centro de investigación de soldadura
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, junio, 2018
Centro de Investigación de Soldadura
Autores del trabajo: Carlos Javier Cendan Valdés
Tutores del trabajo: Dr. Amado Cruz Crespo
Ing. Geannys Almeida
Desarrollo de un fundente para recargue por SAW a partir de
escorias de afino del acero y con adición de cenizas de paja de
arroz
Este documento es Propiedad Patrimonial de la Universidad Central “Marta Abreu” de Las
Villas, y se encuentra depositado en los fondos de la Biblioteca Universitaria “Chiqui Gómez
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casa de altos estudios.
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Exordio:
“(...) usted aprende y usa lo aprendido para volverse lentamente sabio (…)”
Mario Benedetti “Próximo Prójimo”
Dedicatoria:
A mi familia.
A mis amigos.
Agradecimientos:
A mi familia, apoyo moral que me sostiene.
A mis amigos, porque la prosperidad los hace y la adversidad los prueba.
A mis tutores, por su apoyo incondicional y ayuda en los momentos
difíciles.
Al colectivo del CIS y mis compañeros de estudio por el apoyo brindado.
A todos aquellos que hicieron posible la realización de este trabajo.
Gracias
Resumen
En el trabajo fue desarrollado un fundente para recargue por SAW a partir de escorias de
afino del acero y con adición de cenizas de paja de arroz. A partir de la composición de
la escoria de afino del acero, fue ubicada la composición en el sistema de óxidos CaO-
SiO2-MgO con 5% de Al2O3. En base al análisis del sistema ternario, fue propuesto
migrar hacia una región con temperaturas más adecuadas para el desempeño de un
fundente. Para ello, fue incrementado el SiO2, manteniendo constante la relación
CaO/MgO, lo cual se realizó mediante adición de cenizas de paja de para de arroz.
Adicionalmente, fue propuesto añadir fluorita para aumentar la fusibilidad del sistema.
Fue planteado un plan experimental de tipo Mc Lean Anderson, considerando como
variables la matriz (escoria+cenizas+ fluorita), el grafito y el FeCrMn. Con los fundentes,
fabricados por aglomeración, fueron obtenidos depósitos para la determinación de la
composición química, metalografía y desgaste. En la obtención de los depósitos, se
determinó el consumo alambre-fundente. En base a la composición química de los
depósitos se establecieron los modelos de regresión que relacionan cuantitativamente el
carbono, el cromo y el manganeso con las variables de composición del fundente.
Fueron, también, establecidos los vínculos de la relación del consumo alambre-fundente
con la composición del fundente. Se realizó un proceso de optimización, integrando
todas las variables respuestas.
Abstract
At work, a flux was developed for SAW hardfacing from steel slag and with the addition
of rice straw ash. From the composition of the refining slag of the steel, the composition
was located in the CaO-SiO2-MgO oxide system with 5% Al2O3. Based on the analysis
of the ternary system, it was proposed to migrate to a region with more adequate
temperatures for the performance of a flux. To do this, the SiO2 was increased, keeping
the CaO / MgO ratio constant, which was done by adding ashes of rice straw.
Additionally, it was proposed to add fluorite to increase the system's fusibility. An
experimental Mc Lean Anderson type plan was proposed, considering as variables the
matrix (slag + ash + fluorite), graphite and FeCrMn. With the fluxes, manufactured by
agglomeration, deposits were obtained for the determination of chemical composition,
metallography and wear. In the obtaining of the deposits, the wire-flux consumption was
determined. Based on the chemical composition of the deposits, regression models
were established that quantitatively relate carbon, chromium and manganese to the
composition variables of the flux. The links of the wire-flux consumption relationship with
the composition of the flux were also established. An optimization process was carried
out, integrating all the response variables.
Índice Introducción ................................................................................................................... 1
Capítulo I Fundamentación teórica .............................................................................. 6
1.1 Proceso de recargue por arco sumergido .......................................................... 6
1.1.1 Fundamentos del proceso ............................................................................... 6
1.1.2 Clasificación de los fundentes ......................................................................... 8
1.1.3 Propiedades tecnológicas de los fundentes .................................................. 11
1.2 Generalidades sobre el desgaste ........................................................................ 12
1.2.1 Desgaste adhesivo ........................................................................................ 13
1.2.2 Desgaste abrasivo ......................................................................................... 13
1.2.3 Desgaste por fatiga superficial ...................................................................... 18
1.2.4 Desgaste erosivo ........................................................................................... 19
Capítulo ll Materiales y métodos ................................................................................ 21
2.1 Concepción analítica de la matriz del fundente ................................................... 21
2.2 Plan experimental ................................................................................................ 23
2.3 Obtención de los fundentes experimentales ........................................................ 25
2.4 Obtención de los depósitos .................................................................................. 27
2.5 Preparación de muestras para análisis químico .................................................. 28
Capítulo III Resultados y análisis ............................................................................... 30
3.1 Comportamiento de la composición química de los depósitos ............................ 30
3.2 Análisis del consumo alambre-fundente .............................................................. 34
3.3 Proceso de optimización de la composición del fundente .................................... 36
3.4 Análisis del proceso de aleación del depósito ..................................................... 38
Conclusiones ............................................................................................................... 46
Recomendaciones ....................................................................................................... 48
Bibliografía ................................................................................................................... 49
Introducción
Existen diferentes clasificaciones de los fundentes, en las cuales se incluyen entre las
más importantes la categoría de: según el método de obtención y según el uso del
mismo. De acuerdo al método de obtención se clasifican en aglomerado o fundido y
según su uso: para recargue, soldadura mecanizada, soldadura por electroescoria y
plaquiado. Evidentemente, el fundente a desarrollar sería aplicable a cualquier
elemento sometido a abrasión, por tanto, tendría aplicación en distintos sectores, como
la agricultura, la minería, la metalurgia, la construcción, etc. Él mismo estaría
conformado por una matriz, basada en las escorias de acería y con la utilización de
cenizas de la combustión de la paja de arroz, usada como aditivo.
De acuerdo a lo planteado por Huang, (2012), se puede aclarar que, en los procesos
siderúrgicos se genera un gran volumen de residual, siendo el más importante la
escoria. En muchos casos, como en el proceso de altos hornos, es parte intrínseca del
montaje de la planta concebir la utilización de las escorias en aplicaciones ingenieriles,
con el consecuente saldo positivo en lo ambiental y lo económico. Utilizar las escorias
de acería como material de ingeniería es un tema altamente abordado por diversos
investigadores, dado por la versatilidad de estos materiales, en cuanto a posibles
aplicaciones y a las especificidades propias de los procesos, en dependencia de las
marcas de acero que se produzcan y de los hornos que se empleen.
Según plantea Boza, (2011), en el caso particular de la producción de acero en horno
de arco eléctrico, las escorias generadas pueden ser de dos tipos: oxidantes y
reductoras (también se conocen como negras y blancas). Esta nomenclatura se debe a
las dos etapas del proceso: fusión (marcha oxidante) y afino (marcha reductora). La
escoria negra, se obtiene en la primera etapa del proceso y está compuesta
principalmente por óxido de hierro, calcio, silicio y aluminio. La trituración y molienda de
estas escorias es dificultosa. Por su parte, la escoria blanca se genera en el proceso de
afino, su volumen es mucho menor en relación a las oxidantes y se caracteriza por
mucho menor contenido de hierro y por poseer una cantidad alta de finos a causa del
fenómeno de pulverización del silicato bicálcico durante el enfriamiento de la escoria.
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De acuerdo a lo planteado por Patón,(1948) durante la segunda guerra mundial en la
URSS se utilizó escorias de altos hornos para producir fundentes para la SAW. Este
fundente se obtuvo a partir de una mezcla mecánica (sin aglomerar) de
ferroaleaciones, fluorita y mármol, siendo la mayor deficiencia la inestabilidad de la
composición química, que conducía a obtener cordones de soldadura de composición
química estable.
En nuestro país se han realizado un grupo importante de investigaciones sobre
escorias, que incluyen como principal enfoque su aplicación, pero hasta la fecha no se
ha sistematizado ninguna aplicación concreta. Zaragoza et al, (2000), abordan el
empleo de las escorias de acería como árido en la fabricación de bloques para la
construcción civil y como fertilizante. Estos autores abordan las escorias de modo
general, sin hacer una diferenciación explícita entre las escorias negras y las blancas.
El Centro de Investigaciones de Soldadura de la Universidad Central “Martha Abreu” de
Las Villas, ha trabajado, desde su fundación, en el desarrollo de fundentes para la
soldadura y el recargue por arco sumergido (SAW por sus siglas en inglés) (Portal,
1994); (Quintana et al 2002).
