.

85 4.15 Comportamiento en la superficie de acero de la configuración V. a) Buza corta

(0.20 m) con IFP, b) Buza larga (0.13 m) con IFP.

86


VIII SPM&DF

4.16 Zonas de formación de volumen muerto en un tiempo de 55 s. a) Configuración II, con

IFH, b) Configuración IV, con IFP + PFR, c) Configuración V, con IFP.

87 4.17 Altura del cambio de olla de 14 toneladas que mejora la calidad del acero en el modelo

físico, unidades en m.

90 4.18 Comportamiento de las curvas que repercuten en la calidad del acero durante un

cambio de olla. a) Calidad consistente, b) Calidad no consistente.

91 4.19 Curvas de cambios de olla en el distribuidor con IFH (Configuración II), con

IFP + PFR (Configuración IV), y con IFP (Configuración V).

92 4.20 Curvas de DTR a diferentes velocidades de colada para la configuración I. a) Mínima

velocidad de colada, b) Velocidad normal de colada, c) Máxima velocidad de colada.

95 4.21 Curvas de DTR a diferentes velocidades de colada para la configuración II. a) Mínima

velocidad de colada, b) Velocidad normal de colada, c) Máxima velocidad de colada.

96 4.22 Curvas de DTR para la configuración V, a una máxima velocidad de colada. 97 4.23 Curvas de DTR para la configuración IV, a una máxima velocidad de colada. 98 4.24 Curvas de DTR para la configuración III, a una máxima velocidad de colada. 98

LISTA DE TABLAS Tabla

No.

Leyenda Página

2.1 Materiales de revestimiento para distribuidores. 14 2.2 Herramienta que simula el proceso real sustituyendo las escalas y materiales de

operación por otros.

33 2.3 La velocidad de colada para un molde proporcionara un enfriamiento eficaz del acero.

Esta tabla está basada en la colada de un cuadrado de 0.15 m. Si el agua de los aspersores solo se incrementa de una manera directamente proporcional a la velocidad de colada entonces la longitud metalúrgica se incrementará. Si se quiere de la máxima velocidad de colada posible entonces, igualmente se necesitará más agua y se debe permitir un aumento en la longitud metalúrgica.

40 2.4 Lista de composiciones químicas típicas de escorias en el distribuidor. 45 3.1 Parámetros físicos en el modelo físico y modelo real (agua-acero). 47 4.1 Características del flujo y análisis de las curvas DTR (Velocidad de colada 1.13

ton/min).

88 4.2 Características del flujo y análisis de las curvas DTR (Velocidad de colada 1.50

ton/min).

88 4.3 Características del flujo y análisis de las curvas DTR (Velocidad de colada 2.00

ton/min).

89 4.4 Relación de altura de cambios de olla en el modelo físico y modelo real (agua-acero). 90

CAPÍTULO 1 INTRODUCCIÓN

1 SPM&DF

CAPÍTULO 1 INTRODUCCIÓN 1.1 MARCO TEÓRICO DEL PROCESO

La necesidad de incrementar la productividad, así como la de reducir los tiempos en los

procesos siderúrgicos, ha obligado a los proveedores de la industria del acero y a los propios

acereros a desarrollar nuevas técnicas que permitan mantener un alto nivel de competitividad.

Aunque no sólo es importante el aprovechamiento del tiempo ya que dentro del factor productivo se

encuentra el de mayor importancia denominado “calidad en la producción”. Una limitante para un

claro entendimiento de la dinámica del acero líquido principalmente en el vaciado del metal en

general (olla-distribuidor de colada continua), es la enorme complejidad involucrada en el proceso.

El entendimiento de la dinámica de fluidos en tal sistema es de vital importancia para el control del

vaciado del metal y por consiguiente del paso de escoria al distribuidor de colada continua, con la

finalidad de obtener aceros, libre de inclusiones no-metálicas. En la figura 1 se muestra el diagrama

esquemático sobre colada continua.

Figura 1. Diagrama esquemático sobre colada continua. (2)


2 SPM&DF

Debido al aumento en la demanda en la producción acerera, los fabricantes se han enfocado

mayormente al proceso productivo dejando en segundo plano el elemento de la calidad; esto, con el

paso del tiempo ha ocasionado serios problemas dentro del sector productivo a nivel nacional en

comparación con otros países productores, ya que basándose en la demanda contemporánea, la

exigencia actual es mucho mayor.

Hoy en día la producción debe ser capaz de abarcar todas las expectativas de los

consumidores en un mundo competitivo que día a día crece a pasos agigantados, eliminando fallas

en el proceso, incrementando la calidad de todos los productos, aumentando la producción y

exigiendo el mínimo porcentaje de impurezas.

Estudios muy recientes se han ocupado al estudio del análisis del distribuidor y sobre todo

al convertidor, pero en relación del estudio del flujo del acero líquido, en cuanto a las características

de tipos de flujos, condiciones de operación y cambios de olla respecto a sus dimensiones y forma

de los prototipos controladores de flujo en un distribuidor de colada continua, encontramos que no

hay mucha información, es por este motivo que nos enfocaremos primordialmente a la investigación

de los prototipos controladores de flujo (Tobera, Buza sumergida, inhibidores de turbulencia y pisos

falsos). (1)


3 SPM&DF

1.2 JUSTIFICACIÓN

En la actualidad en el proceso de colada continua en la industria siderúrgica nacional e

internacional requieren una demanda más eficiente en cuanto a un acero libre de inclusiones no

metálicas, ya que día a día las industrias son más competentes en cuanto a tecnología para reducir

diversas etapas del proceso, lo que beneficia su producción así como su economía.

La demanda industrial y el nuevo avance tecnológico ha permitido a nuevas fabricas,

dedicarse al desarrollo de quipo de automatización del proceso de colada continua y al arreglo y

colocación de nuevos prototipos controladores de flujo en el interior del distribuidor tales como:

inhibidores de turbulencia, mamparas y represas pero no siempre este método reduce la remoción

de inclusiones no metálicas, el grado de reoxidación y por lo tanto no mejora las características en

el funcionamiento del distribuidor.

A pesar de estos avances tecnológicos es imposible estudiar directamente el

comportamiento del flujo durante el proceso de colada continua. Estudios recientes indican que hay

pocas investigaciones que se realicen mediante la modelación física, tales como el análisis y la

optimización de un distribuidor de tipo DELTA, por medio de la dinámica de fluidos además de

perfeccionar el diseño y construcción de nuevos prototipos controladores de flujo para adaptarlo a

cualquier modelo físico y darle un seguimiento de estudio para modificar las condiciones del

comportamiento del flujo de fluidos en un distribuidor, encontrando resultados satisfactorios que

nos lleven a mejorar la calidad de acero y aumentar la producción en el proceso de colada continua,

es por tal motivo que encontramos la justificación en este trabajo de investigación.

Tenemos que considerar los parámetros que intervienen en el proceso de post-fusión del

acero líquido desde que sale de la olla hasta que es vaciado en el distribuidor como son:

Temperatura, composición química y flujo de fluidos. También debemos mencionar las variables

que pueden intervenir en un problema de flujo de fluidos tales como: La fuerza F, la longitud L, la

velocidad ν, la densidad ρ, la viscosidad dinámica η, la aceleración de la gravedad g, la velocidad

del sonido c, y la tensión superficial σ, para tener un mejor avance a la vanguardia de la tecnología

actual en los diferentes modelos físicos y prototipos controladores de flujo para mejorar la

productividad y calidad de aceros que se producen en la actualidad.


4 SPM&DF

1.3 OBJETIVO GENERAL

Análisis y optimización del comportamiento del flujo de fluidos en estado estacionario,

mediante el estudio de la eficiencia de diferentes prototipos controladores de flujo considerando la

distribución del tiempo de residencia (DTR), en un distribuidor de colada continua tipo DELTA.

1.4 OBJETIVOS ESPECÍFICOS

• Optimizar el comportamiento del flujo de fluidos de las diferentes características de

tipos de flujos que suceden en el distribuidor de colada continua mediante curvas

DTR.

• Determinar el tipo de controlador de flujo de fluidos mediante un inhibidor de

turbulencia.

• Analizar y optimizar las condiciones de operación del flujo de fluidos en estado

estacionario a diferentes velocidades de colada en el distribuidor.

• Acondicionar un nuevo piso falso en el interior del distribuidor.

• Analizar y optimizar el flujo de fluidos utilizando la distribución del tiempo de

residencia para cada línea de salida del distribuidor.

• Analizar el perfil reflujo del fluido en el interior del distribuidor.

• Analizar y optimizar el comportamiento de flujo de fluidos en la superficie del

baño líquido.


5 SPM&DF

1.5 METAS.

• Construir un modelo físico de acrílico a 1/2 de la escala del prototipo de un

distribuidor de colada continua de acero tipo DELTA, para cuatro líneas de salida.

• Modificar el diseño de dos buzas (Tamaño: corta y larga) de alimentación en el

distribuidor para mejorar el comportamiento de turbulencia en la superficie del

acero líquido.

• Diseñar y construir un sistema controlador de flujo el cual consiste de un inhibidor

de turbulencia para mejorar la flotación de inclusiones no metálicas.

• Mediante una cámara de video grabar el flujo en estado estacionario para analizar

su comportamiento.

• Adaptar el nuevo piso falso en el interior del distribuidor el cual consiste de tres

bloques rectangulares y dos bloques triangulares para optimizar la distribución de

tiempos de residencia del flujo para cada línea de salida del distribuidor.

• Analizar el perfil del flujo utilizando una cámara de video y una inyección de

colorante de 20 ml como trazador.

CAPÍTULO 2 GENERALIDADES SOBRE COLADA CONTINUA

6 SPM&DF

CAPÍTULO 2 GENERALIDADES SOBRE COLADA CONTINUA 2.1 COLADA CONTINUA

Desde que por primera vez se obtuvo el acero al estado líquido, hace más de 250 años, la práctica

general ha consistido, casi invariablemente en colarlo o vaciarlo en bloques rectangulares a partir de

los cuales se obtiene la forma y tamaño final, mediante operaciones de forja y laminación en

caliente o en frío.

Originalmente estos bloques o lingotes eran de muy bajo peso pero a medida que aumentaba la

capacidad de los hornos de aceración aumentaba también el peso de los lingotes colados de tal

manera que actualmente es muy común la producción de lingotes de 15 hasta de 50 y 100 ton. Estos

lingotes son laminados en laminadores primarios para producir palanquillas (billets), tochos

(blooms) o planchones (slabs).

El proceso de colada continua fue resuelto, primeramente para metales no ferrosos, en 1937 se coló

latón mediante este método.

Sin embargo, para colar acero, se tuvo que tratar con temperatura del metal, mucho más altas, y

después de superar varias dificultades, fue posible construir una planta en Alemania en el año de

1943. En los años posteriores, esto fue seguido de la instalación de plantas experimentales y plantas

piloto pero aún en 1951 solo cinco máquinas estaban en uso.

Diez años más tarde, más de 50 máquinas estaban en uso o en construcción y la velocidad de su

desarrollo se aceleró a tal grado que en 1967 ya había plantas en muchos países y capaces de

producir más de 20 millones de toneladas de acero en forma de semiproductos.


7 SPM&DF

2.1.1 DESCRIPCIÓN DEL PROCESO DE COLADA CONTINUA

El flujo del acero desde que sale del horno, es recibido en una olla, en la cual es transportado a la

máquina de colada continua. La olla se posiciona sobre la máquina y se deja salir el acero por el

fondo de la olla hacia el distribuidor donde, como su nombre lo indica, distribuye el acero, a través

de dos o más boquillas, hacia dos o más moldes de paredes de cobre enfriados fuertemente con

agua, en donde se inicia la solidificación del acero.

La barra o producto sale por el fondo abierto del molde, con una cáscara o costra solidificada de

acero (de 0.01 a 0.015 m de espesor en productos pequeños y de 0.025 a 0.03 m. En productos

grandes). La barra avanza e inmediatamente después entra a la zona de enfriamiento con regaderas

o aspersores que enfrían simultáneamente los cuatro lados del producto.

A la salida de la barra por el fondo del molde se encuentran los rodillos guía, que además de guiar a

la barra por la vía correcta impiden que dicha barra se deforme o tuerza, debido al enfriamiento tan

intenso. Al final de la zona de enfriamiento secundario el producto debe estar solidificado en toda

su sección transversal.

Después de la zona de enfriamiento con aspersores, están los rodillos extractores y estos controlan

la velocidad y la fuerza con la que se extrae el producto desde el molde. En algunas máquinas

después de los rodillos extractores se encuentran los rodillos enderezadores, que impiden que el

producto se salga de la vía del flujo.

A continuación el producto llega a la zona de corte que puede ser con cizalla o con soplete de

oxiacetileno. Aquí el producto que puede ser palanquilla, tocho o planchón, se corta en tramos de

una longitud previamente establecida de acuerdo con las necesidades del producto final a obtener.

Las barras ya cortadas a la longitud apropiada se llevan a la cama de enfriamiento a través de las

mesas de distribución con rodillos. De aquí el producto puede ser enfriado y llevado a la zona de

almacenamiento o bien, todavía al rojo, pueden ser llevados a los hornos de recalentamiento

después son llevados a la laminación. En la figura 2.1 se muestra el diagrama de una máquina de

colada continua.


8 SPM&DF

Olla

Distribuidor

Zona de enfriamiento secundario

Molde

Rodillos extractoresy enderezadores Barra falsa

Soplete para corte

Figura 2.1. Diagrama de una típica máquina de colada continua. (3)

Donde el acero fundido se cuela en un “distribuidor” (receptáculo de sostén) que regula el flujo a

través de un molde en el cual se inicia la solidificación del metal líquido. La solidificación progresa

desde la primera cáscara delgada iniciada en el molde formador de la plancha que se enfría por la

acción de la aspersión de agua conforme la plancha es guiada por una caída de rodillos

enderezadores y el corte de la plancha en tramos. (15)

2.1.2 TIPOS DE MÁQUINAS DE COLADA CONTINUA

Las máquinas de colada continua fundamentalmente, en pocos años han variado en sus diseños y

construcción los cuales se clasifican en cuatro tipos que se mencionan a continuación:

• Vertical.

• Verticales con flexionador.

• Flexión progresiva.

• Molde curvo.


9 SPM&DF

En la figura 2.2 se muestran los diferentes tipos de máquinas de colada continua, antes

mencionados.

Las máquinas tipo vertical (a), pueden considerarse como las primeras utilizadas a escala industrial.

Tienen la desventaja de que es necesaria la construcción de naves muy elevadas y/o excavaciones

profundas para poder extraer el producto.

Las máquinas verticales con flexionador (b), permitieron el ahorro en las excavaciones pero no así

en la altura de las naves además de problemas operacionales y que provocan defectos en el producto

precisamente en la zona de flexión.

Con las máquinas de flexión progresiva (c), se logró disminuir aún más la altura de las naves y

cortar la longitud de la zona de enfriamiento secunadario.

Molde

Zona de enfriamientosecundario

Enderezadora

Dispositivo de Extracción y flexión

Mesa de salidaCizalla

(b) Tipo vertical con flexionador

Molde


Dispositivo deextracción

Equipo detransporte

(a) Tipo vertical

Cizalla

Molde


Dispositivos deExtracción y flexión

Enderezadora

CizallaMesa desalida

(c) Tipo de flexión progresiva

Molde


Dispositivo de extracción

Cizalla Mesa de salida

(d) Tipo de molde curvo

Figura 2.2. Diferentes tipos de máquinas de colada continua.


10 SPM&DF

Las máquinas tipo de molde curvo (d), permitieron un considerable ahorro en las instalaciones (ya

no son necesarias naves de construcción especial al disminuir sensiblemente su altura de las

mismas). Tiene la característica de que el radio de curvatura del producto determina la longitud

máxima de la zona de enfriamiento secundario, consecuentemente es necesario asegurar que la

sección transversal del producto que se pueda colar, pueda también ser enfriada satisfactoriamente

en la longitud prevista.

2.2.3 PARTES PRINCIPALES QUE INTEGRAN LA MÁQUINA DE COLADA CONTINUA

Las máquinas de colada continua están integradas de las partes principales siguientes de acuerdo

con el flujo de acero:

• Distribuidor.

• Moldes de cobre.

• Zona de enfriamiento secundario.

• Rodillos extractores.

• Rodillos enderezadores.

• Zona de corte (cizalla o soplete).

• Mesas de distribución o traslado.

• Cama de enfriamiento.

Como equipo auxiliar todos los tipos de máquinas utilizan la barra falsa o iniciadora. Algunas

máquinas, sobre todo para palanquillas, utilizan una olla de emergencia.

Controles principales durante la operación de colada.

• Asegurar que el sistema de alimentación de aceite lubricante se haga funcionar

inmediatamente al inicio de la colada. El operador observará su distribución en las paredes

del molde.

• El sistema de enfriamiento del molde deberá ser abierto antes de iniciar la colada, y debe

hacerse notar que el flujo está en las condiciones previamente establecidas.


11 SPM&DF

• El enfriamiento intensivo del producto, es muy importante, (Zona de enfriamiento

secundario), y para cada tipo de acero y sección del producto, ya debe estar establecido el

volumen de agua necesaria.

• La velocidad de colada debe ser mantenida tan próxima, como sea posible, a la velocidad

especificada, previamente. Normalmente se debe incrementar, ligeramente, según vaya

descendiendo el nivel del acero en la olla para compensar el enfriamiento que se produce

durante el tiempo que dura la colada. El incremento será de un 10 % aproximadamente.

• En las plantas donde se emplea el colado abierto, es importante vigilar que, la escoria del

distribuidor que se forma en la superficie del metal en el molde, no penetre al producto. En

donde se utiliza la colada inmersa, se debe vigilar; la formación adecuada de la escoria o la

adición de compuestos exotérmicos. En las máquinas de colada continua se debe tener la

instrumentación necesaria y adecuada que indicará y registrará la mayor parte de los

controles siguientes:

Temperatura del acero en la olla antes de colar y registro continuo de la

temperatura del acero en el distribuidor.