Dadas las particularidades de las escorias blancas de la producción de aceros en
Horno Cuchara, en cuanto a composición química y fásica y la facilidad de molienda,
constituyen una fuente de materia prima ideal para el desarrollo de un fundente para
recargue por soldadura con proceso SAW. Dado que las empresas siderúrgicas son a
su vez consumidoras de fundentes de recargue por SAW, la producción de un fundente
aglomerado a partir de escorias dentro de la propia industria, permitiría cubrir las
necesidades internas de fundentes de este tipo. La relativa sencillez tecnológica
requerida para la producción de fundente aglomerado, así como la existencia en las
empresas siderúrgicas de instalaciones de laboratorios apropiadas para tales fines
(estufa, tamizadora, mezclador, molino) hacen que no se requiera de la realización de
inversiones para acometer la producción de un fundente a partir de las escorias de
Horno Cuchara. La cantidad de escoria utilizada para la elaboración de un fundente
sería apenas un pequeño por ciento de la escoria blanca que se genera en las acerías,
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por lo que mantendrían validez otras propuestas para la utilización de estas escorias
(Álvarez 2017).
Por otra parte, las empresas agroindustriales dedicadas a la producción de arroz
generan un alto volumen de paja, cuya combustión produce una ceniza rica en SiO2.
De acuerdo a la granulometría y composición química, dichas cenizas son
potencialmente adecuadas como aditivo de un fundente para recargue por SAW.
Problema Práctico
Desde el punto de vista práctico existen varios puntos a considerar, vinculados a la
temática específica que se aborda:
Las escorias del proceso de afino del acero en hornos eléctricos en las acerías
cubanas son consideradas residuales, a los que no se ha dado una aplicación
sistemática.
En Cuba, el total del fundente que se consume en el proceso SAW es importado,
lo que encarece los trabajos de fabricación y recuperación de componentes.
En los últimos años ha decrecido significativamente la recuperación de piezas
por soldadura, lo que implica gastos por importación de piezas de repuesto y en
ocasiones la salida de servicio de las máquinas.
La paja de arroz tiene significado energético. Luego de la combustión, las
cenizas se convierten mayoritariamente en residual.
El empleo de las escorias de horno cuchara de acería y de cenizas de paja de
arroz incidiría significativamente sobre el medio ambiente, por la disminución de
los vertimientos, efecto positivo en lo económico.
Problema Científico:
Se desconoce el efecto de la composición de un fundente de recargue, obtenido en
base a escorias de acería y con adición de cenizas de paja de arroz, sobre la
composición química del depósito destinado a enfrentar la abrasión y sobre la relación
de consumo fundente-alambre.
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Objetivo General:
Desarrollar un fundente aglomerado para recargue por SAW de piezas sometidas a
abrasión, con empleo de escoria de acería y la adición de cenizas de paja de arroz en
la matriz, en base al estudio del efecto de la composición del fundente sobre la
composición química del depósito y sobre la relación de consumo fundente-alambre.
Objetivos específicos:
▪ Establecer los vínculos cuantitativos de la composición del fundente, obtenido
con empleo de escoria blanca de acería y la adición de cenizas de paja de arroz
en la matriz, sobre la composición química del depósito.
▪ Establecer el efecto de la composición del fundente sobre la relación de
consumo fundente-alambre.
Hipótesis:
Es posible desarrollar un fundente para el recargue por SAW de piezas sometidas a
abrasión, a partir del empleo como matriz de escorias del proceso de afino del acero en
horno cuchara y de ceniza de paja de arroz como aditivo, estableciendo el efecto de la
composición del fundente sobre la composición química del depósitos y sobre la
relación de consumo fundente-alambre.
Aporte:
Se desarrolla un fundente aglomerado aleado para el recargue de piezas, empleando
escorias del proceso de afino y ceniza de paja de arroz en la matriz, estableciendo los
vínculos cuantitativos de la composición del fundente con la composición química del
depósito y sobre la relación de consumo fundente-alambre.
Tareas:
1. Realizar una fundamentación teórica del trabajo en base a la revisión bibliográfica
sobre el proceso de arco sumergido, las clasificaciones y propiedades de los
fundentes y sobre los mecanismos de desgaste.
2. Obtención analítica de la matriz y planificación experimental para la obtención del
fundente en base a un diseño de mezclas de tipo Mc Lean Anderson.
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3. Preparación de materias primas para la obtención de la matriz y de los fundentes
experimentales.
4. Obtención de la matriz y de los fundentes, en correspondencia con el plan
experimental.
5. Obtención de depósitos con la matriz, con los fundentes experimentales y con un
fundente comercial para recargue de referencia.
6. Determinación del consumo alambre fundente.
7. Preparación de muestras para análisis químico.
8. Determinación de la composición química de los depósitos.
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Capítulo I Fundamentación teórica
1.1 Proceso de recargue por arco sumergido
1.1.1 Fundamentos del proceso
El proceso de soldadura por arco sumergido (SAW por sus siglas en inglés)), al igual
que los demás procesos de soldadura por arco, produce la unión de metales mediante
el calor aportado por un arco eléctrico que surge entre un electrodo de metal desnudo y
el metal base, protegido bajo una capa de fundente granular fusible, el cual
desempeña un papel esencial en el proceso y en la calidad de la soldadura o recargue
(Valdez et al, 2010) ;(Yaseer, 2002) ;( Guliáev, 1983).
El proceso SAW, es de producción versátil que permite soldar con corrientes de hasta
2000 Amperes con CA o CC, empleando uno o varios alambres o cintas de metal de
aporte. Es posible usar fuentes de potencia de CA y CC en la misma soldadura
simultáneamente. No se aplica presión, y el metal de aporte se obtiene del electrodo y
en ocasiones de un suministro complementario como una varilla para soldar o polvos
metálicos (Yasser, 2002).
En la figura 1.1 se muestra el esquema del recargue de una pieza cilíndrica y en la
figura 1.2 se ve representado el esquema general de los componentes del depósito
mediante el proceso SAW.
Figura 1.1 Esquema del recargue en una pieza cilíndrica.
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Figura 1.2 Esquema general del depósito mediante el proceso SAW.
Aplicaciones
El proceso SAW Guliáev, (1983), tiene una amplia aplicación en la unión de grandes
conjuntos soldados por presentar una alta tasa de deposición, alta calidad de las
soldaduras, la obtención de una gran penetración al utilizar el mismo y la capacidad
para ser automatizado.
Este se aplica generalmente a costuras rectas (sobre todo para grandes espesores) o
circunferenciales de longitud apreciable como plantea (Valdez et al, 2010). Este
proceso también presenta gran aplicación en la reconstrucción y el recargue de piezas
cilíndricas, donde, contrario a la soldadura de unión, se precisa de depósitos con
mínima penetración y máxima altura posible del refuerzo (recargue), lo que se
consigue con la adecuada selección del régimen (tensión del arco, intensidad de
corriente y velocidad de soldadura) (Cruz et al, 2007).
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Desventajas
1. El fundente está sujeto a ciertas contaminaciones, también puede absorber
humedad lo que puede producir diferentes tipos de defectos en la soldadura como
son la aparición de poros, grietas etc.
2. Según Guliáev, (1984), el proceso tiene entre sus limitaciones que solo puede
emplearse en posición plana y de ángulo, no es recomendado para unir metales de
pequeño espesor, por la necesidad de utilizar respaldo en muchos casos, etc.
3. El proceso SAW necesita un dispositivo para la alimentación y recogida del
fundente.
4. Al terminar cada pasada es necesario eliminar la escoria solidificada.
Ventajas
El arco no es visible por lo que no es necesario utilizar protección a la hora de
aplicar este proceso
Se puede usar en lugares abiertos, ya que el fundente garantiza la protección
contra el viento.
Es un proceso fácil de automatizar y presenta una elevada productividad por tener
razones de depósito y velocidades de soldeo extremadamente elevadas.
Mayor aprovechamiento del material de aporte.
Prácticamente no se produce emisión de humos y gases.
1.1.2 Clasificación de los fundentes
Según plantea Bravo, (2005) y Cruz et al, (2007), el fundente tiene como objetivo la
obtención de un metal depositado con composición química y propiedades mecánicas
que cumplan con los requerimientos tecnológicos de la pieza. El mismo debe garantizar
un arco estable, evitar la formación de grietas y poros, que se forme una escoria fácil
de eliminar, debe dar la menor cantidad posible de desprendimiento de gases y humos;
así como un alto grado de desoxidación, aleación. Los fundentes pueden ser
clasificados en grupos según el método de obtención, la composición química, la
basicidad, actividad química, aplicación, estructura y dimensiones de los granos.
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1.1.2.1 Clasificación según el método de obtención
Según el método de obtención los fundentes se clasifican en fundidos y aglomerados.
Figura 1.3 Clasificación de los fundentes de acuerdo al método de obtención.
Como plantean Gómez, (2012) y Vyslovovzil, (1971), los fundentes fundidos se
sintetizan por fusión de una mezcla creada a partir de diferentes materias primas no
metálicas trituradas. La granulometría del fundente se obtiene por choque térmico de la
masa fundida vertida como un chorro en un recipiente con refrigerante líquido, el más
común es el agua, o a ese chorro de masa fundida se le suministra por un surtidor otro
chorro a contracorriente o perpendicular de agua líquida o aire frío. Los granos así
obtenidos presentan regularmente una estructura vítrea, amorfa y monolítica, cuya
matriz es el mismo fundente y ejerce las mismas funciones metalúrgicas y
operacionales para la matriz de los fundentes aglomerados, contribuyendo con un
aporte másico más preponderante en un mayor resguardo de la composición química
del cordón de soldadura resultante de la contribución de la simbiosis alambre-electrodo
metal base y, en mucho menor grado, del fundente.
Los fundentes aglomerados están constituidos por granos, término que indica una
forma más regular y una textura más heterogénea, constituida por una matriz que
presenta una amplia diversidad de sustancias cristalinas (minerales, sustancias
inorgánicas, etc.), amorfas (sustancias orgánicas y aglomerantes) y por una carga de
aleación conformada fundamentalmente por ferroaleaciones y metales. Durante el
proceso de fusión los componentes formadores de la escoria reaccionan entre sí, con
10
los componentes de la carga de aleación y con el material de aporte convirtiendo el
proceso metalúrgico en mucho más complejo y por etapas (Bravo, 2005).
1.1.2.2 Clasificación por composición química
En dependencia de la composición química de la matriz (base formadora de escoria)
los fundentes se clasifican en diferentes sistemas matriciales: de óxidos, de sales y de
óxido- sales.
Según plantea Cruz et al, (2005), Los fundentes basados en sistemas de óxidos están
constituidos, fundamentalmente, por aquellos óxidos de elementos categorizados como
metales y hasta un 10 % de compuestos de fluoruros. Estos son mayoritariamente
utilizados en aceros al carbono y de baja aleación. Entre los oxidados los más
frecuentes son del sistema de óxidos MnO- SiO2.
Los constituidos por el sistema de sales están formados por fluoruros, cloruros de
metales alcalinos y alcalinos térreos además de otros compuestos que no contienen
oxígeno. Estos son utilizados en la soldadura de metales activos, tales como aluminio,
titanio y otros, también en la soldadura por electroescoria. En el caso de los del sistema
óxido- sales, están constituidos por fluoruros y óxidos metálicos. Este grupo de
fundentes se emplea fundamentalmente en la soldadura y relleno de aceros;
aleaciones mediana y alta (Cruz et al, 2004).
1.1.2.3 Clasificación según el uso
Los fundentes, según la aplicación más adecuada, se clasifican en fundentes para
recargue o para soldadura mecanizada, soldadura por electro escoria y plaqueado.
Esta clasificación es condicional, ya que un fundente utilizado en la soldadura por arco
sumergido puede emplearse, por ejemplo, en la soldadura por electroescoria y un
fundente que mayormente se emplea en la soldadura, recargue de metales y
aleaciones de un grupo, pueden con éxito ser utilizado para la soldadura o recargue de
otro grupo de metales (Cruz et al, 2005).
Se conocen fundentes de uso general destinados a la soldadura mecanizada y relleno
por arco sumergido de aceros al carbono y de baja aleación con alambre de bajo
carbono o baja aleación. También se conocen los fundentes especiales para casos
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particulares de soldadura (ejemplo para electro escoria) y para soldadura de aceros de
alta aleación (Cruz et al, 2005).
1.1.2.4 Clasificación por la basicidad
Como criterio de la basicidad (acidez) de la matriz o del fundente, sobre la base de la
teoría molecular de las escorias, se emplea la relación de los componentes presentes
en su composición expresados en (%) o en sus relaciones molares (Cruz et al, 2004).
Donde m, q –Cantidad de componentes ácidos y básicos presentes en la escoria.
(RO) i–Concentración de los óxidos básicos.
(RO2) k–Concentración de los óxidos ácidos.
Fi/k–Coeficiente de conversión molar.
Según plantea Cruz et al, (2004), si la basicidad es menor que la unidad (B<1) los
fundentes se consideran ácidos, si B>1 básicos y neutros si B=1.Esta clasificación de
los fundentes por el índice de basicidad o acidez en determinada medida es formal, ya
que el valor absoluto de la basicidad de cada compuesto es desconocido. El sentido
químico de la basicidad consiste en la valoración de la contribución del fundente en el
proceso de afino, de su protección ante gases reactivos atmosféricos o del proceso.
1.1.3 Propiedades tecnológicas de los fundentes
Según plantea Bravo, (2005), de los fundentes se entiende por propiedades
tecnológicas la capacidad de estos de lograr en la soldadura una forma adecuada del
cordón, mantener la estabilidad del arco en el proceso de soldadura, de formar en la
superficie del cordón una capa fácil de desprender, etc. De forma cuantitativa resulta
difícil reflejar las propiedades tecnológicas, por ello estas son reflejadas con frecuencia
través de índices cualitativos.
12
1.1.3.1 Influencia del fundente sobre la estabilidad del arco
Un encendido no estable del arco puede ser provocado por varias causas:
debilitamiento periódico del arco en el cambio de metal o por la utilización de corriente
alterna, características insuficientes de la fuente de corriente y composición de los
consumibles. Se atribuye la mayor responsabilidad a la composición del fundente y en
menor medida a la del alambre electrodo más el metal base (Cary, 1998).
Según Jerez, (2006) se puede influir sobre la estabilidad de encendido del arco
mediante la introducción en el metal de elementos con bajo potencial de ionización, lo
cual casi siempre se logra a través de la composición del fundente, la presencia de
fluoruros o haluros en el fundente desempeña un papel negativo, lo cual está
condicionado por el arribo a la atmósfera del arco del anión F-. Por esto, la
concentración del fluoruro de calcio en valores excesivos en fundentes del sistema
MnO- SiO2 (>10% CaF2), hace decrecer significativamente la longitud del arco.
1.2 Generalidades sobre el desgaste
Respecto a los mecanismos de desgaste, diferentes autores, como Ochoa & Macías,
(2006) y Cruz, (2012), aprecian los fenómenos de desgaste en dependencia de criterios
propios, y se presentan generalmente distintos esquemas de clasificación, siendo muy
común encontrar la que los divide entre abrasión, adhesión, corrosivo-mecánico y fatiga
superficial (Figura 1.4). Otras clasificaciones incluyen la erosión y la cavitación.
Figura 1.4 Representación esquemática de los modos (tipos) de desgaste. (a)
Desgaste adhesivo, (b) Desgaste abrasivo, (c) Desgaste por fatiga y (d) Desgaste
corrosivo-mecánico.
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1.2.1 Desgaste adhesivo
El desgaste adhesivo ocurre cuando dos superficies que se encuentran en contacto se
adhieren fuertemente formando uniones entre ellas. Debido al movimiento relativo, las
uniones se desprenden y se transfieren entre las superficies o quedan como partículas
libres, de acuerdo como se describió en el mecanismo de fricción por adhesión.
En el contacto entre dos cuerpos, las asperezas determinan el área real de contacto la
cual es una pequeña proporción del área aparente de contacto. Al aplicar una fuerza en
las superficies, los puntos de contacto (asperezas) se deforman iniciando el crecimiento
de uniones, la tendencia a formar uniones adhesivas depende de las propiedades
físico-químicas de los materiales en contacto, de la carga y de características
superficiales, el grado y tipo de contaminación que presenten.
El movimiento relativo entre las superficies es originado por una fuerza tangencial,
ocasionando rompimiento de las uniones, este fenómeno depende de la magnitud de la
resistencia al corte de cada uno de los materiales de los cuerpos en contacto.
Frecuentemente, el rompimiento ocurre en el cuerpo de menor dureza; sin embargo,
algunos defectos cercanos a la unión pueden alterar esta tendencia. Parte del material
de una superficie se transfiere siendo adherido a la otra superficie o siendo eliminado
como una partícula de desgaste.
1.2.2 Desgaste abrasivo
El desgaste abrasivo es el fenómeno que ocurre cuando partículas duras se deslizan
o son forzadas contra una superficie metálica en relación a la cual están en
movimiento, provocando la remoción de material por arranque o deformación.
De todos los tipos de desgaste, el desgaste abrasivo es el que ocurre en más del 50 %
de los casos, siendo considerado como el más severo y el más comúnmente
encontrado en la industria.
De acuerdo con el tipo de contacto el desgaste abrasivo se clasifica en de dos
cuerpos y de tres cuerpos (figura 1.5). El de dos cuerpos es cuando un abrasivo se
desliza a lo largo de una superficie sin que se triture, por ejemplo, en el mezclado de
minerales. El de tres cuerpos es cuando un abrasivo es aprisionado entre dos
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superficies, por ejemplo, en la trituración de minerales. El desgaste de dos cuerpos es
entre 10 y 1000 veces superior al de tres cuerpos para iguales condiciones de carga,
recorrido y tipo de abrasivo (Zun Gahr, 1987).