Velocidad de colada. Por ejemplo velocidad de extracción del producto.

Desmoldeo “negativo” y registro de la oscilación del molde.

Intensidad de flujo del agua de enfriamiento en el molde y temperaturas de entrada

y salida de agua.

Intensidad de flujo del agua de enfriamiento para cada banco de aspersores en la

zona de enfriamiento secundario.

Presiones de los rodillos extractores.

Indicador de la temperatura del producto a la salida del enfriamiento secundario.

Control automático de la velocidad de llenado del molde con instrumentos que

indiquen que se está operando satisfactoriamente.


12 SPM&DF

2.2 EL DISTRIBUIDOR

En la máquina de colada continua el distribuidor se encuentra entre la olla y los moldes. Es un

recipiente que recibe el acero fundido desde la olla y lo mantiene, lo distribuye uniformemente y

con flujo constante a cada boquilla llevando la cantidad apropiada de acero a cada molde en forma

continua, en la figura 2.3 se muestran los componentes del distribuidor.

Figura 2.3. Componentes de un distribuidor.

En este trabajo de investigación nos enfocaremos al distribuidor tipo DELTA también conocido

como tipo V (un distribuidor de cuatro salidas). Este distribuidor se usa generalmente para

máquinas donde la olla se vacía por sifón, su ventaja es que el chorro de acero no golpea

directamente sobre el fondo, minimizando así el desgaste del refractario.

Se usa en máquinas de poca capacidad aún cuando en ocasiones también se usa en máquinas de alta

producción de planchón (de una o dos salidas).

Presenta mayores dificultades en cuanto a colocación y armado de las paredes refractarias, debido a

que cada esquina tiene diferente ángulo, lo que origina su complejidad. En la figura 2.4 se muestran

los cuatro diferentes tipos de distribuidores en colada continua. (4)


13 SPM&DF

El cuerpo del distribuidor es de una construcción sencilla que consiste de un casco externo de placa

de acero revestido interiormente con tabique refractario del apropiado. Como la forma y la

capacidad del distribuidor afectan las funciones de los controles principales durante la operación de

colada son diseñados de acuerdo con los resultados del modelo de flujo experimentado.

Para 1 línea Para 2 líneaPara 3 líneas

Para 4 líneas

Figura 2.4. Tipos de distribuidores.

Es muy común que en los distribuidores se utilicen placas de material aislante que se colocan en las

paredes, con lo cual se elimina el precalentamiento de dichos distribuidores, con eso se consigue

una mayor seguridad en la operación de la colada continua secuencial y aumenta considerablemente

la duración del refractario, en la tabla 2.1 se muestran materiales de revestimiento para

distribuidores de colada continua.


14 SPM&DF

Tabla 2.1. Materiales de revestimiento para distribuidores.

Usado en Tipo de producto

sugerido

Características

Paredes Concreto

90 % Al2O3

Protector de mezcla MgO 75 % MgO

Paredes de partición Concretos básicos 55-65 % de MgO o por encima del

85 % de MgO

Mejora la resistencia

Placa de impacto MgO-C Mejoría mecánica

Resistente

Boquillas del distribuidor Bicerámicos con 93 % zirconio

montura de concreto

La capacidad del distribuidor es determinada de tal manera que la columna del metal fundido sea

mantenida a una altura de 0.4 a 0.8 m. Para obtener una condición de buen flujo y que el tiempo de

colado sea el suficiente para esperar la siguiente olla para realizar la colada continua secuencial del

proceso. (5)

2.2.1 EFICAZ IMPORTANCIA DEL FLUJO DE FLUIDOS EN EL DISTRIBUIDOR DE

COLADA CONTINUA

El distribuidor siempre a, tenido una gran importancia desde el vaciado de la olla hasta el vaciado

de los moldes o lingotes, ya que es un reactor refinador continuo de acero líquido, el cual

proporciona aceros de alta calidad.

Existen tres factores fundamentales que involucran la calidad del acero, y estos son: el tipo de

escoria, las características del flujo y la temperatura del acero líquido. Dependiendo del tipo de

acero que se fabrique se diseñan escorias con la finalidad de refinar al acero, atrapar a las

inclusiones y proteger al acero líquido de la reoxidación producida por el contacto con el oxígeno

del aire.


15 SPM&DF

La calidad del acero se mejora cuando el comportamiento del flujo tiene una adecuada orientación

hacia las boquillas de salida mejorando la uniformidad del comportamiento del líquido a diferentes

velocidades de colada y cuando la turbulencia superficial del líquido disminuye, esta disminución

de turbulencia evita que se abra la escoria que protege al acero líquido del contacto del aire.

También, el comportamiento del flujo debe ser tal que se evite el atrapamiento de la escoria en el

acero líquido y que se dirijan las inclusiones hacia la superficie del baño líquido. (5)

Las variables consideradas en la optimización del flujo de fluidos en el distribuidor son las

siguientes:

• Tiempo de residencia.

• Volumen pistón.

• Volumen de mezclado.

• Volumen muerto.

• Comportamiento del fluido.

• Turbulencia en la superficie del líquido.

• Salpicadura de acero.

• Formación de vórtices.

• Cambio de olla.

El comportamiento de flujo de fluidos ejerce influencia sobre:

1. La habilidad para remover inclusiones no metálicas desde el metal a la escoria.

2. El grado de reoxidación, el que ocurre por el contacto de la atmósfera durante la intensidad

de turbulencia en la superficie del acero líquido.

3. El funcionamiento adecuado de la olla, el distribuidor y el molde.

Los parámetros que se consideran para la optimización del flujo de acero líquido durante el proceso

de colada continua son: la temperatura, la composición química y el flujo de fluidos además de la

velocidad, el comportamiento del flujo y la intensidad de turbulencia que nos permite estudiar por

medio de la modelación física.


16 SPM&DF

La remoción de inclusiones no metálicas y la disminución del grado de reoxidación son factores que

dependen del comportamiento del flujo para proporcionar una alta calidad de acero. Se conocen dos

tipos de inclusiones que son originados por los factores antes mencionados y son los siguientes:

1) Inclusiones endógenas que se deben a la reacción del oxígeno disuelto en el acero líquido con el

desoxidante (Al, Ca, Mg, Mn, Si).

2) Inclusiones exógenas se forman debido al atrapamiento de la escoria o por erosión del refractario

ocasionada por la turbulencia del acero al entrar al distribuidor.

Por la formación de inclusiones metálicas y no metálicas surgen serios defectos de superficie y

grietas en la capa solidificada del planchón. El problema se vuelve más grave cuando se arrastra

escoria desde el distribuidor al molde, y cuando hay reoxidación del acero resultando la formación

de alúmina y otras partículas de óxido. (7, 21)

El efecto de las inclusiones en las propiedades del acero repercute en la calidad del producto final

originando un efecto negativo en la resistencia a la fractura por fatiga de aceros de alta resistencia.

La iniciación de las grietas depende de su tamaño y forma, pero es independiente a su composición.

Existe un tamaño crítico mínimo para la nucleación de grietas. Las inclusiones esféricas de óxidos

mayores de 20 µm, embebidas o cerca de la superficie del planchón son fuentes potenciales de

nucleación para grietas. Las inclusiones más pequeñas son poco importantes para la nucleación pero

pueden contribuir a la propagación de la grieta y se ha documentado que la velocidad de

propagación decrece cuando la limpieza del acero es mayor. (22)

2.2.2 COMPORTAMIENTO DEL FLUJO EN DISTRIBUIDORES DE COLADA

CONTINUA

Los diferentes comportamientos del flujo de fluidos en los distribuidores de colada continua son

considerablemente ideales en sistemas reales presentando el flujo pistón y el de mezcla completa.

El flujo pistón: Se caracteriza por el comportamiento ordenado del fluido, sin que ningún

elemento del mismo sobrepase o se mezcle con cualquier otro elemento situado antes o después; en

realidad en este tipo de flujo puede haber mezcla lateral del fluido, pero nunca debe de existir

mezcla o difusión a lo largo de la trayectoria del flujo.


17 SPM&DF

La condición necesaria y suficiente para que exista flujo pistón es que el tiempo de residencia en el

distribuidor debe ser el mismo para todos los elementos del fluido. (6) El valor de la dispersión axial

del tiempo promedio de los elementos contenidos en el distribuidor que presentan un flujo pistón, es

muy pequeño, mientras que el caso de un flujo de 100 % pistón, el valor llega a ser cero. En la

figura 2.5 se representa la curva C en recipientes cerrados.

0 0 0.5 1.0 1.5 2.0

0.5

1.0

1.5

2.0

2.0=uLD

Dispersión grande

025.0=uLD

Dispersión intermedia

002.0=uLD

Dispersión pequeña

0=uLD

Flujo en pistón

∞=uLD

Flujo en mezcla completa

C

θ Figura 2.5. Representación de las curvas C en recipientes cerrados para distintas intensidades de retromezcla predichas por el modelo de dispersión. El flujo de mezcla completa: Se presenta cuando el contenido del distribuidor está

perfectamente agitado, y su composición en cada instante es la misma en todos los puntos del

distribuidor. Por consiguiente, la corriente de salida del distribuidor tiene la misma composición

que la del flujo contenido en el mismo. El valor de la dispersión axial del tiempo promedio de los

elementos contenidos en el distribuidor cuando presenta un flujo de mezcla completa, es muy

grande. En un flujo 100 % de mezcla completa, el valor de la dispersión axial tiende al infinito. (6, 7)

Como se muestra en la figura 2.5.


18 SPM&DF

En la figura 2.6 se representan los tres tipos de flujos continuos los cuales únicamente hasta la fecha

se han adoptado los reactores de flujo pistón y el de mezcla completa.

Reactivos + productos

Reactivos Productos

Reactivos

Productos

Reactor discontinuo Reactor de flujo en pistón

Reactor en mezcla completa

Figura 2.6. Esquema representativo de los reactores ideales.

La influencia del flujo no ideal en el distribuidor y el efecto sobre la calidad del producto son las

siguientes:

El retromezclado.- Se presenta en el distribuidor lo cual implica diferencia en la velocidad axial del

fluido, por consiguiente un comportamiento de flujo de mezcla completa. Este tipo de flujo no

permite flotar libremente a las inclusiones porque en lugar de ascender en el baño líquido, quedan

atrapadas en las trayectorias indefinidas del fluido. El comportamiento del flujo se relaciona con la

amplitud de las curvas DTR.

Las canalizaciones de flujo o circuitos cortos.- Reducen el tiempo que toma el trazador en salir por

primera vez por las boquillas (tiempo mínimo de residencia) y puede causar el arrastre de grandes

inclusiones al molde. En lugar de usar el volumen completo del distribuidor, este flujo viaja

directamente a las boquillas de salida. Este circuito corto del flujo, reduce a las inclusiones de

cualquier oportunidad de flotar del baño líquido a la escoria.

Vortex.- Es un remolino que es provocado por la turbulencia del acero, debido a este fenómeno

tenemos contaminación en el acero, por arrastre de escoria hacia el molde.


19 SPM&DF

Zonas estancadas o volumen muerto.- Se le denomina al flujo que se mueve lentamente en el

distribuidor y permanece más de dos veces del tiempo promedio de residencia, la cantidad de acero

que permanece en esta zona pierde temperatura con el tiempo por lo que puede llegar a solidificarse

y ocasionar taponamiento en las salidas del distribuidor. Un buen comportamiento del distribuidor

será aquel donde el porcentaje de volumen muerto sea menor. En la figura 2.7 se muestran los

reactores de flujo no ideal.

Circuitos cortos

Zonas estancadas

Circuitos muy cortos y bypass

Figura 2.7. Esquema representativo del flujo no ideal en los reactores.

El comportamiento real en el distribuidor nunca se ajusta exactamente a situaciones idealizadas, en

muchos casos se aproxima tanto a estas condiciones que podemos admitir este comportamiento

ideal sin incurrir en error apreciable, sin embargo, en otros casos las desviaciones pueden ser muy

grandes y originarse por formación de canalizaciones del flujo, por recirculación del fluido, o como

mencionamos anteriormente por la influencia del flujo no ideal en el distribuidor. En la figura 2.8 se

representan algunos casos de flujo no ideal que se presentan en el distribuidor. (7) Estas desviaciones

no deben ocurrir, ya que originan una disminución en la eficiencia del sistema.


20 SPM&DF

0

0

0.5

1.0

1.5

2.0

(a)

(b) (c)

1

2 3

4

CIRCUITOS CORTOSVOLUMEN MUERTO

RETROMEZCLADO

(b)

(c)

(a) C

θ

Figura 2.8. Tipos de flujo no ideal que se presentan en el distribuidor de colada continua y los efectos que surgen en las curvas DTR. La condición necesaria se deduce directamente a partir de la definición de flujo en pistón, pero la

condición suficiente (que los mismos tiempos de residencia impliquen flujo en pistón) se puede

establecer solamente a partir del segundo principio de la termodinámica.

2.3 DISTRIBUCIÓN DEL TIEMPO DE RESIDENCIA (DTR)

Al parecer, la idea de usar la distribución de tiempos de residencia en el análisis del desempeño de

reactores se propuso por primera vez en un trabajo pionero de MacMullin y Weber. (8) Sin embargo,

parece ser que el concepto no se aplicó antes del principio de la década de 1950, cuando

Danckwents. (9) Estructuró y organizó el tema definiendo la mayor parte de las distribuciones de

interés. El cada vez más amplio acervo de trabajos sobre el tema que se ha acumulado desde

entonces se ha ajustado en general a la nomenclatura de Danckwents.


21 SPM&DF

Si supiéramos exactamente lo que sucede en el interior del distribuidor, es decir si supiéramos

exactamente de una representación completa de la distribución de velocidades del fluido, podríamos

predecir el comportamiento del distribuidor. Simplemente necesitamos saber cuánto tiempo

permanece cada una de las moléculas en el recipiente, o más exactamente la distribución de tiempos

de residencia de la corriente del fluido. Esta información puede determinarse de manera fácil y

directa por un método de investigación empleado ampliamente: el método experimental

estímulo-respuesta. (6) Las curvas DTR, del fluido en un distribuidor se utilizan para caracterizar las

diferentes características de tipos de flujos como son: volumen pistón, volumen de mezclado y

volumen muerto, y es estudiada por el estimulo de un una inyección de trazador (colorante rojo tipo

vegetal) en la corriente de entrada del distribuidor y monitoreando su concentración a la salida. (7)

Curva E: La distribución de estos tiempos en la corriente del fluido que sale del recipiente se

denomina distribución de la edad a la salida E, o distribución DTR del fluido. (6) En la figura 2.9.a

se representa la curva de distribución de edad a la salida E para el fluido que pasa a través de un

recipiente. La corriente en la distribución del reactor puede ser afectada por los parámetros del

diseño y las variables de operación.

Curva F: Cuando la corriente del fluido que entra al distribuidor no contiene trazador alguno,

y le imponemos una señal trazadora en escalón, de concentración C0 en la corriente de fluido que

entra al distribuidor, se denomina curva F a la curva representativa de la concentración del trazador

a la salida del recipiente (midiendo esta concentración a la salida en función de su concentración a

la entrada, C/C0) frente al tiempo. En la figura 2.9.b se representa esta curva y se observa que

siempre es ascendente desde 0 hasta 1.

Curva C: Cuando la corriente del fluido que entra al distribuidor no contiene trazador alguno, y le

imponemos una señal en impulso idealizada de trazador (señal trazadora que se inyecta de modo

virtualmente instantáneo y que frecuentemente se conoce con el nombre delta o pulsación) se

denomina curva C a la respuesta normalizada del trazador en la corriente de salida frente al tiempo.

En la figura 2.9.c se muestra la curva C.


22 SPM&DF

Curva DTR o curva E

Área total = 1

Fracción de la corriente de salida contiempo de residencia >

t0

0

E

a) Representación de la distribución del tiempo de residencia o DTR

t1

t1

Señal de entrada en escalón

Señal de salida del trazador o curva F

t0

0

1

F

b) Señal característica aguas abajo, denominada curca Ft

Señal de salida del trazador o curva C

Área = 1

Señal de entrada en impulso ideal

0

0

C

tt

c) Señal característica aguas abajo, denominada curva C

Figura 2.9. Representación gráfica de los diferentes métodos de curvas DTR. a) Representación de la distribución del tiempo de residencia o DTR, b) Señal característica aguas abajo, denominada curva F, c) Señal característica aguas abajo, denominada curva C.


23 SPM&DF

2.3.1 TÉCNICA EMPLEADA PARA EL ANÁLISIS DE CURVAS DTR

La técnica empleada para el análisis de las curvas DTR es una adaptación de los diferentes métodos

que existen en literatura para caracterizar el comportamiento de los distribuidores. La DTR se

determina experimentalmente inyectando una sustancia, molécula o átomo inerte trazador, en el

distribuidor en algún instante t=0 y midiendo después la concentración del trazador, C, en la

corriente del efluente en función del tiempo. Además de ser una especie no reactiva fácil de

detectar, el trazador debe tener propiedades físicas similares a las de la mezcla de reacción y debe

ser totalmente soluble en la mezcla. Además, el trazador no debe adsorberse en las paredes ni otras

superficies del distribuidor. Estos últimos requisitos, son necesarios para que el comportamiento del

trazador refleje fielmente el del material que fluye a través del distribuidor. (10) En la figura 2.10 se

muestra la secuencia de alimentación experimental en un distribuidor de colada continua.

Distribuidor

Alimentación

Inyección

Efluente

Detección Figura 2.10. Diagrama de la alimentación experimental en el distribuidor. (10)

Con la finalidad de caracterizar el grado de flujo no ideal en el distribuidor es necesario recurrir a

una serie de técnicas experimentales que se engloban en la denominación general de técnica:

estímulo-respuesta. (6) Este método experimental consiste en estimular al sistema mediante una

perturbación y analizar la respuesta a este estímulo.