Figura 1.5 Representación esquemática de desgaste a dos cuerpos y a tres cuerpos.
Hay varios tipos de desgaste por abrasión descritos en la literatura, entre ellos:
Abrasión por arranque
Abrasión a alta tensión (desbaste)
Abrasión a baja tensión (rayado).
Abrasión por impacto
La abrasión por arranque es el desgaste que ocurre cuando partículas abrasivas
gruesas y de grandes dimensiones, principalmente dotadas de regiones puntiagudas
cortantes con dureza mayor que de la parte metálica que está siendo desgastada son
impactadas con presiones más o menos violentas y repetitivas contra el componente,
causando el corte de la superficie desgastada por el abrasivo produciendo grandes
surcos y ralladuras visibles a la observación visual.
Este tipo de abrasión es observado en dientes de excavadoras que trabajan donde hay
arena, rocas o arcilla o en esteras transportadoras de mineral cuando hay transferencia
de mineral por caída (figura 1.6).
Figura 1.6 Representación esquemática de desgaste por arranque.
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Abrasión a alta tensión
Es el desgaste que ocurre entre partículas abrasivas y metal, ocasionando la
destrucción o no del abrasivo (figura 1.7).
El prensado de la partícula contra el metal puede ser ejercido por presiones fuertes o
medias, provocando el surgimiento de pequeños fragmentos. Las partículas abrasivas
pueden ser de dimensiones medias o pequeñas. El desbaste provocado por partículas
medias, ejerce su acción abrasiva superficial, arrancando fragmentos del metal, en
cuanto que las partículas pequeñas provocarán el desgaste superficial por el
desplazamiento de pequeños fragmentos de metal.
Este tipo de desgaste pode ser verificado en excavadoras, en cuchillas niveladoras, en
arados, en raspadores, en cilindros de laminadores y rodillos de arrastre de líneas de
laminación.
El factor determinante para obtener buena resistencia al desgaste abrasivo a late
tensión es que los componentes tengan presente una microestructura de partículas
duras (carburos) dentro de una matriz dúctil. La partícula dura resistirá la acción de la
abrasión a alta presión, protegiendo la matriz del desgaste. Son determinantes,
además, el tipo, forma, tamaño y distribución de los carburos.
Figura 1.7 Representación esquemática de abrasión a alta tensión.
Abrasión a baja tensión
La abrasión a baja tensión resulta del deslizamiento de partículas libres sobre la
superficie del componente (figura 1.8). Las tensiones involucradas son generalmente
bajas, no excediendo la resistencia de trituración del abrasivo. El material es removido
de la superficie a bajos ángulos de ataque por microcorte. De esta forma, los abrasivos
con aristas vivas producen desgastes más severos y la dureza de la superficie
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minimiza la penetración y reduce la velocidad del desgaste. Típicamente, la abrasión a
baja tensión ocurre en la superficie de los componentes de equipamientos que, directa
o indirectamente, están en contacto con tierras, arenas, minerales o carbón, tales
como, máquinas agrícolas, equipamiento de excavación, transporte, procesamiento de
minerales, entre otros.
También en la abrasión a baja tensión la microestructura con presencia de partículas
duras (carburos) la favorece, no existiendo una total correspondencia entre la dureza y
el desgaste.
Figura 1.8 Representación esquemática de abrasión a baja tensión.
Micromecanismos de desgaste abrasivo
El mecanismo básico de desgaste por abrasión fue propuesto por Khrushchov y
Babichev. Según los cuales, existen dos procesos actuando cuando el abrasivo entra
en contacto con la superficie (figura 1.9):
El primero sería la formación de un surco debido a la deformación plástica, por
tanto, sin remoción de material de la superficie en forma de pequeñas virutas.
El segundo el material es removido por virutas y el restante por deformación
plástica (cizallamiento).
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Figura 1.9 Micromecanismos básicos de desgaste abrasivo (existe un ángulo crítico de
partícula puntiaguda para la transición de surcamiento a corte).
Los mecanismos de desgaste pueden ser dúctiles (surcamiento y microcorte) o
frágiles (Microagrietamiento y lascamiento).
El microsurcamiento (figuras 1.9 y 1.10) resulta de la acción de partículas abrasivas
deformando plásticamente la superficie de un material (o fase dúctil), formando un
surco en su trayecto. El material acumulado al frente de la partícula fluye para los
bordes laterales del surco y no hay pérdida de masa durante esa formación de surco.
No obstante, la interacción de diversas partículas con la superficie provoca un resultado
global de remoción de material.
Figura 1.10 Esquema ilustrativo de mecanismo de desgaste abrasivo por
surcamiento.
El microcorte (figura 1.11) consiste en la formación de pequeñas virutas, cuando las
tensiones de cizallamiento impuestas por el desplazamiento de la partícula abrasiva
son suficientemente elevadas para la ruptura del material dúctil.
18
Figura 1.11 Esquema ilustrativo de mecanismo de desgaste abrasivo por
microcorte.
El microagrietamiento o astillamiento (figura 1.12) es un proceso de fragmentación
de la superficie frágil por la formación y crecimiento de grietas, debido a la acción de
las partículas abrasivas.
Figura 1.12 Esquema ilustrativo de mecanismo de desgaste abrasivo por
microagrietamiento o astillamiento.
1.2.3 Desgaste por fatiga superficial
En muchos contactos bien lubrificados la adherencia de los contactos entre las dos
superficies es despreciable, no obstante hay un desgaste significativo. Este desgaste
es causa de deformaciones constantes de la superficie cuando las asperezas de
superficies contrarias entran en contacto. Los contactos entre asperezas son
acompañados por altas tensiones locales un muy número grande de veces en el
recorrido de deslizamiento o rodadura, y las partículas de desgaste son generadas por
la propagación de grietas por fatiga, de ahí el término grietas por fatiga.
19
El término ¨fatiga de contacto¨ o ¨fatiga de la superficie¨ que comúnmente aparece en la
literatura técnica con nombre ¨popular¨ para el desgaste de la superficie causado por
un contacto rodante repetido. Se refiere al desgaste inicial en una superficie lisa y se
usa más a menudo en el contexto de cojinetes de rodamiento. Un cierto número de
ciclos de contacto por rodadura debe ocurrir antes de que se formen los defectos de la
superficie, y su formación es denominada ¨fatiga de contacto¨. Una vez que las
superficies rodantes de un cojinete tienen picadura (pitting), su uso posterior presenta
vibración excesiva, causada por el paso del elemento rodante por las picaduras. La
falla en cojinetes causada por fatiga de contacto es normalmente súbita y es muy
indeseable, sobre todo cuando este elemento es crítico en el funcionamiento del
equipo, por ejemplo en un motor de reacción. Es experiencia común que cuando un
cojinete de rodamiento falla, por ejemplo en un eje del automóvil, se requiere de mucho
trabajo de desarme y reensamble. Por esto la fatiga de contacto, particularmente de
metal lubrificado, ha sido asunto de atención de la mayoría de los programas de la
investigación relacionados con el contacto por rodadura. Las preguntas prácticas se
levantan como:
¿Cuáles son los rasgos característicos del desgaste por fatiga?
¿Cuál es el mecanismo de formación de la partícula de desgaste en este modo de
desgaste?
¿Cómo se puede reconocer y controlar? ¿La lubricación es eficaz para controlar el
desgaste por fatiga?
El desgaste por fatiga puede causar problemas severos que comprometen el
funcionando eficaz de equipos esenciales y un ingeniero debe conocer las respuestas a
estas preguntas y mucho más.
1.2.4 Desgaste erosivo
El desgaste erosivo se produce por el impacto de partículas duras en una superficie,
las cuales pueden ser transportadas en un flujo de gas o de líquido. Se observa
entonces que la erosión es un tipo de desgaste que se caracteriza por la pérdida de
material, originada por la interacción mecánica de una superficie y un fluido, el que
20
puede contener sólidos de orígenes externos o procedentes de la pérdida de material
de la propia superficie.
En el desgaste erosivo interaccionan diversas fuerzas de diferentes orígenes, como es
el caso de una partícula en contacto con una superficie sólida. Las partículas vecinas
pueden ejercer las fuerzas de contacto, así como el fluido que genera el flujo, pudiendo
este causar la fuerza de arrastre. En varias circunstancias, las fuerzas gravitacionales
pueden ser importantes. Sin embargo, además de todas esas fuerzas, la dominante en
una partícula erosiva es la fuerza del contacto ejercida por la superficie alcanzada que
es la principal responsable de la desaceleración de la partícula. En el desgaste erosivo
influyen, entre otros muchos factores, la masa de las partículas y el número de
partículas individuales que alcanzan la superficie, además de la velocidad de impacto.