24 SPM&DF

El estímulo es una inyección de un trazador (Colorante rojo) en el flujo que entra al distribuidor,

mientras que la respuesta es una representación del trazador a la salida del distribuidor frente al

tiempo. Puede emplearse como trazador cualquier sustancia que pueda detectar y que no perturbe el

tipo de flujo en el recipiente, y cualquier tipo de señal de entrada: una señal al azar, una señal

periódica, una señal en escalón, o una señal en impulso. En la figura 2.9 se representan estas

señales, así como sus respuestas características. (6) El análisis con elementos trazadores es utilizado

para medir la distribución del tiempo de residencia (DTR), el cual provee datos necesarios para

comparar el flujo del acero líquido en diferentes diseños de distribuidores.

1.- CÁLCULO DEL TIEMPO PROMEDIO DE RESIDENCIA (TPR)

Esta es la medida más importante cuando se caracteriza una distribución de tiempos de residencia

en el distribuidor, también se le denomina media o centroide de la distribución. Un buen diseño del

distribuidor, será aquel en donde el tiempo promedio de residencia sea el mayor ya que el fluido

permanece más tiempo en el distribuidor para permitir la flotación de las inclusiones.

∫

∫∞

∞

=

0

0

dtc

dtctt [2-1]

2.- CÁLCULO DEL NÚMERO DE DISPERSIÓN ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛uLD

Después del tiempo promedio de residencia, la siguiente magnitud descriptiva, en orden de

importancia, es la amplitud de la distribución de tiempo de residencia que se mide por la varianza

que se define por la ecuación [2-3].

tt

dtc

dtc2

0

0

2

2

−=

∫

∫∞

∞

σ [2-2]


25 SPM&DF

t 2

22 σσ θ= [2-3]

El grupo adimensional ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛uLD (6) es conocido como módulo de dispersión del distribuidor, este

parámetro mide el grado de dispersión axial de la velocidad en el sistema, y se calcula de la

siguiente manera.

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛−⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=

DuL

uLD

uLD exp122

22σ θ

[2-4]

0→⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

uLD (dispersión despreciable), se tiende a flujo pistón.

∞→⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

uLD (dispersión grande), se tiende a flujo en mezcla completa.

En general, este modelo presenta satisfactoriamente el flujo cuando no se desvía demasiado del

flujo en pistón, por ejemplo en lechos de relleno y en tuberías (largas si el flujo es laminar). En la

figura 2.5 se muestran los valores del modulo de dispersión de acuerdo a la forma de la curva DTR.

3.- CÁLCULO DEL TIEMPO ADIMENSIONAL (θ)

Para el estudio de los distintos arreglos usados en el distribuidor, es conveniente medir el tiempo en

función del tiempo promedio de residencia calculado, dando una medida adimensional:

tt i

i=θ [2-5]

El subíndice i se refiere a que este tratamiento se le debe aplicar a todos los datos registrados en el

experimento.

Tiempo adimensional (θ). (6)


26 SPM&DF

4.- CÁLCULO DE LA CONCENTRACIÓN ADIMENSIONAL (C)

Se denomina curva C o curva DTR a la respuesta normalizada del trazador en la corriente de salida

con respecto al tiempo adimensional.

La normalización se lleva acabo dividiendo la concentración entre el área (A) bajo la curva

concentración-tiempo (cantidad de trazador que sale del distribuidor en la boquilla de análisis).

∫∞

=0

θdcA [2-6]

∫∞

=0

1 θdC [2-7]

10

=∫∞

θdAc [2-8]

AcC i

i= [2-9]

El subíndice i se refiere a que este tratamiento se le debe aplicar a todos los datos registrados en el

experimento.

Concentración adimensional (C). (6)


27 SPM&DF

5.- CÁLCULO DEL VOLUMEN MUERTO (Vd)

Es la fracción del fluido que permanece en el distribuidor en un tiempo mayor a dos del tiempo

adimensional y se calcula con la siguiente ecuación.

∫

∫∫−= 2

0

2

02

0

1

θ

θθ

dC

dCdC

VV d [2-10]

6.- CÁLCULO DEL VOLUMEN PISTÓN (Vp)

Se considera cuando el 1% del total de colorante inyectado ha salido por las boquillas.

01.0 0

=∫VVp

dC θ [2-11]

7.- CÁLCULO DEL VOLUMEN DE MEZCLADO (Vm)

Esta fracción se calcula utilizando la siguiente ecuación.

VV

VV

VV dpm −−=1 [2-12]

Mediante los diferentes cálculos se puede analizar los diferentes volúmenes que se presentan en el

distribuidor de colada continua.


28 SPM&DF

2.4 MODELACIÓN FÍSICA DEL MODELO DE AGUA

Los procesos metalúrgicos reales en la industria, son difíciles de estudiar por las elevadas

temperaturas del acero lo que hace imposible el análisis del comportamiento del flujo de fluidos

dentro del distribuidor, esto ha sido objeto de estudios extensivos en los años recientes del

comportamiento del flujo de fluidos en sistemas de producción de acero. Las técnicas más usadas

recientemente han incluido modelos matemáticos, estudios de trazador reactivo y modelos de agua.

La predicción matemática del modelo de flujo es una técnica que ha tenido resultados mejorados en

los procesos de colada continua en los años recientes con el desarrollo de modelos matemáticos,

modelos de turbulencia mejorados y equipos de alta tecnología más eficientes. El cual nos da un

trabajo experimental más adecuado en la simulación matemática, consecuentemente para dar una

explicación de los resultados experimentales obtenidos más exactos, además de proporcionar

nuevas líneas de investigación en el diseño experimental.

La modelación física es una herramienta empleada para simular el proceso real sustituyendo la

escala, así como sus propiedades físicas en cuanto a números adimensionales se refiere para

estudiar los fenómenos que ocurren en los sistemas de colada continua. Las investigaciones se han

orientado a áreas de diseño de boquillas, comportamiento de la corriente, tipo de flujo en el molde

y tipo de flujo en el distribuidor. El estudio de modelos físicos, en el comportamiento de flujo de

fluidos, han hecho una revisión sobre, los principales trabajos desarrollados en el distribuidor de

colada continua. Los métodos para el modelado físico, intervienen con tanta frecuencia estudios

ingenieriles en mecánica de fluidos. Usando un modelo de agua de tamaño real con un modelo a

escala similar al del prototipo (industrial), asociado con los criterios de Reynolds y Froude pueden

cumplirse mediante la siguiente regla:

Si se construye un modelo físico a escala del prototipo industrial, y los factores de escala son tales

que los números de Froude y Reynolds son iguales para ambos, los dos sistemas están descritos por

idénticas ecuaciones diferenciales adimensionales. Si además las condiciones adimensionales inicial

y límite son las mismas (lo cual sólo es posible si los sistemas son geométricamente semejantes),

los sistemas son matemáticamente idénticos; es decir, que la distribución de la velocidad

adimensional (v) y la distribución de presión adimensional (p) son las mismas en cada uno de ellos.

Se dice entonces que tales sistemas son “dinámicamente semejantes”. Para describir

apropiadamente el comportamiento del sistema real. (12,19)


29 SPM&DF

2.4.1 CRITERIOS DE SIMILITUD

La modelación física a escala del prototipo industrial, nos permite en un modelo de agua estudiar

los diferentes fenómenos que ocurren en el prototipo real, lo cual deben satisfacer los principales

criterios de similitud, para el desplazamiento del fluido el cual deben cumplir los siguientes criterios

de similitud:

1.- Similitud geométrica (dimensiones). Se refiere a la similitud en la forma y dimensión para un

sistema. Dos sistemas son geométricamente similares, si la relación entre la longitud de un sistema

y su correspondiente longitud en el otro sistema es la misma en cualquier sitio. La relación es

llamada factor de escala.

2.- Similitud cinemática (movimiento del(los) fluido(s)). Representa similitud del movimiento del

fluido. Las corrientes en un sistema deben ser geométricamente similares a las corrientes en otro

sistema.

3.- Similitud dinámica (fuerzas). Representa similitud de fuerzas. Se observa similitud dinámica

entre dos sistemas cuando las magnitudes de las fuerzas en puntos correspondientes en cada sistema

se encuentran en relación fija.

Los principales números adimensionales que se involucran en los criterios de similitud geométrica,

cinemática y dinámica en el modelo físico en estudio son los siguientes:

Número de Froude: [2-13]

Número de Reynolds: [2-14]

Número de Weber: [2-15]

lesavitacionaFuerzas grercialesFuerzas in

gLvN fr ==

2

scosasFuerzas viercialesFuerzas inLvN ==

μρ

Re

uperficial tensión sFuerzas deercialesFuerzas inLvNWe ==

σρ2


30 SPM&DF

2.4.2 DISEÑO DEL MODELO FÍSICO RELACIONADO CON EL NÚMERO DE FROUDE

Para relacionar el número de Froude con la similitud del modelo de agua debe mantenerse la

semejanza en relación con el escalamiento entre el modelo físico y el del prototipo real, el cual el

número de Froude es uno de los parámetros más adecuados ya que predominan las fuerzas

inerciales y de gravedad para la reproductibilidad en el modelo de agua de los fenómenos de interés

que ocurren en el prototipo. (6)

En la simulación de un flujo conducido por la fuerza de gravedad en un sistema de colada continua,

requiere:

FrFr pm=

Donde:

m = modelo, p = prototipo

Por lo tanto:

gLv

gLv

p

p

m

m

22

=

Arreglando términos.

vv

LL

p

m

p

m2

2

= [2-16]

Si se define a la relación como el factor de escala de longitud y a la relación como el

factor de escala de velocidad y se sustituye en la ecuación [2-16], se tiene:

LL

p

m

vv

p

mL f

v f


31 SPM&DF

vL ff

2= [2-17]

La velocidad del fluido en el orificio de la salida del distribuidor depende de la presión debido a la

altura del fluido de acuerdo a la siguiente ecuación:

ghv 2= [2-18]

La ecuación [2-18] se puede escribir tanto para el modelo como para el prototipo como:

ghv mm 22 = [2-19]

ghv pp 22 = [2-20]

Dividiendo la ecuación [2-19] entre la ecuación [2-20] y sustituyendo a la relación por el

factor de escala de altura , se tiene:

hv ff =2 [2-21]

De la ecuación [2-17] y [2-21], se tiene que:

Lh ff = [2-22]

La ecuación [2-22] muestra que la altura hidráulica y la dimensión lineal deben ser escaladas en la

misma relación.

El factor de escala para el tiempo puede obtenerse con la ayuda de la siguiente relación:

vLt

f

ff tiempodelescaladefactor == ) (

hh

p

m

h f


32 SPM&DF

Este factor de escala puede ser escrito en términos del factor de longitud después de la sustitución

en la ecuación [2-17].

Lt ff = [2-23]

De la misma manera, se puede derivar un factor de escala para la velocidad de flujo Q , a partir de

los factores de longitud y tiempo:

tLQ

f

f

f

3

=

El cual puede ser escrito en términos del factor de longitud después de sustituir en la ecuación

[2-23].

LQ ff25

= [2-24]

QLQ pfm

5.2= [2-25]

El flujo a través de un orificio de área A está dada por:

vAQ = [2-26]

De la ecuación [2-26] se obtiene la relación de flujo volumétrico entre el modelo y prototipo donde

se considera el diámetro del orificio (d) para el cálculo del área, se tiene que:

dvdv

QQ

pf

mm

p

m2

2

= [2-27]


33 SPM&DF

La ecuación [2-27] puede ser arreglada considerando el factor de escala lineal después de la

substitución en las ecuaciones [2-17] y [2-24]:

Ld ff = [2-28]

La escala de la boquilla se reduce, de acuerdo con la dimensión lineal.

El desarrollo anterior demuestra que para flujos en donde el comportamiento del fluido depende de

las fuerzas gravitacionales, la equivalencia del número de Froude se cumplirá si todas las

dimensiones (tamaño del distribuidor, áreas de los orificios y altura hidráulica) son escaladas de

acuerdo a un simple factor de escala.

El modelado con una escala reducida de acuerdo a un simple factor es apropiado para el estudio del

comportamiento del fluido y este comportamiento está relacionado a la formación de vórtices y

distribución de tiempos de residencia del fluido. Demostrando que el agua puede simular al acero

líquido debido a que la viscosidad cinemática del acero y del agua son prácticamente iguales a la

temperatura de trabajo, en la tabla 2.2 se dan las propiedades físicas del agua y del acero líquido,

demostrando que es una herramienta que simula el proceso real sustituyendo las escalas y

materiales de operación por otros.

Tabla 2.2. Herramienta que simula el proceso real sustituyendo las escalas y materiales de operación por otros.

PROPIEDAD

AGUA (20°C)

ACERO (1600°C)

Viscosidad absoluta (µ) (Kg/ms)

0.001 0.0064

Densidad (ρ) (Kg/m3) 1000 7014

Viscosidad Cinemática (v) (m2/s) 1.0x10-6 0.913x10-6

Tensión superficial (σ), N/m 0.073 1.6


34 SPM&DF

2.5 FABRICACIÓN Y TIPOS DE BOQUILLAS

En la figura 2.11 se muestran varios tipos de boquillas; las que se colocan y se sujetan desde el

interior del distribuidor y las que se colocan por la parte externa del mismo. Las boquillas abiertas

(a), se utilizan principalmente para colar palanquillas y tochos, en tanto que las boquillas

sumergidas (b y c), se utilizan para colar tochos grandes y planchones. Estas boquillas se

seleccionan apropiadamente de acuerdo con las dimensiones del producto a colar, clase de acero y

de lubricante, por ejemplo aceite o polvo.

a) b)

c)

Figura 2.11. Tipos de boquillas para el distribuidor. a) Boquillas abiertas, b y c) Boquillas sumergidas. Las boquillas se fabrican de silicato de zirconio (ZrSiO4), por su alta refractariedad y elevada

resistencia a la erosión, la cual es provocada por el tiempo prolongado de colado (colada continua

secuencial). También se pueden fabricar de grafito (C), o de sílice (SiO2), fundida sobre todo las

boquillas sumergidas.


35 SPM&DF

2.6 DISEÑO DEL DISTRIBUIDOR

El distribuidor ha sido diseñado para ser capaz de realizar los movimientos siguientes:

• Balanceo: Para eliminar el metal fundido sobrante, escoria, etc. Para una acción de

emergencia.

• Moviendo hacia arriba y hacia abajo: para una acción de emergencia. Para el manejo de las

boquillas sumergidas.

• Giro: Para el manejo de las boquillas sumergidas. Para centrar la boquilla en el molde. Para

trasladarlo a la estación de precalentamiento. Para el cambio de distribuidor.

• Transversal: Para centrar la boquilla en el molde. Para trasladarlo a la estación de

precalentamiento. Para el cambio de distribuidor.

El número de distribuidores por máquina de colada continua varía de 8 a 12. El área de

revestimiento, reparación y secado de los distribuidores debe estar en la misma nave, donde se

encuentra la máquina. Todo esto facilita la operación y la mantiene sincronizada entre los hornos y

la máquina.

Desde los primeros días de la colada continua, el distribuidor ha servido como tal, distribuyendo el

acero fundido, que le llega desde la olla hacia uno o más moldes. Durante este proceso de transporte

del metal, hay una considerable oportunidad para interacciones entre el acero fundido y otras tres

fases:

1. Gas.

2. Escoria.

3. Refractarios.

De aquí que el distribuidor se convierte en un reactor metalúrgico continuo en lugar de un simple

recipiente de transporte que podía ser considerado como químicamente inerte. De esta manera el

acero se enfrenta con el reto, así como con la oportunidad, de asegurar que las reacciones que tienen

lugar durante la operación de transporte mejoren la calidad del acero.


36 SPM&DF

2.6.1 EL DISTRIBUIDOR EN LA PLANATA SIDERÚRGICA

Dentro del sistema de aceración el distribuidor cumple tres papeles muy importantes:

1. Como un eslabón crítico en la cadena de aceración de calidad.

2. Como un refinador metalúrgico continuo.

3. Como transmisor de señales metalúrgicas. (Señales eléctricas, Señales ópticas, Señales

vibratorias, señales sónicas y ultrasónicas).

El sistema para la producción exitosa de acero de alta calidad puede ser visto como una “cadena de

calidad” que consiste de un cierto número de reactores metalúrgicos eslabonados por medio de una

serie de operaciones de transporte (Figura 2.12). Además del horno primario de fusión, otros

recipientes de reacción incluyen a la olla, el distribuidor y el molde. Las operaciones de transporte

entre uno y otro reactor deben ser controladas cuidadosamente de otra manera se convierten en

“eslabones débiles”, en la “cadena de calidad”. Para la producción de aceros de calidad, el objetivo

debe ser mejorar continuamente la calidad conforme el metal pasa desde un reactor al siguiente. En

cada caso el reactor puede ser diseñado para incluir una serie de operaciones que incluyen el control

químico, físico y térmico ordenados de tal manera que el distribuidor y el molde sirvan como

refinadores continuos en lugar de contaminadores continuos. En metalurgia es importante el estudio

del distribuidor, así como el del molde.

Distribuidor

Olla

Molde

Buza

Figura 2.12. El distribuidor.- Un reactor continuo, eslabonado a la olla que es un reactor por carga, con los moldes que son unos reactores continuos.


37 SPM&DF

Muchos acereros ya han estado optimizando el diseño de los distribuidores para controlar el flujo

del metal y así aprovechar la ventaja del tiempo de residencia utilizable para la eliminación del

acero fundido de los productos de la reacción en suspensión (Figura 2.13). Como una consecuencia

de este acercamiento, los productores de acero, ahora están en posición de considerar otras medidas

que pueden ser tomadas para el mejoramiento máximo de la calidad cuando el distribuidor es

utilizado como un refinador continuo. Esto pone al descubierto nuevas áreas y oportunidades para

desempeñar funciones metalúrgicas adicionales en el distribuidor. Con la evolución de la colada

continua secuencial, el incremento en las velocidades de colada y la exigencia de una calidad

mejorada, ha habido un avance hacia los distribuidores con mayor capacidad. Esto ha tenido un

efecto benéfico significativo sobre la separación de las inclusiones.