21
Capítulo ll Materiales y métodos
2.1 Concepción analítica de la matriz del fundente
Se desarrolló la matriz de manera analítica, en base al análisis del sistema ternario
CaO-SiO2-MgO con 5 % de Al2O3 (Figura 2.1). Se parte del valor medio del SiO2 de la
escoria (27,42%) y bajo el criterio de trasladarse en el diagrama desde la composición
media en la dirección del vértice de 100 % de SiO2, describiendo una recta en el
diagrama (o sea manteniendo constante la relación CaO: MgO=7,04 (CaO-63,55 % y
MgO-9,03 %)). El valor mínimo de SiO2 a añadir, el necesario para incrementar la sílice
desde el punto medio de composición de la escoria hasta el límite inferior de
intersección con la frontera de la región de la walastonita (47 % SiO2) y el máximo, el
necesario para interceptar la frontera superior de la walastonita (63 % SiO2). Entonces,
el mínimo a añadir es de 20 % de SiO2 y el máximo de 36 % de SiO2, a lo cual si se
inserta el valor medio de 28 % de SiO2, este se ubicaría en el centro de la región de la
walastonita.
La adición de fluorita puede influir favorablemente en la fluidez del sistema, al tiempo
que mejora el desprendimiento de la escoria y el acabado superficial de los cordones,
contribuyendo también en la interacción metal escoria y favoreciendo la transferencia al
baño de los elementos de aleación, como el cromo y el manganeso. Por ello,
prácticamente todos los fundentes de este sistema presentan determinado contenido
de CaF2 en la composición. Se decide añadir 9 % de CaF2, (Quintana et al, 2004);
(Potapov, 1989).
O sea, que la composición de las cargas para la matriz del fundente para los valores
extremos y el punto central de la walastonita, podría quedar expresada en gramos y de
manera porcentual como se muestra en la tabla 2.1.
Si se considera que la escoria se mueve en un rango de composición, así como que la
región de la walastonita también responde a un rango, al tiempo que la presencia de
fluorita ejerce un efecto de ampliación de la región de bajas temperaturas y que la
aglomeración con silicato de sodio aporta también SiO2, pero que también aporta
elementos básicos, se hace evidente que lo más representativo y a la vez de mayor
22
reproducibilidad es trabajar sobre el punto central de la región de la walastonita. Así,
aunque ocurran fluctuaciones de la composición de la escoria, ello no llevaría nunca a
obtener un fundente fuera de esta región del sistema ternario.
Figura 2.1 Sistema ternario CaO-SiO2-MgO con 5 % de Al2O3.
Tabla 2.1 Composición de la carga para la matriz del fundente.
Componente
de carga Peso, g % peso
Escoria 100 100 100 77,52 72,99 67,11
Ceniza 20 28 40 15,50 20,44 26,85
Fluorita 9 9 9 6,98 6,57 6,04
Total 129 137 149 100 100 100
Nota: Para simplificar el cálculo, se ha considerado que la ceniza está constituida por
100 % de SiO2 y la fluorita de 100 % de CaF2, ya que en sus composiciones el SiO2 y
el CaF2 superan el 96 %.
23
2.2 Plan experimental
Para el desarrollo del fundente se aplicó un diseño de experimentos de tipo Mc Lean
Anderson. Se consideraron como variables la matriz (X1), el grafito (X2) y el FeMnCr
(X3). En base a la experiencia en el desarrollo de fundentes para recargue en el Centro
de Investigaciones de Soldadura y a experimentos preliminares con las escorias en el
desarrollo de un prototipo de fundente (Álvarez 2017), se establecieron los rangos de
composición de las variables dados en la tabla 22. La matriz completa del diseño de
experimentos quedó establecida como se refleja en la tabla 2.3.
Tabla 2.2 Rango en % de valores de las variables.
Variable Min Máx
X1 78 88
X2 2 7
X3 5 20
Tabla 2.3 Matriz completa del diseño de experimento.
No X1 X2 X3 X1 X2 X3
1 + + (¿) 88 7 (5)
2 + - (¿) 88 2 (10)
3 - + (¿) 78 7 (15)
4 - - (¿) 78 2 (20)
5 + (¿) + 88 (FR) 20
6 + (¿) - 88 (7) 5
7 - (¿) + 78 (2) 20
8 - (¿) - 78 (FR) 5
9 (¿) + + (FR) 7 20
10 (¿) + - (88) 7 5
11 (¿) - + (78) 2 20
12 (¿) - - (FR) 2 5
24
Al aplicar la condición de normalidad Xi= 100 % y eliminar aquellos puntos con
variables fuera de rango (puntos 5, 8, 9, 12); así como al considerar los puntos
experimentales coincidentes (el 1, 6, 10 son iguales; el 4, 7 y 11 son iguales, solo
quedaron 4 puntos válidos (a, b, c, d). Entre estos puntos se añadió 4 nuevos (ab, bc,
cd, da) y se añadió uno en el centro (abcd), obteniéndose la matriz experimental a
realizar (Tabla 2.4).
Tabla 2.4 Matriz experimental a realizar.
Exp X1 X2 X3
a 88 7 5
b 88 2 10
c 78 2 20
d 78 7 15
ab 88 4,5 7,5
bc 83 2 15
cd 78 4,5 17,5
da 83 7 10
acbd 83 4,5 12,5
Este plan experimental también puede ser representado de manera gráfica, mediante
un triángulo de composición, como se muestra en la figura 5. Se observa que la región
experimental quedó delimitada por un paralelogramo, cuyos vértices responden a las
coordenadas de los puntos a, b, c y d, al tiempo que en sus aristas se insertan los
puntos ab, bc, cd, da y en su centro se inserta el punto abcd.
Como variables respuestas Yi fueron consideradas las siguientes:
Contenido de Cr
Contenido de C
Contenido de Mn
Consumo alambre-fundente
25
En este trabajo no se previó realizar ensayos de desgaste. No obstante, los resultados
de composición química, permiten emitir criterios acerca de la microestructura que se
formaría y consecuentemente del posible comportamiento de los depósitos frente a la
abrasión.
Figura 2.2 Representación gráfica del plan experimental.
2.3 Obtención de los fundentes experimentales
En la tabla 2.1 se observa que la matriz del fundente estaría constituida de escoria
blanca del Horno Cuchara de ACINOX Tunas, la cual representa un 72,99% de la
misma, de ceniza de la combustión de paja de arroz con un 20,44% de la carga total de
la matriz y la fluorita que representa un 6,57 %. Esta matriz constituye la variable
independiente X1 de las mezclas para la obtención de los fundentes, a las cuales se le
añade grafito (X2) y FeCrMn (X3) (Tabla 2.4).
Para la obtención de los fundentes, los componentes que constituyen la matriz fueron
llevados a una granulometría inferior a 0,25 mm. La escoria fue triturada, mientras la
fluorita y la ceniza de paja de arroz no requirieron reducción de tamaño. La
26
ferroaleación y el grafito fueron triturados y tamizados en un rango entre 0,1 mm y 0,25
mm.
Las cargas, correspondientes a cada fundente experimental (Tabla 2.4), fueron
dosificadas por pesaje en una balanza técnica para cargas de 1 kg. Para garantizar la
homogeneidad de las cargas, estas fueron mezcladas en un mezclador de tambor
giratorio durante 30 minutos (Figura 2.3). La aglomeración se realizó por peletizado,
utilizando como aglutinante silicato de sodio en una proporción de un 30 % de la masa
seca. Los fundentes obtenidos fueron secados al aire (Figura 2.4), luego fueron
tamizados a una granulometría entre 0,25 mm y 2,0 mm y finalmente calcinados en un
horno mufla a 350 oC durante120 min.
Figura 2.3 Mezclador de tambor giratorio.
Figura 2.4 Muestra de fundentes obtenido por peletizado.
27
2.4 Obtención de los depósitos
Con los fundentes obtenidos se realizaron depósitos en el Centro de Investigación de
Soldadura, empleando una máquina Mansfeld para Soldadura por Arco Sumergido
(Figura 2.5).
(a) (b)
Figura 2.5 Depósito sobre chapa y escoria (a) y máquina Mansfeld para Soldadura por
Arco Sumergido (b).
Los depósitos fueron realizados sobre chapas de acero AISI 1020, previamente
cortadas en una cizalla con las siguientes dimensiones: 150x80x8 mm. Para la
realización de los depósitos se utilizó alambre EL12 de 3 mm, con una corriente de 300
A, una velocidad de soldadura 43,2 m/h, un voltaje de arco de 35 V y una longitud libre
de 20 mm.
Para la determinación del consumo de alambre y fundente y la masa depositada, fueron
realizados depósitos de cordón sobre chapa en posición plana. Para ello, cada chapa,
cada fundente y una sección de alambre para cada depósito fueron pesados antes de
la deposición. Luego de realizados los depósitos (Figura 2.6), fueron nuevamente
pesadas las chapas con los depósitos, los restos de cada alambre, cada porción no
consumida de fundente y la escoria generada.
28
Para la obtención de probetas de análisis químico y desgaste, con iguales condiciones
de régimen de soldadura, fueron realizados depósitos. Para ello, fueron realizados tres
cordones solapados, de tal modo que cubriese un área suficiente para la extracción
posterior de las probetas. Entre la deposición de un cordón y otro se dejó enfriar la
chapa al aire estático para garantizar historias térmicas relativamente similares en
todas las probetas.
Figura 2.6 Depósitos de cordón sobre chapa obtenidos con los fundentes
experimentales.
2.5 Preparación de muestras para análisis químico
Para la preparación de las probetas para análisis químico, de cada depósito fue
extraída la muestra mediante cortes transversales en una tronzadora metalográfica
(Figura 2.7) en el Centro de Investigaciones de Soldadura. Las probetas fueron
desbastadas con muela abrasiva por la parte superior del depósito, de tal modo que se
obtuvo en cada caso un área plana suficiente para la incidencia del arco en el análisis
espectral de emisión atómica. El resto de cada depósito fue conservado para la
preparación en trabajos posteriores de probetas para ensayos de desgaste en rueda de
goma con arena seca.
29
(a) (b)
Figura 2.7 Tronzadora metalográfica (a) y muela abrasiva (b), utilizadas en la obtención
de muestras.
El análisis químico fue realizado en el Laboratorio de Análisis Químico de la Empresa
Planta Mecánica, con el empleo de un equipo de Análisis Espectral por Emisión
Atómica, Spectrógrafo Belec Vario Lab (figura 2.8), el cual procesa los datos con el
software Belec Win 21, propio del equipo. Previo al análisis, el equipo fue calibrado con
los patrones para aceros aleados. La determinación de la composición química se
realizó tres veces y fue obtenido como resultado el valor promedio
Figura 2.8 Equipo de análisis espectral de emisión atómica.
30
Capítulo III Resultados y análisis
3.1 Comportamiento de la composición química de los depósitos
Los resultados de composición química para los elementos fundamentales de los
depósitos, obtenidos con los fundentes del plan experimental de la tabla 2.4, se
muestra en la tabla 3.1. En la tabla también se muestran las composiciones
correspondientes a los depósitos obtenidos con la matriz (sin carga de aleación) y con
el fundente comercial MF-30/USH-600, ambos utilizados como criterios referencias.
Tabla 3.1 Composición de los depósitos, en % masa
Fundente C Mn Cr Si
a 2,528 1,004 0,379 1,255
b 0,770 2,868 0,953 2,591
c 1,545 4,795 1,339 1,433
d 2,825 3,917 1,073 2,286
ab 2,008 1,869 0,731 2,359
bc 0,998 3,714 1,107 2,108
cd 2,092 5,046 1,396 3,063
da 2,499 2,326 0,725 2,159
abcd 1,793 3,668 1,124 2,333
Matriz 0,065 0,191 0,022 0,257
MF-30/USH-600 0,989 2,039 7,827 1,378
A partir del procesamiento de los datos de la tabla 3.1 junto a los datos de variables de
entrada del diseño de experimento (Tabla 2.4), con el empleo del software
STATGRPHICS, se obtienen las ecuaciones de regresión (3.1), (3.2) y (3.3) para el
comportamiento del contenido de carbono, de cromo y de manganeso en el depósito,
en función de la composición del fundente. Se observa un alto ajuste de los modelos en
todos los casos. Para los tres elementos, el modelo de mejor ajuste fue el cuadrático,
con valores de R cuadrada ajustada de 95,08 % para el carbono, 97,28 % para el
cromo y 95,52 % para el manganeso. A partir de las ecuaciones de regresión fueron
31
elaborados los gráficos de superficies respuestas (Figuras 3.1, 3.2 y 3.3). Se observa,
como era esperado, que a medida que aumenta el contenido de grafito en el fundente
tiende a aumentar el contenido de carbón en el depósito. De igual modo, los contenidos
de cromo y manganeso en los depósitos tienden a ser mayores en la medida que crece
el contenido de FeCrMn en el fundente.
C = 1,14*Matriz + 2,8205*Grafito + 1,4825*FeCrMn + 4,095*Matriz*Grafito -
1,782*Matriz*FeCrMn + 3,726*Grafito*FeCrMn, (3.1)
Figura 3.1 Comportamiento del contenido de carbono en el depósito (%), en función de
los contenidos (%) de matriz, grafito y FeCrMn en el fundente.
Cr = 0,682556*Matriz - 3,11944*Grafito + 1,34456*FeCrMn + 4,2315*Matriz*Grafito +
0,0615*Matriz*FeCrMn + 5,556*Grafito*FeCrMn (3.2)
Grafito=17,0 Matriz=78,0
FeCrMn=5,0
C
0,8
1,0
1,2
1,4
1,6
1,8
2,0
2,2
2,4
2,6
2,8
3,0
Matriz=93,0
FeCrMn=20,0
Grafito=2,0
32
Figura 3.2 Comportamiento del contenido de cromo en el depósito (%), en función de
los contenidos (%) de matriz, grafito y FeCrMn en el fundente.
Mn = 1,18451*Matriz- 9,59349*Grafito+ 4,80751*FeCrMn+ 14,9619*Matriz*Grafito +
1,2993*Matriz*FeCrMn+ 18,0996*Grafito*FeCrMn- 8,5428*Matriz*Grafito*FeCrMn (3.3)
Figura 3.3 Comportamiento del contenido de manganeso en el depósito (%), en función
de los contenidos (%) de matriz, grafito y FeCrMn en el fundente.
En la tabla 3.1 se observa que todos los puntos experimentales se corresponden con
composiciones de depósitos adecuados para enfrentar el desgaste abrasivo. Los
contenidos de carbono, próximos o superiores a 1 %, y la presencia de significativos
Grafito=17,0 Matriz=78,0
FeCrMn=5,0
Cr
0,53
0,63
0,73
0,83
0,93
1,03
1,13
1,23
1,33
1,43
1,53
1,63
Matriz=93,0
FeCrMn=20,0
Grafito=2,0
Grafito=17,0 Matriz=78,0
FeCrMn=5,0
Mn
1,4
1,8
2,2
2,6
3,0
3,4
3,8
4,2
4,6
5,0
5,4
5,8
Matriz=93,0
FeCrMn=20,0
Grafito=2,0
33
contenidos de Cr y Mn hacen suponer que, en el proceso de enfriamiento de la posa de
fusión, la cristalización primaria se realiza con la formación de austenita (Figura 3.4).
En el enfriamiento ulterior en el estado sólido, con altas tasas de enfriamiento, propias
de un proceso de recargue por soldadura, la austenita se transforma en martensita. El
cromo y el manganeso, que son formadores de carburos, desplazan las curvas de
transformación isotérmica de la austenita hacia la derecha, al tiempo que hacen
descender el punto de inicio de la transformación martensítica, provocando la aparición
de austenita residual. La presencia de la martensita de alta dureza limita la penetración
del abrasivo y con ello contrarresta el desgaste, mientras que la austenita aumenta la
tenacidad, contrarrestando el desprendimiento frágil de material durante el desgaste
con presencia de impactos.
Figura 3.4 Superficie líquidus¨ del diagrama Fe-Cr-C (Albertin et al, 2011).
En la tabla 3.1 se observa que la matriz muestra una composición propia de un
depósito de unión, lo que se corresponde a la composición del alambre EL12 empleado
para la realización de los depósitos. Por su parte, el depósito del fundente MF-30/USH-
600 se caracteriza por un sistema de aleación similar al de los fundentes
experimentales, con la diferencia significativa en el contenido de cromo. De acuerdo
34
con el catálogo de fabricante, este fundente se destina a la ligera abrasión y brinda un
depósito, cuya composición es: C-0,38 %; Si-0,63 %; Mn-2,19 %; Cr-6,96 %
(Kobesteel, LTD. Welding company, 2012). Esta misma fuente reporta el depósito
HF600, equivalente al anterior, pero obtenido por soldadura manual con electrodo
revestido (SMAW por sus siglas en inglés), cuya composición es: C-0,48 %; Si-0,77 %;
Mn-2,58 %; Cr-2,5 %. Por su parte, la AWS 5.13 reporta el depósito EFe5, destinado
también al recargue para enfrentar la ligera abrasión, cuya composición es: C-0,3-0,8
%; Si-0,9 %; Mn-1,5-2,5 %; Cr-1,5-3,0 % (AWS A5.13, 2000). O sea, que los fundentes
experimentales (tabla 3.1) se enmarcan dentro del rango reportado para depósitos
comerciales. La presencia de un contenido mayor de carbono en los depósitos, en
comparación con los comerciales, compensaría que los contenidos de cromo son
menores; mientras que una mayor presencia de manganeso debe contribuir en el
sentido de soportar impactos.