INHIBIDOR

Figura 2.13. Control de flujo en el distribuidor para optimizar la distribución del tiempo de residencia para cada línea y mejorar la flotación de las inclusiones mediante la eliminación de los circuitos cortos.


38 SPM&DF

Transmisores de señales metalúrgicas.

• Señales eléctricas: El método LIMCA (Liquid Metal Cleanlines Analysis) para la

medición de las inclusiones no metálicas en términos de distribución en número,

densidad y tamaño.

• Señales ópticas: Un sistema para la detección de escoria en un chorro contenido

dentro de una atmósfera protectora.

• Señales vibratorias: debido a una diferencia significativa en la densidad entre el metal

y la escoria, hay un cambio en el momentum de transporte a una boquilla refractaria

sumergida desde el acero fundido cuando la escoria penetra al chorro.

• Señales sónicas y ultrasónicas: Tecnología por medio de la cual es posible monitorear

en forma continua la velocidad de desulfuración del acero fundido durante la

inyección de reactivos apropiados mediante la detección de vibraciones acústicas

causadas por la oscilación de las burbujas presentes en el acero fundido turbulento.

2.6.2 El MOLDE

El molde es una de las partes más importantes de la máquina de colada continua. Las funciones

principales son recibir el acero desde el distribuidor y el enfriamiento primario del acero debido al

cual se forma rápidamente una cáscara o costra solidificada de metal, lo suficientemente gruesa para

resistir el esfuerzo de tracción que ejercen los rodillos extractores, para llevar el producto en

solidificación a la zona de enfriamiento por regaderas o aspersores (enfriamiento secundario).

Durante la solidificación primaria se presenta la mayoría de los problemas de la colada continua,

como lo es tanto para la calidad del producto que se está colando, algunas veces le causa fallas

internas, superficie defectuosa, fracturas por deformación, etc. Como para la máquina limita la

máxima velocidad de colada utilizable para colar sin roturas.

Los moldes más ampliamente utilizados son fabricados de placa de cobre puro o de una aleación

especial de cobre por su alta conductividad del calor, suficiente resistencia a la tensión térmica y al

desgaste. El molde en sí, se enmarca en un revestimiento de placas de acero. Entre las placas de

cobre y las de acero hay un espacio, a través del cual se hace circular el agua en volumen y

velocidad necesarios para conseguir el grado de enfriamiento necesario.


39 SPM&DF

Aproximadamente el 10 % del calor del producto o barra se elimina en el molde mientras el acero

pasa a través de él.

Las dimensiones de la cavidad del molde, corresponde aproximadamente a las del producto por

colar. Las dimensiones internas del molde presentan una ligera conicidad de aproximadamente

0.8 m. La parte superior es ligeramente mayor que la parte inferior. Estas dimensiones han sido

determinadas de tal manera que aún con la contracción del acero y el efecto normal de rolado de los

rodillos extractores, la barra conserva la sección geométrica deseada.

La longitud o altura de los moldes varían entre 0.61 a 1 m. Se considera que la altura más apropiada

es de 0.9 m.

Con el objeto de incrementar la duración del molde se emplean placas de cobre cromadas en su

cara interior. Los moldes rectos duran más que los curvos.

El molde tiene un mecanismo de oscilación que se acciona durante todo el tiempo que dura la

colada, la carrera del movimiento oscilatorio es de aproximadamente 0.025 m, con una frecuencia

máxima de 120 golpes por minuto (en las máquinas modernas es de 160 a 180).

Con el objeto de que el acero fundido no esté en contacto directo con las paredes del molde y, se

deterioren rápidamente, la máquina de colada continua cuenta con un sistema de lubricación

mediante aceite o polvos escorificantes. Estos polvos forman una cubierta sobre la superficie del

metal en el molde, que protege al metal contra la oxidación.

La velocidad de colada para un molde dimensionalmente estable con un enfriamiento eficaz y con

una conicidad apropiada y una oscilación en el arco correcto de la máquina fue posible incrementar

la velocidad de colada.

La velocidad máxima de colada para cualquier tamaño de producto dado es directamente

proporcional a la longitud del soporte proporcionado a la cara de la cáscara solidificada e

indirectamente proporcional al ancho de dicha cara.

Las investigaciones han mostrado que la fórmula siguiente proporciona una estimación razonable

sobre la velocidad máxima de colada para cualquier tamaño de producto:


40 SPM&DF

DV MC

L5.23=

En donde:

VC = velocidad de colada (ton/min)

L = longitud de soporte (m)

DM = ancho del producto (m)

También se tiene una correlación razonable entre la velocidad de colada y la longitud del molde.

Para velocidades más altas de colada se necesita una mayor cantidad de agua en los aspersores. El

incremento mínimo es, relativamente, proporcional al incremento de la velocidad de colada. Para

controlar la temperatura de la costra o cáscara solidificada con un pequeño recalentamiento para

disminuir la longitud metalúrgica igualmente se necesitará más agua. En la tabla 2.3 se muestran las

características de aspersores durante el enfriamiento de acero a diferentes velocidades de colada. (5)

Tabla 2.3. La velocidad de colada para un molde proporcionara un enfriamiento eficaz del acero. Esta tabla está basada en la colada de un cuadrado de 0.15 m. Si el agua de los aspersores solo se incrementa de una manera directamente proporcional a la velocidad de colada entonces la longitud metalúrgica se incrementará. Si se requiere de la máxima velocidad de colada posible entonces, igualmente se necesitará más agua y se debe permitir un aumento en la longitud metalúrgica.

VELOCIDAD

DE COLADA

AGUA TOTAL EN

LOS ASPERSORES

AGUA EN LOS

ASPERSORES

LONGITUD DE LA

ZONA

DE ASPERSORES

LONGITUD DEL

CENTRO LÍQUIDO

ton/min

l/min

l/min

m

m

2.5

725

1.64

3.3

15.8

2.8

810

1.64

3.3

18.3

2.8

1094

2.2

6.3

16.0

3.4

1610

2.6

10.3

18.4


41 SPM&DF

2.6.3 VACIADO DE LINGOTES Y COLADA CONTINUA

La pérdida de temperatura ocurre del contenido de acero fundido en el vaciado de la olla y el

distribuidor durante el proceso de colada continua (Figura 2.14.a). Esto tiene que ser reducido, ya

que diferencias pequeñas de temperatura pueden afectar considerablemente la calidad de

planchones o palanquillas que son producidos.

En parte la perdida de temperatura es por la conducción a través de las paredes laterales y el

interior más bajo de una olla, y en consecuencia como un resultado de convección y radiación de la

superficie. Estas últimas pérdidas son reducidas por el uso de una capa de escoria de, 0.05 m o más

gruesa de espesor, en la superficie del acero. Por lo que la escoria actúa como una eficaz capa

térmica. Por otra parte, una olla puede utilizar una tapa para mantener la temperatura adecuada del

acero.

La solidificación de colada continua de planchones o de lingotes, es también un claro ejemplo de un

proceso de transferencia de calor. Dentro de esto, la velocidad de solidificación del metal repercute

en la cantidad de calor extraído a través de las paredes del molde. Por ejemplo, para apropiados

ajustes de velocidades de enfriamiento en la sección superior de moldes estáticos (Ejemplo., por uso

de compuestos en las superficies y materiales aislantes), los rendimientos de lingotes pueden ser

enormemente mejorados por anulación (o limitación) de la profundidad de tubería comúnmente

formado como un resultado de contracción de metal durante el enfriamiento (Figura 2.14.b).

El fenómeno de transferencia de masa en un lingote en el proceso de colada son percatadas como

importantes, aunque menos obvias. Por lo tanto, dependiendo sobre el tipo y calidad de acero

deseado (Ejemplo., un acero sin rebaba), la abundante existencia de oxígeno contenido en el acero

es mejorado a fin de que, durante el posterior enfriamiento en el molde, la disminución en

solubilidad de oxígeno entre el acero líquido y sólido puedan precipitarse añadiendo porciones de

FeO, así aumenta la concentración local del producto de oxígeno y carbono disuelto.

Como un resultado de, las presiones parciales excedido del monóxido de carbono, la presión

hidrostática (o ferrostática) en el líquido exactamente delante de la interface de enfriamiento, de ese

modo generando burbujas de CO por nucleación.


42 SPM&DF

La intención es para comparar el desarrollo de velocidad de burbujas del monóxido de carbono con

la velocidad de contracción del metal durante el enfriamiento, para eliminar cavidades en reducción

de grosor en un lingote y remplazarlos con pequeñas vacantes dispersadas. Estas vacantes son

fáciles de soldar durante subsiguientes operaciones de laminación.

Algunos estudios de flujo del chorro de acero se presentan en el proceso de colada continua los

cuales tienen que ser transportados por compañías de acero independientes, para determinar el

camino óptimo en el cual un patrón de flujo recirculante puede ser ajustado para mantener reducida

a la escoria y para favorecer aglomeraciones y flotaciones de impurezas de tamaño-micrómetrico

(Ejemplo., productos de acero de reoxidación de silicato de manganeso).

Para abordar tales problemas, un entendimiento del fenómeno del flujo de fluidos y las

interacciones partícula-líquido es también de importancia para los procesos metalúrgicos. (14, 23)

ACERO LÍQUIDO

Molde del lingote

Base del lingote

Boquilla deentrada deslizable

(b)

Placas aislantes

Chorro de acero

DISTRIBUIDOR

Flotación de inclusiones

Rociador de agua

Enfriamiento

Salida de planchones

Boquilla de entrada sumergida

Escoria

(a)

Películade escoria (sólido y líquido)

Figura 2.14. Proceso del vaciado de acero en lingotes y colada continua. a) Ilustración de un típico proceso de colada continua, b) Ilustración de un típico proceso de colada de lingotes.


43 SPM&DF

2.7 FUNDENTES UTILIZADOS EN EL DISTRIBUIDOR

Sería imposible realizar operación alguna de fusión sin escoria por ende la escoria es de tal

importancia en el acero líquido. La escoria es el medio que flota sobre la superficie del acero

líquido y actúa como receptor líquido para las impurezas, excepto las que escapan como gases. (20)

Tradicionalmente el material más ampliamente utilizado como escoria en el distribuidor, ha sido la

cáscara del arroz. Este material contiene más de 80 % de sílice y es muy apropiado para

proporcionar un aislamiento térmico del acero fundido. Sin embargo, como las funciones del

distribuidor se han ampliado; de un simple recipiente de transvase a un refinador metalúrgico

continuo, los requerimientos para el fundente para el distribuidor también se han ampliado. Bajo

estas circunstancias las escorias para el distribuidor tienen tres funciones importantes:

1. Proporcionan un aislamiento térmico de tal manera que el grado de sobrecalentamiento del

metal pueda ser controlado con precisión. Esto tiene implicaciones importantes para el

consumo de energía, duración del refractario, características químicas y físicas del producto

colado.

2. Sirven como un depresor químico para la absorción de los productos no metálicos de la

reacción tales como los óxidos y los sulfuros, así como escoria o partículas de refractario

arrastradas desde la olla las cuales, de otra manera, terminarían como inclusiones en el

acero solidificado.

3. Proporcionan una barrera contra la contaminación del acero por oxígeno, nitrógeno e

hidrógeno desde la atmósfera que lo rodea.

Mientras que el aislamiento es proporcionado mejor por una cobertura de escoria en polvo, por

ejemplo algún material sólido con un alto grado de porosidad, las otras funciones necesitan de una

escoria líquida. El grado con que una escoria cumplirá cualquier función específica es influenciado

por las propiedades químicas y físicas de dicha escoria las cuales dependen de la estructura de la

misma y la que es controlada directamente por la composición de la escoria. Además debe

disminuirse al máximo el ataque del refractario por la escoria, así como la posible contaminación

del acero por los componentes presentes en la misma.


44 SPM&DF

En vista de estas consideraciones hay necesidad de diseñar escorias que sean más apropiadas para la

metalurgia del distribuidor que la cáscara de arroz rica en sílice. Esto se vuelve cada vez más

importante cuando se han hecho pruebas para producir un acero más limpio mediante la utilización,

de refractarios básicos en el distribuidor y por medio del diseño de sistemas de flujo de fluidos para

mejorar la separación de los no metálicos. Se requieren escorias sintéticas que tengan la capacidad

de absorber las inclusiones no metálicas y aún, sobre una fluctuación de cambios de composición

para mantener sus características químicas y físicas. Por ejemplo, si la escoria es demasiado viscosa

y su capacidad de absorber de la sílice es limitada, la eliminación de inclusiones desde un acero

desoxidado con silicio, también es limitada. Por otro lado si la escoria es demasiado fluida puede

más fácilmente penetrar y ser arrastrada desde el distribuidor y penetrar en el molde.

Un aspecto del desempeño de la escoria que tienen, una relación directa con todas las funciones

previamente mencionadas, es su comportamiento durante la fusión. De esta manera la composición

química de la escoria puede ser relacionada directamente a las propiedades de la misma que a

cambio puede ser correlacionada con el funcionamiento de la escoria en la práctica. También se han

realizado experimentos en que los aceros fundidos con y sin cubierta de escoria han sido expuestos

a atmósferas húmedas. Los resultados mostraron que:

• A medida que aumenta la basicidad en la escoria, se incrementa su capacidad de

absorción de la humedad de la atmósfera.

• A medida que aumenta la basicidad de la escoria, se incrementa la velocidad de

difusión del hidrógeno a través de la interface escoria-metal.

• La velocidad de absorción del hidrógeno por el metal, desde una escoria básica

expuesta a una atmósfera húmeda es mayor que la velocidad de absorción por dicho

metal cuando está expuesto directamente a la atmósfera, esto es, en ausencia de la

fase escoria.

La última observación es atribuible a la rápida reoxidación que tiene lugar cuando el metal es

expuesto directamente al aire. Las altas concentraciones de oxígeno en la interface acero-gas actúan

así como una barrera para disminuir la velocidad de absorción del hidrógeno. Está protección no se

obtiene cuando el metal está cubierto con escoria que en efecto actúa como una «tubería de gas»

para transportar el hidrógeno desde la atmósfera del metal.


45 SPM&DF

Las escorias básicas son ventajosas para la eliminación de silicatos de manganeso, aluminatos,

alúmina y los productos de la reacción de desulfuración. Sin embargo, pueden ser nocivas desde el

punto de vista de la absorción de hidrógeno si la basicidad es excesiva. En la tabla 2.4 se en listan

las escorias utilizadas en distribuidores de colada continua.

Tabla 2.4. Lista de composiciones químicas típicas de escorias en el distribuidor. (13)

COMPOSICIÓN

QUÍMICA

DE ESCORIA

DESEADA

(%EN PESO)

REAL

REAL

REAL

Agitación con

Ar

(% en peso)

Inyección de

CaSi

(% en peso)

Alto

Al

(% en peso)

CaO 28 18 24 36

SiO2 5 20 24 5

Al2O3 15 20 15 26

MgO 15 12 20 8

FeO ---- 6 ---- ----

MnO ---- 14 4 1

CaF2 36 8 10 22

Otros 1 2 1 3

Los contenidos de FeO y MnO en las escorias del distribuidor han marcado efecto sobre la

capacidad de dicha escoria de absorber el azufre. (5)

CAPÍTULO 3 DESARROLLO EXPERIMENTAL

46 SPM&DF


3.1 MODELO FÍSICO

En modelación física por medio de un modelo físico se comprendieron como regular una diversidad

de fenómenos del flujo de fluidos de transporte mediante, la operación del distribuidor de acero

líquido.

Con la finalidad de estudiar y comprender los diferentes fenómenos en la distribución del fluido que

ocurren durante la operación de un distribuidor de acero líquido, fundamentalmente nos basamos en

la relación de la simulación física con los respectivos modelos físicos que se estudiaron a partir de

sus criterios de similitud, ya que tienen una semejanza tal, que para su estudio de investigación ha

tenido una excelente respuesta, para analizar los diferentes tipos de flujo y condiciones de operación

que se presentan en el distribuidor de colada continua.

Para efectuar los respectivos estudios del comportamiento del flujo, es necesario representar un

sistema real, con los mencionados criterios de similitud en relación con los valores, materiales,

variables y condiciones en el modelo y en el distribuidor prototipo de la planta industrial durante su

operación. Para obtener resultados mejorados durante las experimentaciones realizadas en el

laboratorio de simulación física de la ESIQIE-IPN.

En el presente trabajo de investigación, se construyó un modelo de acrílico a una escala de 1/2, el

cual represento al distribuidor prototipo de la planta industrial ubicada en Tlaxcala. De acuerdo a

los criterios de escalamiento, este modelo físico satisface los requisitos establecidos para su

secuencia de experimentación. Para realizar la experimentación en el modelo de agua se utilizó el

método estimulo-respuesta, donde utilizamos la técnica de inyección por pulso, la cual consiste en

una entrada por pulso en la que una cierta, cantidad de trazador (t=0), se inyecta repentinamente, en

una sola ocasión en la corriente de alimentación que ingresa en el modelo de agua, tardando lo

menos posible en hacerlo. Luego se mide la concentración a la salida en función del tiempo para

obtener las curvas de distribución del tiempo de residencia (DTR).


47 SPM&DF

Para calcular los parámetros de experimentación se utilizó el criterio de similitud de Froude (13) y se

define por la siguiente ecuación:

QfQ pm

5.2=

Donde:

Qm es el flujo de agua en el modelo

Qp es el flujo de acero en el prototipo

f es el factor de escala = 2.5

3.1.1 CONDICIONES DE OPERACIÓN EN EL MODELO FÍSICO

Un modelo físico a escala del modelo real nos permite fijar los parámetros físicos del agua y del

acero, por las características de tener una similitud en viscosidad cinemática en ambos modelos, lo

cual nos permitió estudiar el control y comportamiento de la corriente del flujo de fluidos en el

proceso industrial del distribuidor de colada continua. El distribuidor en la planta industrial tiene

una capacidad de 18 toneladas y opera con un flujo de acero de 1.13, 1.50 y 2.00 ton/min (velocidad

de colada continua). En la tabla 3.1 se muestran los parámetros físicos del agua y del acero en

condiciones de operación en el modelo de agua y el prototipo.