3.2 Análisis del consumo alambre-fundente
La tabla 3.2 muestra los datos de la determinación del consumo de alambre y fundente;
así como las masas de los depósitos y de la escoria generada. Fue realizado el
procesamiento de los resultados de la relación de consumo fundente- alambre, frente a
la matriz del diseño (Tabla 2.4), empleando el software STATGROPHICS. El modelo de
regresión obtenido (ecuación 3.4) muestra un buen ajuste (R2aj=96,85 %), por lo que
describe con alto grado de correspondencia el efecto de las variables independientes
de composición del fundente sobre la variable respuesta, relación de consumo
alambre-fundente.
En base al modelo obtenido fue construido el gráfico de superficies respuestas del
consumo fundente-alambre (Figura 3.5). Se considera que es deseable que la relación
de consumo fundente- alambre sea la menor posible. En este sentido, los mejores
resultados se enmarcan en las regiones de alto contenido de matriz y de alto contenido
de FeCrMn, existiendo una región intermedia de alto consumo de fundente, que se
hace máxima cercana a la arista de 2 % de grafito. Los valores más bajos de consumo
se alcanzan en la región cercana a los valores máximos de FeCrMn en el fundente.
35
Tabla 3.2 Consumo de alambre y de fundente y metal depositado
Fundente Mfin (g)
Mchin (g)
Malin (g)
Mffin
(g) Mchfin (g)
Malfin (g)
Mes (g)
∆mf
(g) ∆mal
(g) mdp
(g) ∆mf /∆mal
(g)
a 890 908,4 54,6 826 920 43 32,4 64 11,6 11,6 5,52
b 805 911,8 54,8 748 923 44 24,2 57 10,8 11,2 5,28
c 890 909,2 54,5 830 918 41,3 27,8 60 13,2 8,8 4,55
d 825 922,1 54,8 760 931 39,6 32,4 65 15,2 8,9 4,28
ab 800 912,8 54,6 739 928 42,5 28,2 61 12,1 15,2 5,04
bc 875 907,2 54,6 801 923 43,5 41,2 74 11,1 15,8 6,67
cd 810 903,9 54,8 759 921 43,5 18,4 51 11,3 17,1 4,51
da 800 907,8 54,7 730 917 41,8 38,4 70 12,9 9,2 5,43
abcd 795 908 54,6 722 922 42,8 40 73 11,8 14 6,19
Matriz 889 919 54,7 828 933 41,5 26,2 61 13,2 14 4,62
MF-30/USH-600
567 912,8 54,8 520,2 931 38,5 34,2 46,8 16,3 18,2 2,87
Leyenda: Mftcons/Malcons- masa consumida del fundente sobre masa consumida del alambre; Mfin- masa
del fundente inicial; Mffin- masa del fundente final; Mchin: masa de la chapa inicial; Mchfin- masa de la
chapa final; Malin- masa del alambre inicial, Malfin- masa del alambre final; ∆mal- masa consumida del
alambre electrodo; Mes- masa de la escoria; ∆mf- masa consumida del fundente; mdp- masa de los
depósitos.
RelConsFteAlambre = 0,224222*Matriz - 2,33578*Grafito + 4,50922*FeCrMn +
27,582*Matriz*Grafito + 16,329*Matriz*FeCrMn + 8,958*Grafito*FeCrMn -
31,374*Matriz*Grafito*FeCrMn (3.4)
Los valores de relación de consumo de alambre- fundente son superiores en todos los
casos (incluida la matriz) a los obtenidos para el fundente comercial de referencia
(Tabla 3.2). Este hecho es un claro criterio de que es la composición de la matriz la que
ha inducido al alto consumo de fundente. A partir de las valoraciones realizadas en el
epígrafe 2.1, la adición a la escoria de ceniza (aporte de SiO2) posibilita que la
temperatura de fusión, en el entorno de 1360 oC (Figura 2.1), sea relativamente
adecuada para un fundente. Dado que la fluorita aumenta la fusibilidad del sistema, se
considera que podría ser este componente el de mayor incidencia sobre el consumo de
fundente y en consecuencia con ello que se requiera de un estudio posterior que valore
36
el efecto de la disminución de la fluorita sobre la relación de consumo fundente
alambre.
Figura 3.5 Relación de consumo alambre/fundente en función de los contenidos de
matriz, grafito y FeCrMn.
3.3 Proceso de optimización de la composición del fundente
Fue realizado un proceso de optimización en base a la superposición de las superficies
respuestas del comportamiento del carbono, del cromo y del manganeso (Figuras 3.6 y
3.7), considerando como criterios maximizar los elementos de aleación y disminuir la
relación de consumo alambre-fundente. Se obtuvo que los mejores resultados
(mayores valores de ¨Deseabilidad¨) se alcanzan para una combinación de variables de
composición del fundente, con valores mínimos de matriz, con valores de alrededor del
5,5 % de grafito y del 16,5 % de FeCrMn (Tabla 3.3). Como se observa, esta condición
de óptimo para las tres respuestas combinadas es relativamente próxima al punto CD
del diseño experimental (Tablas 2.4).
RelConsFteAlambre
4,3
4,55
4,8
5,05
5,3
5,55
5,8
6,05
6,3
6,55
6,8
7,05
Matriz=93,0
Grafito=17,0 FeCrMn=20,0Matriz=78,0
Grafito=2,0FeCrMn=5,0
37
Figura 3.6 Superposición de líneas de contornos de respuestas para el proceso de
optimización.
Figura 3.7 Comportamiento de la ¨respuesta deseada¨ en función de los contenidos (%)
de matriz, grafito y FeCrMn en el fundente.
Grafito=17,0 Matriz=78,0
FeCrMn=5,0
Matriz=93,0
FeCrMn=20,0
Grafito=2,0
RelConsFteAlambre
Cr
C
Mn
Grafito=17,0 Matriz=78,0
FeCrMn=5,0
Deseabilidad
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
Matriz=93,0
FeCrMn=20,0
Grafito=2,0
38
Tabla 3.3 Resultados de optimización (valor óptimo de Deseabilidad =0,88)
Factor Bajo Alto Óptimo
Matriz, % 78,0 88,0 78,0
Grafito, % 2,0 7,0 5,50
FeCrMn, % 5,0 20,0 16,50
Respuesta Óptimo
RelConsFteAlambre 4,51
C, % 2,46
Cr, % 1,3
Mn, % 4,62
3.4 Análisis del proceso de aleación del depósito
Fue realizado el análisis del aporte teórico máximo de elementos que podría obtenerse
para cada sistema de aleación de cada uno de los fundentes (Tabla 3.4), considerando
que el grafito tiene 100 % de carbono y que FeCrMn tiene la composición siguiente:
Cr- 19,45 %; Mn- 59,02 %; C- 0,11 % y Si- 2,17 % (Álvarez 2017).
Tabla 3.4 Aporte teórico máximo del sistema de aleación de los fundentes.
Fundente C Mn Cr Si
a 7,00 2,95 0,97 0,064
b 2,00 5,90 1,95 0,128
c 2,00 11,80 3,89 0,256
d 7,00 8,85 2,92 0,192
ab 4,50 4,43 1,46 0,096
bc 2,00 8,85 2,92 0,192
cd 4,50 10,33 3,40 0,224
da 7,00 5,90 1,95 0,128
abcd 4,50 7,38 2,43 0,160
En la tabla 3.4 se hace evidente el alto potencial de aleación del fundente para los
elementos fundamentales, cromo, carbono y manganeso. Los depósitos se conforman
por el aporte del alambre y de los fundentes, por ello los contenidos esperados serían
siempre inferiores a los de la tabla 3.4.
Al tomar en consideración los consumos de alambre y de fundente (Tabla 3.3), se
obtiene la composición teórica de los depósitos, mostrada en la tabla 3.5. Se ha
39
considerado la composición del alambre electrodo AWS EL 12 siguiente: C-0,06; Mn-
2,95 %; Si- 0,07.
Tabla 3.5 Aporte teórico del sistema de aleación de los fundentes y del alambre.
Fundente C Mn Cr Si
a 4,49 1,95 0,62 0,05
b 1,15 3,42 1,11 0,08
c 1,21 7,15 2,33 0,16
d 4,56 5,83 1,90 0,14
ab 2,75 2,76 0,89 0,07
bc 1,49 6,61 2,16 0,15
cd 2,30 5,32 1,74 0,12
da 4,91 4,20 1,36 0,10
abcd 3,29 5,44 1,77 0,13
Matriz 0,01 0,07 0,00 0,01
Si se comparan los resultados teóricos de la composición de los depósitos (Tablas 3.4
y 3.5), con los valores obtenidos experimentalmente (Tabla 3.1), se observa que existe
relativa correspondencia para el cromo, manganeso y carbono (Figuras 3.8, 3.9 y 3.10).
Para estos elementos, los contenidos teóricos (Tabla 3.5) y los experimentales (Tabla
3.1) se encuentran en el mismo orden de valores, con ciertas diferencias asociadas a la
eficiencia de ocurrencia de las reacciones, bajo el efecto de las condiciones de
concentración y temperatura. Ello significa que, pese a las condiciones en desequilibrio
en las que se desarrollan los procesos químico-físicos en el baño de soldadura, por las
altas velocidades de enfriamiento y calentamiento, los conceptos básicos de la
termodinámica, aplicables a condiciones de equilibrio, son válidos para el análisis del
proceso de recargue con fundentes aglomerados aleados por SAW.