Tabla 3.1. Parámetros físicos en el modelo físico y modelo real (agua-acero).

DESCRIPCIÓN

MODELO

REAL

MODELO

FÍSICO

CAPACIDAD DEL DISTRIBUIDOR DE COLADA

CONTINUA

18 TONELADAS 407.97 Lt.

MÍNIMO DE VELOCIDAD DE COLADA 1.13 ton/min 161 l/min

NORMAL DE VELOCIDAD DE COLADA 1.50 ton/min 214 l/min

MÁXIMO DE VELOCIDAD DE COLADA 2.00 ton/min 285 l/min

DISTANCIA DEL PISO A LA BUZA LARGA 0.26 m 0.13 m

DISTANCIA DEL PISO A LA BUZA CORTA 0.40 m 0.20 m

ALTURA DEL BAÑO 0.80 m 0.40 m

ESPESOR DE CAPA DE ESCORIA 0.15 m 0.03 m


48 SPM&DF

3.2 DIMENSIONES GEOMÉTRICAS DEL DISTRIBUIDOR

En la investigación experimental, se usó como modelo de agua un distribuidor de acrílico

transparente con paredes inclinadas. El distribuidor utilizado era del tipo DELTA, el cual contaba

con cuatro boquillas de salida las que se colocaron en el interior y exterior del piso del mismo, con

el propósito de satisfacer con la similitud dinámica de ambos modelos, lo que fue posible efectuar

determinados experimentos ocurridos durante el flujo de fluidos del distribuidor de colada continua.

En la figura 3.1 se muestran las dimensiones geométricas del modelo físico, donde se observa el

IFH, que funciona en planta el cual fue nuestro inicio de experimentaciones.

0.55 0.55 0.550.10

5

0.07

6

0.02

5

0.52

a)

1.87

1.995

0.16

8

0.28

70.9975 =

0.63

0.49

0.564

0.111

0.04

75

0.75

8

0.245

0.23

25

ø ø ø ø

b) Figura 3.1. Dimensiones geométricas del modelo físico a 1/2 de la escala del prototipo en estudio, unidades en m. a) Vista frontal. b) Vista de planta.


49 SPM&DF

En la figura 3.2 se muestran las buzas en estudio de diferente altura, buza larga (Distancia del piso a

la buza 0.13 m), buza corta (Distancia del piso a la buza 0.20 m), utilizadas en las diferentes

configuraciones en estudio, ya que fue un factor importante para mejorar la turbulencia en la

superficie y comportamiento del acero en estado líquido.

0.13

a)

0.20

b)

Figura 3.2. Dimensiones geométricas de altura de dos diferentes buzas en el modelo físico en estudio, unidades en m. a) Buza larga, b) Buza corta.


50 SPM&DF

En la figura 3.3 se muestran las dimensiones geométricas de la barra tapón, la cual se encuentra

ubicada, a una distancia del piso a la barra tapón de 0.01 m, en las cuatro boquillas de salida. La

finalidad es evitar que se formen vórtices durante el drenado del acero líquido permitiendo producir

un acero más limpio en el proceso operativo en la planta industrial.

0.

025

.

0.04

.

0.05

Ref

.

0.05Ø .

0.00

7Ø

.

0.6

.

0.05

.

0.06Ø .

Glaze G 0.048 External

0.0215Ø

Cross Pin.

0.06Ø .

R0.05

R0.062

R0.013

0.07

5 R

ef.

Figura 3.3. Dimensiones geométricas de la barra tapón en el modelo físico, unidades en m.


51 SPM&DF

En la figura 3.4 se muestran las dimensiones del inhibidor de forma hexagonal (IFH), utilizado en la

planta industrial. El propósito de este modelo fue estudiar el comportamiento del flujo de fluidos,

detectando la eficiencia del inhibidor con la finalidad de resolver los diferentes problemas del

distribuidor de colada continua.

a)

0.09905

0.097050.095050.093

0.0910.089

R0.0125

R0.0044

0.0378

0.046550.0553

0.06405

0.0749

0.195= =

R0.0065

0.04

450.

0575

0.07

05

0.08

35

0.09

65

0.10

95

0.12

25

0.12

9

R0.0066(TIP)

b)

0.13

50.23

5

= =

0.245

0.1975

R0.0125

40°

0.18

5

0.10

750.

024

Figura 3.4. Dimensiones geométricas del IFH, en el modelo físico, unidades en m. a) Vista frontal, b) Vista de planta.


52 SPM&DF

3.2.1 CASOS DE ESTUDIO

En la figura 3.5-3.7 se muestran las diferentes configuraciones de estudio que se presentan en este

trabajo de investigación. En este capituló se dará la explicación del proceso operativo de cada caso

de estudio.

Las configuraciones VI y VII, fueron otras alternativas propuestas que permitieron establecer la

eficiencia de los inhibidores de forma rectangular (IFR) y de forma octagonal (IFO), con respecto al

desempeño de los prototipos controladores de flujo que fueron utilizados en las configuraciones III,

IV y V en el funcionamiento del distribuidor de tipo DELTA, el cual no fue necesario tomar datos

de los estudios con arreglo de inhibidores de forma rectangular y de forma octagonal por lo que

únicamente se realizó una prueba de arranque para su observación estableciendo que estos

prototipos tienen un menor desempeño en el sistema, este estudio se analizó con la finalidad de

proporcionarle a la industria un menor gasto en la instalación y mejorar la calidad del acero

mediante la detección de los diferentes problemas que generan los prototipos ya existentes en el

distribuidor de colada continua por medio de un análisis y caracterización del flujo de fluidos

utilizando la modelación física para detectar el problema y eliminarlo mediante el arreglo de

diferentes prototipos controladores de flujo que se instalan en su interior del distribuidor para

realizar su análisis respectivo para mejorar el comportamiento del fluido y por consiguiente mejorar

la calidad del acero. En la figura 3.10 se muestran las dimensiones geométricas de los inhibidores

de forma rectangular y de forma pentagonal.

Cabe mencionar al piso falso de forma rectangular (PFR) y de forma triangular (PFT), sus

dimensiones se muestran en la figura 3.11 estos prototipos tuvieron un buen desempeño en el

funcionamiento del distribuidor, sin embargo no se utilizaran en planta por varias razones que

afectaría a la misma, y esto es por los altos costos de inversión, mencionando a continuación

algunos de ellos: mantenimiento, construcción y fabricación del prototipo, también se llevaría

mucho tiempo en montar el prototipo en el distribuidor lo que indica un costo alto en la inversión de

una modificación de este tipo además, en el proceso de colada continua se tendría que parar la

producción de acero por lo que afectaría la economía de la planta industrial. En las

experimentaciones realizadas en el modelo de agua, se utilizó una solución trazadora para visualizar

el control y comportamiento dinámico del flujo de fluidos y una capa de aceite de 0.03 m de espesor

para simular a la escoria en la superficie del acero en estado líquido.


53 SPM&DF

Salida Interna

Salida Externa

Salida Interna

Salida Externa

Barra Tapón

a)

Buza Larga

Salida Interna

Salida Externa

Salida Interna

Salida Externa

IFH

Barra Tapón

Buza larga

b)

Figura 3.5. Diseños de las configuraciones del distribuidor real en funcionamiento en planta. a) Distribuidor sin accesorios, b) Distribuidor con inhibidor hexagonal IFH.


54 SPM&DF

Barras Tapón

Salida Interna

Salida Externa

Salida Interna

Salida Externa

Buza Larga

IFP

PFR

PFT c)

Barras Tapón

Salida interna

Salida externa

Salida interna

Salida externa

IFP

PFR

d)

Buza larga y corta (m)

0.13 0.20

Barras Tapón

Salida Interna

Salida Externa

Salida Interna

Salida Externa

Buza Larga

IFP

e)

Figura 3.6. Diseños de las configuraciones del distribuidor con diferentes arreglos de prototipos controladores de flujo. c) Distribuidor con IFP + PFR + PFT, d) Distribuidor con IFP + PFR, e) Distribuidor con IFP.


55 SPM&DF

Barras Tapón

Salida Interna

Salida Externa

Salida Interna

Salida Externa

Buza Larga

IFR

PFR

f)

Barras Tapón

Salida Interna

Salida Externa

Salida Interna

Salida Externa

Buza Larga

IFO

PFR

g)

Figura 3.7. Diseños de las diferentes configuraciones como propuestas adicionales. f) Distribuidor con IFR + PFR, g) Distribuidor con IFO + PFR. Configuración I. Este diseño en estudio corresponde al diseño original del distribuidor industrial sin

inhibidor de flujo. Este estudio se analizó con la finalidad de identificar la eficiencia en el

funcionamiento del distribuidor, de manera que los resultados obtenidos por el análisis del flujo de

fluidos se proporcionan como referencia para sus respectivas comparaciones con los diferentes

prototipos controladores de flujo de las diferentes configuraciones en estudio (Figura 3.5.a).


56 SPM&DF

Configuración II. Este arreglo consiste del diseño original con el inhibidor de forma hexagonal

(IFH), que funciona en la planta industrial. Este estudio se analizó con la finalidad de identificar las

ventajas y desventajas sobre el funcionamiento del distribuidor con el propósito de verificar la

eficiencia del IFH, con respecto a los diferentes prototipos controladores de flujo de las diferentes

configuraciones en estudio mediante la modelación física para modificar las diferentes

características de tipos de flujos y condiciones de operación en el distribuidor de colada continua

(Figura 3.5.b).

Configuración III. Este diseño corresponde a un arreglo en el interior del distribuidor que consiste

de un piso falso conformado de tres bloques de forma rectangular (PFR), un par de bloques de

forma triangular (PFT), y un inhibidor de flujo de forma pentagonal (IFP), propuesto por el equipo

de simulación física, en la figura 3.9.a se muestra la dimensión geométrica de la posición del IFP,

en el modelo físico. Este inhibidor disminuye la turbulencia superficial del baño líquido ocasionada

por la entrada del fluido al distribuidor. El piso falso es una pared que tiene la función de retener

más tiempo las partículas del trazador adecuando la uniformidad y orientación del flujo de fluidos

hacia las salidas del distribuidor. El inhibidor de turbulencia está acompañado del piso falso con la

finalidad de generar un incremento del tiempo mínimo de residencia y la de remover inclusiones

(Figura 3.6.c).

Configuración IV. En la figura 3.6.d corresponde al diseño con arreglo de tres bloques de forma

rectangular (PFR), y un inhibidor de flujo de forma pentagonal (IFP), sus dimensiones

corresponden a las de la configuración III, este diseño es el segundo caso más factible que modifica

el flujo de fluidos. La dimensión geométrica de la posición del inhibidor de turbulencia en el

distribuidor se muestra en la figura 3.9.a.

Configuración V. En la figura 3.6.e se muestra el diseño que modifica el flujo de fluidos y consiste

del arreglo con un inhibidor de flujo de forma pentagonal (IFP), sus dimensiones corresponden a las

de la configuración III. En la figura 3.9.a se muestra la dimensión geométrica de la posición del

inhibidor de turbulencia en el distribuidor.


57 SPM&DF

Configuración VI. En este análisis se utilizó un piso falso de forma rectangular (PFR), y un

inhibidor de forma rectangular (IFR), (Figura 3.9.b se muestra la posición del inhibidor en el

modelo físico), este diseño fue analizado con la finalidad de observar si tenía un mejor desempeño

en el distribuidor con respecto a las diferentes configuraciones estudiadas con el propósito de

verificar si otro inhibidor de flujo podía mejorar el comportamiento del flujo de fluidos (Figura

3.7.f).

Configuración VII. En este diseño se utilizó un piso falso de forma rectangular (PFR), y un

inhibidor de forma octagonal (IFO), (Figura 3.9.c se muestra la posición del inhibidor en el modelo

físico), el cual fue analizado de igual manera que en la configuración VI, (Figura 3.7.g). En la figura

3.8-3.11 se muestran las dimensiones geométricas de los prototipos controladores de flujo utilizados

en las configuraciones III, IV, V, VI y VII.

0.0925 0.035

R 0.01

D 0.045 0.055

+

D 0.035

0.0375

+

0.250 0.200 0.290

0.1025

0.0425

0.300

0.220

0.185 0.140

12o

0.02

0.020.0225

0.0225

0.0225

R 0.02

R 0.02

0.0175

0.02

0.02

Figura 3.8. Dimensiones geométricas del IFP, en el modelo físico. Utilizado en las configuraciones III, IV y V, unidades en m.


58 SPM&DF

0.05

a)

0.07

b)

0.07

c)

Figura 3.9. Dimensiones de la posición de los inhibidores de turbulencia en el modelo físico de las configuraciones III, IV, V, VI y VII, unidades en m. a) IFP, b) IFR, c) IFO.


59 SPM&DF

0.24

0.10

40.05

2

0.02

0.01

20.

04

0.240.02

0.01750.

206

0.17

0.20.165

0.16

8

0.104

0.0520.04

0.20

6

0.17

0.012

a)

0.275715

0.075

0.25

0.035

0.04

0.014

0.01

40.04

9°

9° b)

Figura 3.10. Dimensiones geométricas de los inhibidores empleados en las configuraciones VI y VII, como una propuesta adicional en el modelo físico, unidades en m. a) IFR, b) IFO.


60 SPM&DF

BLOQUE RECTANGULAR (PFR)

0.05

0.39 a)

0.20

8

0.05

0.347

0.067

BLOQUE TRIANGULAR (PFT)

b)

Figura 3.11. Dimensiones geométricas del piso falso en el modelo físico, utilizados en las configuraciones III, IV, VI y VII, unidades en m. a) Bloque (PFR), b) Bloque (PFT).


61 SPM&DF

3.3 DESARROLLO DEL ANÁLISIS EXPERIMENTAL

Para realizar un estudio correcto necesitamos tener un desarrollo adecuado mediante un diagrama

de bloques que nos permitirá tener una secuencia específica de nuestros estudios experimentales en

esta investigación. En la figura 3.12 se presenta el diagrama esquemático para nuestros estudios de

este trabajo de investigación.

MODELACIÓN FÍSICA

OBTENCIÓN DE CURVAS DTR

ANÁLISIS DEL FLUJO DE FLUIDOS

ESTUDIO DE MECÁNICA DE FLUIDOS (HIDRODINÁMICA)

CONFIGURACIÓN I DISTRIBUIDOR SIN

ACCESORIOS

CONFIGURACIÓN II DISTRIBUIDOR CON

(IFH)

CONFIGURACIÓN III DISTRIBUIDOR CON

(IFP + PFR + PFT)

CONFIGURACIÓN IV DISTRIBUIDOR CON

(IFP + PFR)

CONFIGURACIÓN V DISTRIBUIDOR CON

(IFP)

CONFIGURACIÓN VI DISTRIBUIDOR CON

(IFR + PFR)

CONFIGURACIÓN VII DISTRIBUIDOR CON

(IFO + PFR)

Figura 3.12. Desarrollo del análisis experimental empleado en esta investigación, para determinar el mejor comportamiento del flujo mediante la obtención de curvas DTR.


62 SPM&DF

Los estudios experimentales se realizaron mediante la modelación física, donde primeramente se

llevaron acabó los estudios en las dos primeras configuraciones con la finalidad de analizar y

caracterizar la eficiencia en el funcionamiento del distribuidor ya existente en la planta industrial

del distribuidor sin inhibidor de flujo (configuración I), y el distribuidor con inhibidor de forma

hexagonal (IFH), (configuración II). Mediante los resultados del análisis realizado, a las

configuraciones I y II, se procedió a diseñar nuevos prototipos controladores de flujo en el

distribuidor de colada continua para resolver los problemas que generan la contaminación del acero

y eliminar la fuente generadora de inclusiones para la obtención de aceros de alta calidad.

Los resultados que se obtienen en estos análisis de estudio con la ayuda de la modelación física son:

• Curvas de distribución de tiempos de residencia (DTR).

• Comportamiento del flujo de fluidos: a) Volumen pistón. b) Volumen de mezclado. c)

Volumen muerto. d) Varianza (σ2). e) Tiempo mínimo de residencia (Tmin).

• Hidrodinámica: a) Cambio de olla. b) Turbulencia del líquido superficial (TLS).

c) Velocidad de colada.

3.3.1 DESCRIPCIÓN DEL EQUIPO EXPERIMENTAL Se muestra en la figura 3.13 el esquema del equipo experimental empleado en el laboratorio de

simulación física para la obtención de las curvas DTR, mediante una secuencia de

experimentaciones, que consiste de dos tanques, uno de ellos tiene una capacidad de 1100 litros de

agua que es el principal tanque que permite abastecer al distribuidor de acrílico transparente a 1/2

del modelo real; el cual tiene una capacidad de 18 toneladas lo que equivale a 407.97 litros de agua

en el modelo físico, el tanque de reserva con capacidad de 700 litros de agua se utiliza tanto para

abastecer a los modelos físicos como para enviar el agua en caso de un derrame en la secuencia de

experimentación. Para medir la cantidad de flujo volumétrico de agua que se conduce a través del

distribuidor, se instaló un flujómetro electrónico en la boquilla de salida, ya que nos permite tener

resultados más exactos.


63 SPM&DF

1

23

4 5 6 7

8 9

10 11

12

14

15

16

17 18

19

21

13

20

1.- Tanque de alimentación 2.- Buza 3.- Inyección del trazador (Estímulo) 4, 5, 6 y 7.- Boquillas de salida 8 y 9.- Tinas de desague 10.- Bomba peristática 11.- Colorímetro

12.- PC 13.- Alimentador de energía 14 y 15.- Cámaras de video 16, 17 y 18.- Válvulas 19.- Bomba centrífuga 20.- Tanque de reserva 21.-Drenaje

Figura 3.13. Diagrama del equipo experimental utilizando un modelo físico de un distribuidor tipo DELTA, de 18 toneladas de acero.


64 SPM&DF

También se utiliza un colorímetro, para monitorear la concentración del trazador a las salidas de las

boquillas del distribuidor, una bomba peristática, es utilizada para absorber muestras de líquido a la

salida de la boquilla, de manera que la concentración pueda registrarse en el colorímetro, ya que los

valores de concentración (absorbancia), registrados son enviados a una PC para obtener los datos

requeridos por la experimentación. Durante el proceso de operación las tinas son utilizadas para el

drenado del distribuidor ya que esta agua será desalojada por medio de un sistema de bombeo.

3.4 ANÁLISIS Y CARACTERIZACIÓN DEL FUNCIONAMIENTO DE PROTOTIPOS

CONTROLADORES DE FLUJO EN EL DISTRIBUIDOR, UTILIZANDO CURVAS DTR

Considerando los prototipos controladores de flujo en los diferentes estudios del fluido en el

funcionamiento del distribuidor, nos permitió establecer un control más adecuado de flujo de

fluidos mediante la optimización de la distribución del tiempo de residencia (DTR), para cada

boquilla de salida estableciendo modificaciones en las condiciones del comportamiento del flujo,

mejorando la flotación y separación de las inclusiones no metálicas en la industria de aceración,

obteniendo excelentes aceros más limpios y de alta calidad por medio de la eliminación de los

circuitos cortos en el distribuidor de colada continua.

La modelación matemática y física ha sido con gran éxito un factor importante para la realización

de estudios de dinámica de fluidos. En este trabajo de investigación consideramos únicamente la

modelación física para realizar los estudios experimentales del flujo de fluidos mediante curvas

DTR, utilizando el método estímulo-respuesta, donde la señal (trazador) de entrada es por pulso y la

señal (concentración) de salida es continua. Esta secuencia es utilizada para analizar y caracterizar

al distribuidor para una mejor optimización en las condiciones de flujo considerando términos de,

volumen pistón, volumen de mezclado, volumen muerto, varianza (σ2) y tiempo mínimo de

residencia (Tmin). La solución utilizada como trazador es colorante rojo vegetal con agua a una

concentración de 35 g/l. En la figura 3.14 se observa la secuencia experimental empleado para el

análisis y caracterización del tipo de flujo que se presenta en el distribuidor.


65 SPM&DF

Para realizar la secuencia experimental durante el proceso de operación en el distribuidor se realizó

el procedimiento siguiente:

1. Se calibra el caudal de alimentación llevado a cabo por la tobera simulando la alimentación

del baño líquido de la olla y las salidas del distribuidor a diferentes velocidades de colada:

1.13, 1.50 y 2.00 ton/min (equivalente a 161, 214 y 285 l/min en el modelo físico) a una

altura constante del líquido en el distribuidor de 0.40 m hasta obtener un estado estacionario

con un tiempo de 10 minutos. El tiempo establecido de 10 minutos se toma de acuerdo al

tiempo que tarda en abandonar el trazador inyectado en el distribuidor y es

aproximadamente 7 minutos, en este caso se deja un determinado tiempo de 3 minutos para

mejores resultados en el análisis experimental.

2. Ya que se tiene un estado estacionario en el distribuidor, se inyecta el trazador por pulso

usando una jeringa de 20 ml en la tobera de entrada. La inyección se hace en un tiempo

cero dando inicio a la captura de datos en el colorímetro.

ESTADO ESTACIONARIO

t=0 INYECCIÓN DEL TRAZADOR

t=m1+3 s

t, abs

t≤600 s

FINALIZA

CALIBRAR VELOCIDAD DE COLADA Y VACIADO

Figura 3.14. Secuencia experimental para el análisis y caracterización del distribuidor.


66 SPM&DF

3. Con la ayuda de una bomba peristática cada 3 segundos se extraen muestras del líquido,

hasta terminar la experimentación (10 min), estas muestras son llevadas a la celda del

colorímetro mediante las cuales se registra la concentración de colorante (en términos de

absorbancia), estos datos registrados de absorbancia son enviados a una PC para la

adquisición de datos para obtener las curvas DTR, de concentración (C) contra tiempo (θ)

adimensionales para cada línea de salida del distribuidor.

4. Considerando los valores obtenidos de concentración (C) contra el tiempo (θ) se lleva

acabó un cálculo matemático para obtener los diferentes volúmenes que ocurren en el

distribuidor considerando las ecuaciones [2-1] – [2-12].

3.4.1 ANÁLISIS Y CARACTERIZACIÓN DE CAMBIOS DE OLLA

Un cambio de olla se refiere a una práctica operativa en la industria del acero en la cual el

material fundido que se encuentra en la olla de colada que alimenta al distribuidor se ha agotado

siendo requerida una nueva carga de acero, en esta secuencia operativa no se detiene el flujo en las

salidas del distribuidor por lo que el nivel del mismo baja de acuerdo al caudal de calibración de

cada una de las mismas. El estudio es realizado para determinar el nivel mínimo aceptable que

puede alcanzar el distribuidor siendo así posible determinar el tiempo máximo en el que se puede

recomenzar el vertido de una nueva carga por parte de la olla de alimentación.

Para realizar la secuencia experimental para cambio de olla en el proceso de colada continua se

realizó el procedimiento siguiente:

1. Ya que se tiene instalado todo el equipo y accesorios se prepara la jeringa que contiene la

cantidad de trazador (una preparación de colorante vegetal con agua 35 g/l) requerido para

el estudio; en este caso para el modelo se cargaron 20 ml de trazador.

2. Se calibra el caudal de alimentación (llevado a cabo por la tobera simulando la alimentación

de la olla) así como las salidas del distribuidor.

3. De acuerdo a los datos proporcionados por la industria se marcan los niveles máximo y

mínimo de 18, 16 ó 14 toneladas en el modelo utilizados en el distribuidor original.


67 SPM&DF

4. Se procede a llenar el distribuidor con agua hasta la marca del nivel máximo de trabajo.

5. Alcanzada esta marca se cierran las salidas del distribuidor (no se deja que baje el nivel), y

se colorea al líquido con 3 inyecciones de colorante, se mezcla al líquido perfectamente

hasta obtener el color adecuado que simula al acero líquido, dejando en reposo al líquido

durante 10 minutos hasta obtener un estado estacionario.

6. Ya establecido al líquido en estado estacionario se simula el cambio de olla se abren las

salidas del distribuidor, con lo que se deja bajar el nivel del líquido hasta el mínimo

marcado y se alimenta agua a un flujo de llenado de 5.00 ton/min a la velocidad de colada

requerida para mejorar el comportamiento del fluido para mejorar la calidad del acero.

7. Conjuntamente se pone en funcionamiento a la bomba peristática y al colorímetro. Este

equipo cuenta con una manguera de toma de muestras introducida en una de las salidas del

distribuidor; la toma de muestra es llevada a cabo mediante el bombeo de pequeñas

cantidades de fluido hacia la celda del colorímetro, el cual registra los datos de absorbancia

obtenidos cada 3 segundos. Estos datos son registrados en la computadora y posteriormente

graficados como: concentración (C) contra tiempo (θ) adimensionales, para obtener las

curvas DTR representativas del modelo para esa salida. Adicionalmente al registro de los

datos del colorímetro se graba un video de la distribución del colorante en el modelo.

8. El nivel del agua se controla durante todo el experimento para que no sobrepase la marca

máxima. Cuando el color en todo el distribuidor ha desaparecido por completo se da por

terminada la recolección de datos del colorímetro.

9. Dependiendo del número de salidas presentes en el distribuidor se repetirán los pasos del 4

al 7 colocando la manguera de toma de muestra en la salida respectiva. Para que el

experimento tenga validez se repite de dos a tres veces en cada una de las salidas.

10. De acuerdo a los resultados obtenidos en el video se hace la consideración si el nivel

estudiado es el adecuado o si es necesario cambiarlo. Cabe destacar que si los cambios del

nivel no dan buenos resultados se debe proceder a modificar los accesorios internos del

modelo.


68 SPM&DF

En la figura 3.15 se observa la secuencia experimental que se empleó en el estudio de cambio de

olla en el distribuidor. Este estudio en base al mínimo de acero fundido que ha quedado en el

distribuidor se hace con la finalidad de reducir las impurezas a mínimos niveles en el distribuidor y

para determinar donde es recomendable hacer un cambio de olla durante el proceso de colada

continua. Para realizar esta experimentación se utilizó agua coloreada, el cual simula al acero

líquido, también se utilizó una bomba peristática y un colorímetro para monitorear la variación en

términos adimensionales de concentración con respecto al tiempo.

SE DEJA LA ALTURA ESTABLECIDA DEL LÍQUIDO (18, 16 ó 14 TON)

SE COLOREA AL LÍQUIDO CON3 INYECCIONES DE TRAZADOR

SE MEZCLA PERFECTAMENTE EL LÍQUIDO HASTA OBTENER EL COLOR ADECUADO QUE SIMULA AL ACERO

LÍQUIDO

SE ESTABLECE EN ESTADO ESTACIONARIO

t=0 SE ABREN LAS VÁLVULAS DE SALIDA, SE BAJA EL NIVEL DE AGUA HASTA EL MÍNIMO MARCADO Y SE ALIMENTA AGUA AL DISTRIBUIDOR A UN FLUJO DE LLENADO DE 5.00 TON/MIN A UNA MÁXIMA VELOCIDAD DE COLADA

t=m1+3 s

t, abs

t≤600 s

FINALIZA

SE ESTABLECE LA ALTURA DEL NIVEL MÁXIMO DE ESTUDIO EN EL

DISTRIBUIDOR

Figura 3.15. Secuencia experimental utilizado para un cambio de olla en el distribuidor.


69 SPM&DF

En este estudio también se realizaron experimentaciones con aceite para evaluar el arrastre de

escoria con la finalidad de demostrar donde es recomendable hacer un cambio de olla con ayuda de

la experimentación mencionada anteriormente, ya que es más factible determinar mejores resultados

por medio de diferentes análisis como se ha realizado en este estudio. Se utilizó una capa de aceite

coloreado de 0.03 m de espesor para simular a la escoria. Estos resultados se obtienen directamente

de las experimentaciones realizadas del estudio de mecánica de fluidos (hidrodinámica), mediante

la modelación física.

3.4.2 ESTUDIO DE MECÁNICA DE FLUIDOS

Por lo general se aplica al estudio del comportamiento de los fluidos tanto en reposo como en

movimiento. Dichos principios son los de la conservación de la materia y la energía, y las leyes del

movimiento de Newton. Debe aclararse que dentro del estudio de fluidos compresibles se aplican

también algunas leyes de la termodinámica. Con las leyes que resultan del estudio de la mecánica

de fluidos, mediante el análisis matemático y la experimentación, se está en posibilidad de explicar

los fenómenos observados y predecir, por lo menos de manera aproximada, el comportamiento de

los fluidos bajo una serie de condiciones especificadas.

En este trabajo de investigación solamente nos enfocaremos al estudio de la hidrodinámica ya que

forma una rama de la mecánica de fluidos, por lo tanto damos una omisión de algunas propiedades

de los fluidos como la viscosidad el cual dio lugar al llamado flujo ideal. (16)

Hidrodinámica.

En la hidrodinámica se tomara en cuenta el movimiento de un fluido. El flujo de un fluido puede ser

extremadamente complejo, como se puede ver en la corriente de un río “crecido” en el movimiento,

ó en el movimiento de una flama de una vela, a pesar de esto, algunas situaciones se pueden

presentar por medios idealizados relativamente simples. Un fluido ideal es un fluido cuyo flujo es

incompresible y no tiene fricción interna o viscosidad. La suposición de incompresibilidad

usualmente es una buena aproximación para líquidos y puede aplicarse a gases siempre y cuando la

diferencia de presión de una región a otra no sea grande. Cuando se desprecia la viscosidad, no se

toman en cuenta los esfuerzos cortantes producidos por fuerzas de fricción internas, de capas

adyacentes del fluido que se mueven una relativa a la otra.


70 SPM&DF

La trayectoria de una partícula en el fluido en movimiento se conoce como línea de flujo. Si toda la

configuración del flujo no cambia con el tiempo se le conoce como flujo estacionario. En un flujo

estacionario, cualquier elemento que pasa a través de un punto dado seguirá la misma línea de flujo.

Las líneas de flujo que pasan de un extremo a otro del borde de un elemento de área imaginario A

formarán un tubo llamado tubo de flujo (Figura 3.16). Si dichas líneas son siempre equidistantes, se

dice que el flujo es incompresible.

Figura 3.16. Un tubo de flujo limitado por líneas flujo. (17)

Cuando las capas adyacentes de un fluido resbalan suavemente sin producir esfuerzos cortantes, se

dice que el flujo es laminar. De lo contrario, si los cambios en el fluido son suficientemente

grandes, o la superficie de frontera producen cambios de velocidad, el flujo se hace irregular y

caótico; éste es llamado flujo turbulento. La transición del flujo laminar al turbulento es uno de los

tópicos más sofisticados de la hidrodinámica por sus múltiples aplicaciones. Es un ejemplo típico de

una transición de fase fuera de equilibrio y su formulación matemática precisa sigue siendo, hasta

hoy, un problema abierto.


71 SPM&DF

En este estudio se analiza el comportamiento del fluido en términos de: turbulencia en la superficie

del líquido. Estos resultados se obtienen directamente de la experimentación ya que este factor es de

gran importancia para la producción de aceros de alta calidad. Estos experimentos y resultados se

tienen en un, videocasete para aclaraciones o dudas del estudio.

Para evaluar la turbulencia en la superficie del líquido se realizó a una velocidad máxima de colada

de 285 l/min en el modelo a escala. Usando una capa de aceite mineral coloreado de 0.03 m de

espesor que simula a la escoria del proceso industrial para observar el comportamiento del fluido en

la superficie del acero líquido.

3.5 REPRESENTACIÓN DE MODELOS PARA MEJORAR LA EFICIENCIA DEL FLUJO

EN EL DISTRIBUIDOR

La figura 3.17 muestra la secuencia de estudios realizados con el modelo y prototipos controladores

de flujo durante las experimentaciones de las configuraciones IV y V. Estos modelos finales son los

sistemas más eficientes que garantizan un mejor desempeño en el distribuidor.

Cuando hablamos de un buen desempeño tenemos que hacer un amplio estudio durante el drenado

del flujo de fluidos así obtendremos la eficiencia del distribuidor, el cual nos permitirá mejorar el

comportamiento de flujo de fluidos eficientemente de los diferentes fenómenos de transporte que

suceden en el distribuidor de colada continua para mejorar la composición y la de reducir la

cantidad de inclusiones para mejorar la calidad del acero de manera que el proceso mejore en todo

el funcionamiento del interior del distribuidor para mejorar el proceso de operación en la práctica

industrial de colada continua de acero.

Estos estudios serian imposibles realizarse en la práctica real ya que sería complicado y con un alto

costo por lo que en modelación física es una alternativa más práctica y fácil de realizar y con un

bajo costo ya que es más fácil identificar las variables que afectan las condiciones del flujo de

fluidos es por esto que en este trabajo de investigación se analizan las condiciones de operación que

se presentan en el proceso industrial de colada continua de planchón de la planta industrial.


72 SPM&DF

INICIO

MODELOS CON PROTOTIPOS CONTROLADORES DE FLUJO DE LAS CONFIGURACIONES DEL MEJOR

DESEMPEÑO EN EL DISTRIBUIDOR

IV(IFP + PFR)

V(IFP)

ANÁLISIS Y CARACTERIZACIÓN DEL DISTRIBUIDOR CONSIDERANDO LA SECUENCIA DE LA FIGURA

(3.14)

Vp, CONFIGURACIÓN IV Y V > Vp, CONFIGURACIÓN I Y II

Vm, CONFIGURACIÓN IV Y V < Vm, CONFIGURACIÓN I Y II

Vd, CONFIGURACIÓN IV Y V < Vd, CONFIGURACIÓN I Y II

VARIANZA, CONFIGURACIÓN IV Y V < VARIANZA, CONFIGURACIÓN I Y II

Tmin, CONFIGURACIÓN IV Y V > Tmin, CONFIGURACIÓN I Y II

ESTUDIO DE MECÁNICA DE FLUIDOS(HIDRODINÁMICA)

TLS, CONFIGURACIÓN IV Y V < TLS, CONFIGURACIÓN I Y II

CAMBIO DE OLLA MÁS EFICIENTE

FINALIZA

Figura 3.17. Principal secuencia de experimentación para la optimización del flujo de fluidos en un distribuidor de 18 toneladas de acero líquido.

CAPÍTULO 4 ANÁLISIS DE RESULTADOS Y SU DISCUSIÓN

73

SPM&DF

CAPÍTULO 4 ANÁLISIS DE RESULTDOS Y SU DISCUSIÓN 4.1 RESULTADOS DE LA MODELACIÓN FÍSICA

En este capítulo se presentan los resultados de las curvas DTR, para las diferentes configuraciones

de estudio mediante la modelación física, presentando la comparación de los mejores diseños

propuestos en el laboratorio (configuración III, IV y V), con respecto al diseño original

(configuración I y II), utilizando el procedimiento de la figura 3.14. Los resultados de las

características y comportamiento del fluido se presentan en términos adimensionales con la

finalidad de realizar su posterior análisis cualitativo.

4.1.1 SECUENCIA PARA ADIMENSIONAR LA CURVA C

Para determinar los resultados adimensionales de las experimentaciones de concentración contra

tiempo se utilizaron las siguientes ecuaciones:

tiempo de permanencia = tiempo promedio de residencia = tiempo espacial [2-29]

Donde:

V = volumen del reactor

v = caudal volumétrico de alimentación

Si se considera flujo de fluido en estado estacionario y densidad constante.

Tiempo adimensional tt i

i=θ [2-30]

Donde es el tiempo registrado actual y es el tiempo de residencia promedio del flujo de

fluidos.

De la secuencia anterior se obtienen las curvas DTR de acuerdo a la sección 2.3, determinando la

curva C, se aprecia en la figura 2.9.c.

t i t

==vVt


74

SPM&DF

4.2 MODELO SIN ACCESORIOS (2.00 TON/MIN)

La figura 4.1 muestra el comportamiento del fluido en el distribuidor utilizando trazador para la

configuración I, en estado estacionario a una máxima velocidad de colada. Se observó que el fluido

se expandía rápidamente a los costados laterales de la buza originado por la zona turbulenta en la

superficie del líquido abarcando inmediatamente toda la superficie y parcialmente casi todo el

distribuidor de manera inmediata.

A 10 segundos

A 20 segundos

Figura 4.1. Comportamiento del flujo en el distribuidor de la configuración I, sin accesorios a dos diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador.


75

SPM&DF

4.2.1 MODELO CON INHIBIDOR DE FLUJO DE FORMA HEXAGONAL (IFH),

(2.00 TON/MIN)

En la configuración II (Figura 4.2), en estado estacionario y a una máxima velocidad de colada se

observó una zona turbulenta en la superficie del líquido que se originó alrededor de la buza, el

fluido al hacer contacto con el inhibidor de flujo se expande hacia la superficie del baño provocando

una dispersión hacia abajo y paredes laterales del distribuidor a una menor velocidad a la que se

expandía en el estudio de la configuración I. Cuando utilizamos aceite vegetal (Figura 4.3), se

observa una turbulencia alrededor de la buza originando ondas que se expanden por toda la

superficie del líquido. En los cambios de olla (Figura 4.4), se observó una zona abierta de aceite

originada alrededor de la buza mostrando que el flujo de fluidos que entra durante los cambios de

olla arrastra al aceite que cubre la superficie del líquido provocando que el aceite se habrá hacia los

extremos del distribuidor, por esto, durante todo el tiempo del cambio de olla el líquido se expone

al contacto del aire.

A 10 segundos

A 20 segundos

Figura 4.2. Comportamiento del flujo en el distribuidor de la configuración II con IFH, a dos diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador.


76

SPM&DF

Figura 4.3. Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración II con IFH.

Figura 4.4. Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración II con IFH, durante un cambio de olla de 14 toneladas.


77

SPM&DF

4.2.2 MODELO CON ARREGLO DE INHIBIDOR DE FLUJO DE FORMA PENTAGONAL

(IFP), CON PISO FALSO RECTANGULAR (PFR), Y PISO FALSO TRIANGULAR (PFT),

(2.00 TON/MIN)

En la configuración III, el estudio se llevo acabó en estado estacionario y a una máxima velocidad

de colada donde se observa una zona de turbulencia originada al redor de la buza ocasionando

ondas que se extienden por toda la superficie del líquido. La dispersión del fluido al bajar choca

entre el piso falso extendiéndose hacia el centro y dirigiendo el fluido hacia las paredes laterales del

distribuidor originando que el fluido sea estable y tranquilo obteniendo un drenado adecuado en

cada una de las boquillas de salida del distribuidor. En la figura 4.5 se muestra un esquema

representativo de los tipos de flujo que presenta este arreglo. En este estudio no fue necesario hacer

una grabación del análisis experimental, por la simple justificación de que está modificación del

sistema causaría elevados costos en la planta industrial y otra razón, es por los paros de producción

que causaría montar esta modificación el cual a la planta no le sería factible hacer esta modificación

en el proceso real, hacemos de referencia este estudio con la finalidad de validar un mejor resultado

con un menor costo que beneficie a la industria reduciendo los problemas que generan la

contaminación del acero así como de su producción. En la figura 4.6 se observan fotografías del

modelo con los diferentes prototipos controladores de flujo.

VmVp TLS

Figura 4.5. Perfil de la configuración III, donde se observan los diferentes fenómenos que suceden en el comportamiento del fluido en el distribuidor.


78

SPM&DF

Figura 4.6. Fotografías del modelo de la configuración III, con los diferentes prototipos controladores de flujo. 4.2.3 MODELO CON ARREGLO DE INHIBIDOR DE FLUJO DE FORMA PENTAGONAL

(IFP), CON PISO FALSO RECTANGULAR (PFR), (2.00 TON/MIN)

En la configuración IV, a una máxima velocidad de colada (Figura 4.7 y 4.8), en estado estacionario

y utilizando buza corta (0.20 m) y larga (0.13 m), el fluido tiene un comportamiento ordenado y

estable dirigiendo el flujo de fluidos hacia las paredes laterales del distribuidor. Cuando se utiliza

aceite mineral (Figura 4.9 y 4.10), se observa una turbulencia tranquila y en forma de ondas que se

extienden al rededor de la buza, al principio y final se tiene un incremento en la turbulencia. Al

iniciar el cambio de olla el aceite se abre en la superficie del líquido alrededor de la buza, sin

embargo se vuelve a cubrir la capa de aceite en tiempos cortos en el transcurso del cambio de olla y

al finalizar se vuelve a cubrir la capa de aceite completamente en la superficie del líquido, el acero

se expone al contacto del oxígeno en un tiempo menor, en la figura 4.11 se observan las imágenes.


79

SPM&DF

Buza corta a 10 segundos Buza corta a 20 segundos

Buza corta a 50 segundos Buza corta a 100 segundos Figura 4.7. Comportamiento del flujo de la configuración IV con IFP + PFR, a diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador, utilizando una buza corta (0.20 m).


80

SPM&DF

Buza larga a 10 segundos Buza larga 20 segundos

Buza larga a 40 segundos Buza larga a 100 segundos

Figura 4.8. Comportamiento del flujo de la configuración IV con IFP + PFR, a diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador, utilizando una buza larga (0.13 m).


81

SPM&DF

Figura 4.9. Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración IV con IFP + PFR, utilizando una buza corta (0.20 m).

Figura 4.10. Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración IV con IFP + PFR, utilizando una buza larga (0.13 m).


82

SPM&DF

a)

b)

c)

Figura 4.11. Comportamiento en la superficie de acero de la configuración IV, durante un cambio de olla de 14 toneladas, utilizando una buza corta (0.20 m). a) Inicio del cambio de olla, b) Transcurso del cambio de olla, c) Final del cambio de olla.


83

SPM&DF

4.2.4 MODELO CON ARREGLO DE INHIBIDOR DE FLUJO DE FORMA PENTAGONAL

(IFP), (2.00 TON/MIN)

En la configuración V, a una máxima velocidad de colada (Figura 4.12), en estado estacionario la

dispersión del fluido es tranquila y se extiende con una velocidad ordenada y estable hacia las

paredes laterales del distribuidor. En la superficie del líquido (Figura 4.13), no presenta abertura de

aceite, observando que la turbulencia decrece alrededor de la buza. En el cambio de olla al inicio se

presenta una pequeña abertura de aceite en la superficie, después decrece en el transcurso del

cambio de olla y al finalizar el aceite se vuelve abrir en un muy corto tiempo volviéndose a cubrir

la superficie del baño, el acero no se expone mucho tiempo al contacto del oxígeno (Figura 4.14).

En la figura 4.15 se muestra el mejor comportamiento en la superficie del acero líquido.

A 10 segundos A 20 segundos

A 40 segundos A 75 segundos Figura 4.12. Comportamiento del flujo a diferentes tiempos de haberse inyectado el trazador de la configuración V con IFP.


84

SPM&DF

En la figura 4.16 se muestran imágenes de las zonas de formación de volumen muerto en un tiempo

de 55 segundos de las configuraciones II, IV y V, donde se observa que en la configuración II, el

flujo se mueve más lento comparado con las configuraciones IV y V.

Figura 4.13. Comportamiento del flujo en la superficie de acero de la configuración V con IFP, utilizando una buza larga (0.13m).


85

SPM&DF

a)

b)

c)

Figura 4.14. Comportamiento en la superficie de acero de la configuración V, durante un cambio de olla de 14 toneladas, utilizando una buza larga (0.13 m). a) Inicio del cambio de olla, b) Transcurso del cambio de olla, c) Final del cambio de olla.


86

SPM&DF

a) b) Figura 4.15. Comportamiento en la superficie de acero de la configuración V. a) Buza corta (0.20 m) con IFP, b) Buza larga (0.13 m) con IFP. En las tablas 4.1-4.3 se muestran las características de flujo y análisis de las curvas DTR, a

diferentes velocidades de colada de la optimización del flujo del fluido lo que permite observar que

a una máxima velocidad de colada el distribuidor tiene un mejor desempeño.

El comportamiento mejorado de acuerdo a los prototipos diseñados fue la configuración IV, con

IFP + PFR y V, con IFP, utilizando una buza larga (0.13 m), donde se mejora la optimización del

comportamiento del fluido de las diferentes características de tipos de flujos, también se mejoran las

condiciones de operación y la intensidad de turbulencia en la superficie del acero líquido en estado

estacionario y durante los cambios de olla en el sistema de acuerdo a la figura 3.17. Las mejoras que

se obtuvieron en el funcionamiento del modelo físico fueron: mayor volumen pistón, menor

volumen de mezclado, menor volumen muerto, menor varianza, mayor tiempo mínimo de

residencia, menor turbulencia en la superficie del líquido y cambios de olla más eficientes a una

máxima velocidad de colada.

En las tablas 4.1-4.3 se muestran los resultados de las diferentes configuraciones de estudio donde

se observa que los mejores resultados del desempeño de las configuraciones corresponden al de la

configuración IV y V, estableciendo que los diseños propuestos y diseñados en el laboratorio de

simulación física dieron resultados mejorados, por lo tanto aceros más limpios de mejor calidad en,

el distribuidor de tipo DELTA.


87

SPM&DF

a)

b)

c)

Figura 4.16. Zonas de formación de volumen muerto en un tiempo de 55 s. a) Configuración II, con IFH, b) Configuración IV, con IFP + PFR, c) Configuración V, con IFP.


88

SPM&DF

Tabla 4.1. Características del flujo y análisis de las curvas DTR (Velocidad de colada 1.13 ton/min).

CONFIGURACIÓN

I

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 6.43 56.00 37.57 0.7921 5.00

SALIDA EXTERIOR 15.90 62.00 22.10 0.4376 10.00

CONFIGURACIÓN

II

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 12.80 54.45 32.75 0.6378 12.00

SALIDA EXTERIOR 26.90 63.77 9.32 0.2419 10.00


CONFIGURACIÓN

I

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 5.51 63.69 30.80 0.6189 5.00

SALIDA EXTERIOR 20.07 59.86 20.70 0.4196 12.00

CONFIGURACIÓN

II

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 13.63 53.34 33.03 0.6951 10.00

SALIDA EXTERIOR 44.63 43.94 11.43 0.2319 20.00


89

SPM&DF


CONFIGURACIÓN

I

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 5.81 61.71 32.48 0.6388 5.00

SALIDA EXTERIOR 20.21 58.82 20.97 0.4221 10.00

CONFIGURACIÓN

II

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 15.49 53.80 30.71 0.6195 12.00

SALIDA EXTERIOR 25.97 60.12 13.91 0.3073 5.00

CONFIGURACIÓN

III

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 21.77 57.40 20.83 0.4421 15.00

SALIDA EXTERIOR 18.12 46.60 35.28 0.7131 20.00

CONFIGURACIÓN

IV

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 28.67 46.86 24.47 0.5051 25.00

SALIDA EXTERIOR 29.11 47.20 23.69 0.5370 28.00

CONFIGURACIÓN

V

Vp

Vm

Vd

σ2

Tmin

SALIDA INTERIOR 31.54 42.66 25.80 0.4460 35.00

SALIDA EXTERIOR 32.94 42.50 24.56 0.4876 36.00


90

SPM&DF

Tabla 4.4. Relación de altura de cambios de olla en el modelo físico y modelo real (agua-acero).

ALTURA

MODELO REAL

ALTURA

MODELO FÍSICO

MODELO REAL

MODELO

FÍSICO

m m TONELADAS Lt.

0.08 0.04 2 45.32

0.14 0.07 3 67.98

0.24 0.12 6 135.96

0.36 0.18 8 181.28

0.44 0.22 10 226.61

0.52 0.26 12 271.95

0.64 0.32 14 317.29

0.74 0.37 16 362.63

0.8 0.4 18 407.97

0.

32

Figura 4.17. Altura del cambio de olla de 14 toneladas que mejora la calidad del acero en el modelo físico, unidades en m.


91

SPM&DF

4.3 COMPORTAMIENTO DE LAS CURVAS C DURANTE UN CAMBIO DE OLLA

Para establecer la calidad del acero en el distribuidor durante un cambio de olla se tienen que

considerar las principales características de las curvas C. En base al tipo y forma de la curva dará la

estabilidad y duración de la curva el cual nos indicara el nivel mínimo aceptable, así como el tiempo

máximo para recomenzar un cambio de olla.

La curva ascendente (Figura 4.18.a), es consistente cuando no sufre ninguna perturbación en el

comportamiento de la concentración con respecto al tiempo originando el incremento de la flotación

de inclusiones a la superficie del acero líquido, para determinar el nivel mínimo de acero aceptable

en el distribuidor así como determinar el tiempo máximo para un cambio de olla dejando el mínimo

porcentaje de impurezas en el acero para mejorar la calidad del mismo. Cuando la curva sufre

perturbaciones es no consistente (Figura 4.18.b), ocasionando recirculación y mezclado en el flujo

de fluidos el cual ocasionara que el flujo no permita flotar libremente a las inclusiones originando

un decremento de la flotación de inclusiones a la superficie del acero líquido, obteniendo un alto

nivel de contaminación en el acero durante la secuencia del cambio de olla. Para que resulte un

mejor comportamiento del fluido durante el drenado de una nueva olla se deben de minimizar estos

comportamientos del fluido mediante las propuestas de nuevos prototipos controladores de flujo de

fluidos.

% C

θ

% C

θ

RECIRCULACIÓN

MEZCLAMAX

MIN C2

C1

CI

C2 C1 < C2 t1 < t2

θ1 θ2

C1 > C2 t1 > t2

θ1 θ2

a) b) Figura 4.18. Comportamiento de las curvas que repercuten en la calidad del acero durante un cambio de olla. a) Calidad consistente, b) Calidad no consistente.


92

SPM&DF

4.4 CAMBIOS DE OLLA (2.00 TON/MIN)

En la figura 4.19 se muestran las curvas de cambios de olla en el distribuidor a un flujo de llenado

de 5.00 ton/min y a una máxima velocidad de colada, en el distribuidor de las configuraciones con

IFH, con arreglo de IFP + PFR y con IFP, en estado estacionario. Tomando en cuenta que en cada

cambio de olla, cuando se está terminando de vaciar acero líquido se tienen diferentes alturas

(18, 16 ó 14 toneladas). En la figura 3.15 se muestra la secuencia experimental para obtener los

resultados de las diferentes configuraciones mostrando que la gráfica indica el porcentaje del nuevo

acero con respecto al tiempo de la colada continua.

Figura 4.19. Curvas de cambios de olla en el distribuidor con IFH (Configuración II), con IFP + PFR (Configuración IV), y con IFP (Configuración V).


93

SPM&DF

4.5 ANÁLISIS Y SU DISCUSIÓN DE RESULTADOS DE LA MODELACIÓN FÍSICA

En esta sección se analizan los resultados obtenidos de los análisis experimentales de las diferentes

configuraciones en la modelación física, asimismo el comportamiento del fluido en el distribuidor

de colada continua es un factor importante sobre la calidad del acero. Por tal motivo es necesario

determinar la influencia del flujo de fluidos sobre la remoción de inclusiones, además de mejorar la

optimización del distribuidor durante el análisis utilizando curvas DTR.

La determinación de la calidad del acero es verificar el comportamiento del flujo de fluidos el cual

da una especificación más adecuada para determinar las características del funcionamiento del

distribuidor lo que dará un mejor desempeño del fluido para obtener la calidad del acero.

A continuación se dará una breve explicación de los resultados obtenidos de las diferentes

configuraciones de estudio de este trabajo de investigación, mostrando el desempeño de cada uno

de ellos determinando el mejor estudio el cual determinará la calidad del acero.

Un factor que es muy importante para mejorar la calidad del acero es el tiempo mínimo de

residencia (Tmin), el cual establece que para mejorar un sistema debe haber un mayor tiempo

mínimo de residencia del acero en el distribuidor para que el flujo de fluidos tenga el tiempo

suficiente para remover a las inclusiones metálicas.

Por tanto en los casos I y II, a una mínima y normal de velocidad de colada (Tabla 4.1 y 4.2),

presentan diferencia de resultados en cada uno de ellos con un decremento del tiempo mínimo de

residencia. En las figuras 4.20.a, b y 4.21.a, b se muestra el comportamiento de las curvas DTR.

En este trabajo mencionaremos la comparación de resultados de las diferentes configuraciones en

estudio a una máxima velocidad de colada, estableciendo que las mejoras de resultados del

comportamiento del fluido es cuando aumenta la velocidad de colada.


94

SPM&DF

El valor de la configuración I y II (Tabla 4.3), es de 5.00 (salida interior), 10.00 (salida exterior).

Para la segunda configuración presenta 12.00 (salida interior), 5.00 (salida exterior), presentan

resultados similares pero de forma inversa en las diferentes salidas lo que origina que las moléculas

permanezcan un menor tiempo en el distribuidor, en las figuras 4.20.c y 4.21.c se observa el

comportamiento adimensional de las curvas DTR, de concentración con respecto al tiempo de las

configuraciones I y II.

En la configuración V (Tabla 4.3), se presenta un incremento en el tiempo mínimo de residencia de

35.00 (salida interior) y 36.00 (salida exterior), estableciendo un mayor tiempo de las moléculas en

el distribuidor mejorando el comportamiento del fluido en la figura 4.22 se muestra la curva DTR.

El flujo pistón es uno de los principales factores que se relacionan directamente con el Tmin

considerando la ecuación [2-11], y se encarga de mejorar la calidad del acero en cuanto a la

remoción de inclusiones, donde se establece que los sistemas que tengan un flujo mayor tendrán un

mejor funcionamiento en cuanto a la remoción de inclusiones.

En la figura 4.20 y 4.21 se muestran las curvas DTR, del comportamiento del trazador para las

configuraciones I y II. Cabe mencionar que estos análisis fueron realizados para verificar el

desempeño del distribuidor de la planta industrial y así dar propuestas de diferentes prototipos

controladores de flujo para mejorar la optimización del comportamiento del fluido en el

distribuidor. El comportamiento de las curvas DTR, presentan relativamente comportamientos

similares presentando un flujo pistón menor.

Los resultados del flujo pistón que se presentan en la configuración I, son similares y cercanos en

el funcionamiento del distribuidor a diferentes velocidades de colada (Tablas 4.1-4.3), sin embargo

la configuración II, a diferentes velocidades de colada presentan diferencia de resultados

presentando a una mínima velocidad decolada de 12.80 (salida interior), 26.90 (salida exterior),

velocidad normal de 13.63 (salida interior), 44.63 (salida exterior), y a una máxima velocidad de

15.49 (salida interior), 25.97 (salida exterior). A una velocidad normal las moléculas permanecen

considerablemente más tiempo en la salida exterior del distribuidor lo que puede implicar que el

acero se solidifique ocasionando la obstrucción en las salidas del distribuidor, y por lo tanto paros

en la producción del proceso de colada continua. Cabe mencionar que cuando el flujo permanece

demasiado tiempo en el distribuidor ocasiona grandes problemas en la colada, cuando sucede esto

se debe cambiar el sistema mediante el estudio de nuevos prototipos controladores de flujo.


95

SPM&DF

SIN INHIBIDOR 1.13 TON/MIN

0 0.2 0.4 0.6 0.8

1 1.2 1.4 1.6 1.8

2 2.2 2.4 2.6 2.8

3 3.2 3.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 θ

C

Salida Exterior

Salida Interior

a)


0 0.2 0.4 0.6 0.8

1 1.2 1.4 1.6 1.8

2 2.2 2.4 2.6 2.8

3 3.2 3.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 θ

C

Salida Exterior

Salida Interior

b)


0 0.2 0.4 0.6 0.8

1 1.2 1.4 1.6 1.8

2 2.2 2.4 2.6 2.8

3 3.2 3.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 θ

C

Salida Exterior

Salida Interior

c) Figura 4.20. Curvas de DTR a diferentes velocidades de colada para la configuración I. a) Mínima velocidad de colada, b) Velocidad normal de colada, c) Máxima velocidad de colada.


96

SPM&DF

CON INHIBIDOR HEXAGONAL 1.13 TON/MIN

0 0.20.40.60.8

1 1.21.41.61.8

2 2.22.42.62.8

3 3.23.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5θ

C

Salida ExteriorSalida Interior

a)


0 0.2 0.4 0.6 0.8

1 1.2 1.4 1.6 1.8

2 2.2 2.4 2.6 2.8

3 3.2 3.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 θ

C


b)


0 0.2 0.4 0.6 0.8

1 1.2 1.4 1.6 1.8

2 2.2 2.4 2.6 2.8

3 3.2 3.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 θ

C

Salida Exterior

Salida Interior

c) Figura 4.21. Curvas de DTR a diferentes velocidades de colada para la configuración II. a) Mínima velocidad de colada, b) Velocidad normal de colada, c) Máxima velocidad de colada.


97

SPM&DF

En la tabla 4.3 se observa que la configuración V, es la que presenta un mayor volumen pistón

(Figura 4.22), después sigue la configuración IV (Figura 4.23), y por último la configuración III

(figura 4.24), haciendo una comparación con la configuración V, se puede verificar que las

configuraciones I y II, tienen un flujo pistón menor. En la figuras 4.1 y 4.2 se muestran imágenes

del comportamiento del trazador en el distribuidor a una máxima velocidad de colada de las

configuraciones I y II, donde se observa que el trazador avanza más rápido en los distribuidores de

las configuraciones I y II, permitiendo que el trazador abandone más rápido al distribuidor, sin

embargo en la configuración V, el flujo tiene un comportamiento ordenado y estable permitiendo

que el trazador permanezca más tiempo en el distribuidor. Mediante estos análisis se establece que

cuando las moléculas del trazador abandonan más rápido al distribuidor se tiene un volumen pistón

menor obteniendo un mal desempeño del sistema y cuando las moléculas del trazador permanecen

más tiempo en el distribuidor se tiene un volumen pistón mayor obteniendo un mejor desempeño

del sistema en términos de eliminación de inclusiones.

CON IFP 2.00 TON/MIN

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8

22.22.42.62.8

33.23.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5θ

C

Salida Exterior

Salida Interior

Figura 4.22. Curvas de DTR para la configuración V, a una máxima velocidad de colada.


98

SPM&DF

CON IFP + PFR 2.00 TON/MIN

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8

22.22.42.62.8

33.23.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5θ

C


Figura 4.23. Curvas de DTR para la configuración IV, a una máxima velocidad de colada.

CON IFP + PFR + PFT 2.00 TON/MIN

00.20.40.60.8

11.21.41.61.8

22.22.42.62.8

33.23.4

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 θ

C

Salida Exterior

Salida Interior

Figura 4.24. Curvas de DTR para la configuración III, a una máxima velocidad de colada.


99

SPM&DF

Otro factor importante en la modelación física es el volumen de mezclado las cuales se pueden

asociar con la amplitud de las curvas DTR, y se observan en las figuras 4.20 y 4.21 en ambas

situaciones la configuración I y II, tienen valores similares, observando la misma forma de la curva

y el porcentaje del volumen de mezclado se puede calcular por medio de la ecuación [2-12].

Las configuraciones I y II, presentan un volumen de mezclado mayor a una máxima velocidad de

colada de 61.71 (salida interior), 58.82 (salida exterior), y 53.80 (salida interior), 60.12 (salida

exterior), en los diferentes análisis de estudio el que presenta un menor volumen de mezclado es la

configuración V (Tabla 4.3), lo que origina un mejor desempeño del flujo de fluidos en el

distribuidor.

Así se verifica que el IFH, en función en planta no es muy adecuado si hablamos de calidad. Sin

embargo no es que este accesorio no funcione en otros distribuidores de colada continua, solamente

estamos validando este mal funcionamiento del inhibidor en el distribuidor de tipo DELTA, porque

repercute en las pérdidas de producción.

La varianza es un factor que se relaciona con el número de dispersión y se puede calcular con la

ecuación [2-3], aquí también repercute en la amplitud o dispersión de las curvas DTR, mostrando

que la configuración I y II, a una velocidad máxima presentan una varianza mayor de 0.6388 (salida

interior), 0.4221 (salida exterior), y 0.6195 (salida interior), 0.3073 (salida exterior), provocando un

retromezclado, lo que origina una diferencia de velocidad en el comportamiento del flujo

ocasionando que las inclusiones no floten libremente a la superficie del baño líquido quedando

atrapadas en las trayectorias del fluido afectando la calidad del acero. Para la configuración V, se

presenta una menor varianza en la salida interior de 0.4460 (salida interior), 0.4876 (salida exterior),

considerando que el porcentaje de las dos salidas del distribuidor son similares y cercanos

ajustándose a un mejor comportamiento del fluido en el distribuidor, (tabla 4.3).

El volumen muerto es un factor que se puede observar por la ultima parte de la curva DTR,

considerando volumen muerto cuando sobre pasa un tiempo igual a dos adimensional de la curva.

Este comportamiento es originado por un flujo lento que ocasiona que el acero se solidifique por la

pérdida de temperatura provocando taponamientos en las salidas del distribuidor y se calcula por la

ecuación [2-10], de acuerdo a lo antes mencionado el sistema que presente un menor volumen

muerto tendrá un mejor comportamiento del flujo de fluidos.


100

SPM&DF

Se toma como referencia la configuración IV, por lo que presenta el menor volumen muerto,

considerando que los valores de las dos salidas del distribuidor son más ajustables y constantes para

mejorar el comportamiento del fluido, después sigue la configuración V, y finalmente la

configuración III, de acuerdo a lo antes establecido se tiene que la configuración I y II, tienen un

volumen muerto mayor los valores de estas configuraciones se muestran en la tabla 4.3.

En la figura 4.16 se observan imágenes para las configuraciones II, IV y V, donde se muestran las

zonas de formación del volumen muerto, estas zonas por lo regular aparecen al finalizar cada uno

de los análisis experimentales y se pude apreciar en la parte final de las curvas DTR.

El estudio de mecánica de fluidos (hidrodinámica), es un análisis del comportamiento del flujo de

fluidos en la superficie del líquido para mejorar la calidad del acero. A continuación se presenta su

discusión de análisis del distribuidor.

En las configuraciones II, III, IV y V, utilizando una capa de aceite en estado estacionario y a una

máxima velocidad de colada se analizaron mediante el estudio de la hidrodinámica donde el

comportamiento de la superficie del flujo de fluidos de la configuración II, presento una turbulencia

mayor en forma de ondas que se dispersaban a lo largo de la superficie, en la figura 4.3 se observa

este comportamiento. En el estudio de la configuración III, mejora el comportamiento en la

superficie del flujo originando una turbulencia en forma de ondas más estables que se dispersan por

toda la superficie, en la figura 4.5 se aprecia el esquema representativo. Las configuraciones IV y V,

(Utilizando buza corta y larga), presentan el mejor comportamiento en la superficie del flujo

presentando una menor turbulencia en forma de ondas que se dispersan por toda la superficie del

líquido en las figuras 4.9, 4.10 y 4.13 se observa este comportamiento.

Sin embargo en las diferentes configuraciones que se estudiaron en estado estacionario el aceite no

presentó abertura en la superficie del acero líquido, esto indica que el flujo de fluidos no se expone

al contacto del oxigeno, por lo tanto, esto nos dice que el comportamiento en la superficie del fluido

es adecuado para mejorar la calidad del acero porque reduce el grado de reoxidación disminuyendo

la fuente generadora de inclusiones metálicas en el distribuidor de colada continua. En la figura

4.15.b se presenta el mejor comportamiento en la superficie del flujo, el cual lo establece la

configuración V, utilizando una buza larga.


101

SPM&DF

Otro aspecto importante de estudio es el cambio de olla donde los prototipos modificadores de flujo

tienen que ver con la principal secuencia del drenado de la olla al distribuidor y es de tal

importancia cada uno de ellos porque son los que modifican el comportamiento del fluido

presentando mejores resultados e importantes cambios de ollas. En la figura 4.19 se muestran las

curvas que representan la variación del nuevo acero con respecto al tiempo. Este estudio se analizó

con la finalidad de establecer el mínimo tonelaje de acero aceptable en el distribuidor y obtener el

máximo tiempo para recomenzar el vertido de una nueva carga de acero al distribuidor sin que el

baño líquido se exponga demasiado tiempo al contacto del oxígeno, por tal secuencia las pérdidas

de acero serán menores obteniendo una mejor producción y por lo tanto mayores ingresos

económicos.

En la figura 4.4 se observa el comportamiento del flujo de la configuración II, durante un cambio de

olla de 14 toneladas, utilizando una capa de aceite en estado estacionario y a una máxima velocidad

de colada. Mostrando al inicio del cambio de olla una abertura de aceite alrededor de la buza, este

comportamiento ocurrió durante todo el transcurso del estudio, exponiendo al líquido al contacto

del oxígeno. En la configuración IV, al inicio del cambio de olla se originó una abertura de aceite

alrededor de la buza decreciendo durante el transcurso del estudio y al finalizar la capa de aceite se

cubre por completo, en la figura 4.11 se muestran las imágenes. Los estudios de la configuración V,

es el mejor resultado durante un cambio de olla, donde se observó al inicio del estudio experimental

una abertura de aceite de menor grado alrededor de la buza decreciendo en poco tiempo hasta

cubrir de aceite la superficie y durante todo el transcurso del estudio, al finalizar se abre la capa de

aceite en un menor grado y se vuelve a cubrir la superficie del líquido, en la figura 4.14 se muestran

las imágenes.

En la configuración II (IFH), se tiene un tiempo de 980 s, se presenta turbulencia en la superficie

del baño líquido originando que la capa de escoria se habrá, lo que indica que el acero se expone al

contacto del oxígeno generando inclusiones y siempre se de evitar el mínimo contacto metal-

oxígeno, esto se puede evitar en ocasiones vaciando constantemente escoria en la superficie del

líquido pero cabe mencionar que este procedimiento se puede volver un problema más complicado

porque durante el paso del tiempo y por la generación de turbulencia en la superficie la escoria

puede ser atrapada por el líquido generando que el acero se contamine más y por el exceso de

turbulencia en la superficie puede haber erosión de refractario generando otra fuente de inclusiones.


102

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También presenta una curva no consistente que origina recirculación y mezclado, en la figura 4.19

se observa la curva que sufre perturbaciones originando un alto nivel de inclusiones en el acero

porque el fluido no permite flotar libremente a las inclusiones a la superficie del baño líquido,

cuando se presentan estas características, en la curva es recomendable hacer una modificación de

nuevos prototipo controladores de flujo en el interior del distribuidor para mejorar la calidad del

acero. La configuración IV (IFP + PFR), con un tiempo de 1000 s, se presenta una turbulencia

estable exponiéndose al contacto del oxígeno en periodos cortos de tiempo mejorando la calidad del

acero es una curva idónea para un cambio de olla (figura 4.19), no presenta recirculación y

mezclado por sus características de ser una curva consistente. En la figura 4.19 se muestra la curva

más idónea para un cambio de olla, lo establece la configuración V (IFP), obteniendo un tiempo

máximo de 1100 s, se presenta una turbulencia estable y uniforme así también se expone en muy

poco tiempo al contacto del oxígeno evitando un menor grado de generar inclusiones en un cambio

de olla de 14 toneladas en el distribuidor de tipo DELTA, obteniendo un acero más limpio por lo

que la cantidad de inclusiones es más controlada para obtener las propiedades adecuadas del acero.

En la Tabla 4.4 se muestran los parámetros físicos en relación de la altura del agua y del acero en un

cambio de olla en el modelo de agua y el prototipo y, en la figura 4.17 se muestra la altura en la que

el distribuidor es recomendable hacer un cambio de olla de acuerdo a los análisis de estudio en

modelación física, donde se mejora la calidad del acero y por tanto la producción de planchón en la

planta industrial.

La curva DTR , de la figura 4.22 es el resultado de la optimización que mejora el comportamiento

del fluido y lo establece la configuración V (IFP), donde se utilizó una buza larga (0.13 m), el cual

mejora el comportamiento del flujo de fluidos con un volumen pistón de 31.54 (salida interior),

32.94 (salida exterior), volumen mezclado de 42.66 (salida interior), 42.50 (salida exterior),

volumen muerto de 25.80 (salida interior), 24.56 (salida exterior), varianza de 0.4460 (salida

interior), 0.4876 (salida exterior), y un tiempo mínimo de residencia de 35.00 (salida interior), 36.00

(salida exterior). La curva más idónea para un cambio de olla se muestra en la figura 4.19 que

establece un tiempo de 1100 s mejorando la calidad del acero.

La curva DTR, de la configuración IV (IFP + PFR), de la figura 4.23 también presenta una mejora

en la optimización del fluido obteniendo resultados cercanos a la configuración V, cabe mencionar

que la configuración IV, se obtuvó un porcentaje menor de volumen muerto comparado con la

configuración V, a una máxima velocidad de colada los resultados se muestran en la tabla 4.3.

CAPÍTULO 5 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES

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5.1 CONCLUSIONES

En este trabajo se estudio la modelación física del flujo de fluidos en estado estacionario a

diferentes velocidades de colada, donde se mejora el comportamiento del fluido a una máxima

velocidad de colada obteniendo los resultados y curvas DTR de las diferentes configuraciones

estableciendo la realización de un análisis comparativo para establecer el arreglo más eficaz que

mejora la optimización del flujo de fluidos y por lo tanto la remoción de inclusiones, el cual se

concluye que:

1. La buza larga (0.13 m), modifica el comportamiento del flujo de fluidos orientando al acero

líquido que entra al distribuidor hacia la superficie del acero, promoviendo la remoción de

inclusiones y evita la generación de turbulencia en la superficie del acero.

2. El inhibidor de flujo pentagonal (IFP), modifica el comportamiento del fluido

disminuyendo la turbulencia en la superficie del acero líquido, evitando que el acero en la

superficie no se abra, por lo que se disminuye el contacto metal-oxígeno disminuyendo la

reoxidación en el acero, evita el atrapamiento de escoria y la erosión de refractario en el

distribuidor. También el flujo es orientado a la superficie del líquido promoviendo la

remoción de inclusiones.

3. Las barras tapón es un conducto que provoca que el comportamiento del fluido este más

estable a mínimos niveles del acero liquido, evitando el origen de vórtices, evita el

atrapamiento de escoria en el distribuidor.

4. El piso falso rectangular (PFR), y piso falso triangular (PFT), modifican el comportamiento

del fluido manteniendo un mayor tiempo al acero líquido en el interior del distribuidor,

permitiendo que las inclusiones tomen el tiempo necesario para ascender a la superficie del

acero.

5. La eficiencia de los prototipos controladores de flujo mantienen un mejor comportamiento

del acero líquido a una máxima velocidad de colada.


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6. De las configuraciones de estudio, la configuración V (IFP), utilizando buza larga es la que

presenta la mejor optimización del flujo de fluidos así también el mejor tiempo para realizar

un nuevo cambio de olla disminuyendo el problema que generaba la contaminación del

acero al hacer un cambio de olla en el sistema.

7. La configuración IV (IFP + PFR), utilizando buza larga es el segundo caso más factible que

mejoro el comportamiento del fluido.

5.1.2 RECOMENDACIONES

Es recomendable hacer un estudio de las curvas DTR, mediante una simulación matemática para

establecer resultados más exactos y tomar en cuenta los diferentes prototipos en estudio ya que son

los que en realidad modifican el comportamiento del flujo de fluidos obteniendo la calidad del acero

requerida por las plantas siderúrgicas en la actualidad.

Es recomendable hacer un análisis de estudio del comportamiento térmico del acero de las

condiciones de operación del distribuidor tipo DELTA, de cuatro salidas para establecer que

parámetros de post-fusión afecta la calidad del acero.

BIBLIOGRAFÍA

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