Para el caso del silicio, no se observa correspondencia de comportamiento de los
contenidos teóricos y los experimentales (Figura 3.11). Los contenidos experimentales
de este elemento superan significativamente los valores teóricamente aportados por el
sistema de aleación (Tablas 3.1 y 3.5). Ello se vincula a que en la zona de altas
temperaturas (en la gota y la zona delantera del baño de soldadura) se desarrollan de
forma intensa reacciones endotérmicas que provocan la oxidación del metal del baño
de soldadura por la sílice del fundente y el oxígeno atómico (ecuaciones (3.5) y (3.6)).
40
Además, una parte del [FeO] disuelto en el baño de soldadura reacciona con el [Mn] y
el [C], contenidos en el baño metálico, según las reacciones (3.7) y (3.8).
6.3][
5.3][2][)(2 2
FeOOFe
FeOSiSiOFe
8.3][][
7.3)(][][
FeCOFeOC
FeMnOFeOMn
Figura 3.8 Correspondencia de los contenidos teóricos y experimentales de cromo en el
depósito.
0,00
0,50
1,00
1,50
2,00
2,50
3,00
3,50
4,00
0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6
Cro
mo
te
óri
co, %
Cromo experimental, %
CromoTeorVSExperimental
CromoMáxTeorVSExperimental
41
Figura 3.9 Correspondencia de los contenidos teóricos y experimentales de manganeso
en el depósito.
Figura 3.10 Correspondencia de los contenidos teóricos y experimentales de carbono
en el depósito.
0,00
2,00
4,00
6,00
8,00
10,00
12,00
0 1 2 3 4 5 6
man
gan
eso
te
óri
co, %
Manganeso experimental, %
MnTeorVSExperimental
MnMáxTeorVSExperimental
0,00
1,00
2,00
3,00
4,00
5,00
6,00
7,00
8,00
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5
Car
bo
no
te
óri
co, %
Carbono experimental, %
CarbonoTeorVSExperimental
CarbonoMáxTeorVSExperimental
42
Figura 3.11 Correspondencia de los contenidos teóricos y experimentales de silicio en
el depósito.
Durante la soldadura, la ocurrencia del proceso metalúrgico (químico-físico) de
oxidación de los elementos del sistema de aleación puede expresarse mediante la
Energía Libre de Gibbs (Go), que determina la posibilidad de efectuarse dicho
proceso. Esta afinidad de los elementos con el oxígeno define la capacidad de
transferirse los elementos químicos desde el fundente aglomerado hacia el baño
metálico.
A altas temperaturas, la afinidad del cromo con el oxígeno está dada por la ecuación
(3.9), cuya ocurrencia se expresa termodinámicamente por la ecuación (3.10).
9.3234
3232 OCrOCr ,
][ln141752286 32
232JuliosenPnRTTG
OCr
O
o
OCr (3.10),
Dónde: 32
2
OCr
OP es la presión parcial del oxígeno en la reacción de descomposición del
óxido de cromo.
0,00
0,05
0,10
0,15
0,20
0,25
1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50
Silic
io t
eó
rico
, %
Silicio experimental, %
SilicioTeorVSExperimental
SilicioMáxTeorVSExperimental
43
Para condiciones similares, la afinidad con el oxígeno de otros elementos químicos
presentes en el sistema de aleación del fundente y el alambre-electrodo (Mn, Si, C y
Fe) puede expresarse como lo indican las reacciones siguientes:
;14.3ln75,114527360;22
;13.3ln0,148769860;22
;12.3ln29,178221000;22
;11.3ln181859300;
2
2
2
2
22
2
2
2
22
FeO
O
o
FeO
MnO
O
o
MnO
CO
O
o
CO
SiO
O
o
SiO
PnRTTGOFeFeO
PnRTTGOMnMnO
PnRTTGOCCO
PnRTTGOSiSiO
En todas las ecuaciones n toma el valor de 1, debido a que la cantidad de oxígeno está
referida a un mol.
De las ecuaciones (3.9)- (3.14) se infiere que el cromo reaccionará con mayor
intensidad que aquellos elementos de menor afinidad por el oxígeno que él. A medida
que el cromo se oxida, su concentración en el baño metálico disminuirá y la velocidad
de oxidación se hará más lenta; entonces comenzarán a oxidarse con mayor intensidad
otros elementos químicos, acorde a su afinidad por el oxígeno y a su concentración en
el baño de soldadura. La afinidad del cromo con el oxígeno depende de la presencia de
otro elemento químico (Me) que compita por el oxígeno y a la temperatura a la cual
ocurre el fenómeno. Para una temperatura dada, en el caso que o
MeO
o
OCr GG 32
,
entonces las presiones parciales del oxígeno en el equilibrio serán MeO
O
OCr
O PP2
32
2 y el Cr
actuará como reductor oxidándose. A partir de las ecuaciones (10) y (13), se observa
que a temperaturas superiores a 2400 K el cromo actúa como reductor y a
temperaturas inferiores el reductor es el Mn. En los fundentes experimentales, el
manganeso supera los contenidos de cromo, creándose de este modo condiciones de
concentración que favorecen la transferencia de este último al baño. A causa de que el
cromo y el manganeso están contenidos en el mismo componente de carga (FeCrMn,
identificado como la variable X3 en el diseño de experimento), se obtiene una relación
lineal de sus contenidos en el depósito (Figura 3.12).
44
Figura 3.12 Relación entre los contenidos de manganeso y de cromo en los depósitos.
En el caso del carbono, debido a la relativa poca cantidad de oxígeno atmosférico y a
las altas temperaturas en el arco, se supone que la reacción (3.15) sea la predominante
con los óxidos:
MeO + C Me + CO (3.15).
3.5 Valoración cualitativa sobre los aspectos económicos y ambientales del
trabajo
En el trabajo se ha concebido el empleo de materias primas que son residuales de
otros procesos industriales (escoria de acería y cenizas de paja de arroz), y en el
sistema de aleación del fundente se ha valorado el empleo de una ferroaleación
obtenida con recursos minerales cubanos y grafito, que podría ser obtenido de torchos
de electrodos de fundición. Este hecho hace evidente que los costos de obtención del
fundente serían bajos en comparación a los precios de mercado fundente (3000 USD la
tonelada).
0
1
2
3
4
5
6
7
8
0 0,5 1 1,5 2 2,5
Man
gan
eso
, %
Cromo , %
ManganesoExpVSCromoExp
MnTeóricoVsCrTeórico
45
Junto a lo planteado, el hecho mismo de que se destina el fundente a la recuperación
de piezas, permitiría alargar la vida útil de los componentes y con ello incidir
positivamente en lo económico. A su vez, todo el volumen de fundente que se consume
en el país para el recargue de piezas sometidas a abrasión es importado, lo cual
significa que la producción de un fundente con materias primas nacionales sustituiría
importaciones y garantizaría una mayor accesibilidad al producto, al tiempo que
contribuiría con la independencia tecnológica del país que tiene alto significado
estratégico.
De igual modo, el trabajo tiene incidencia positiva en el sentido ambiental, ya que
concibe el empleo de residuales en desuso para la producción de un nuevo fundente.
46
Conclusiones
1. El contenido de los elementos de aleación (carbono, cromo, manganeso) en el
depósito muestran una dependencia cuadrática en función de los contenidos de
matriz, grafito y FeCrMn en los fundentes. El grafito en el fundente gobierna el
contenido de carbono en los depósitos, mientras los contenidos de cromo y
manganeso son gobernados por el contenido de FeCrMn en el fundente.
2. La composición de los depósitos obtenidos con los fundentes experimentales se
caracterizan por la presencia de contenidos de carbono, cromo y manganeso que
se corresponden con aleaciones propias para el enfrentamiento al desgaste
abrasivo con ligero impacto, similares a los reportados para consumibles
comerciales. En correspondencia con la composición y las condiciones de
enfriamiento, estos depósitos se caracterizan por una microestructura de martensita
con austenita residual.
3. Los menores valores de relación de consumo alambre-fundente se enmarcan en las
regiones de alto contenido de matriz y de alto contenido de FeCrMn, con alto
consumo de fundente para contenidos intermedios de matriz y FeCrMn, que se
maximiza hacia la arista de 2 % de grafito. La minimización de la relación de
consumo fundente-alambre se alcanza en la región próxima a los valores máximos
contenidos de FeCrMn en el fundente. Los fundentes experimentales presentan
mayor relación de consumo fundente –alambre que el fundente comercial de
referencia, a causa de la baja temperatura de fusión por el efecto de la fluorita en la
matriz
4. En el proceso de optimización se obtuvo que los mejores resultados corresponden a
una relación de consumo fundente-alambre de 4,51 y contenidos del depósito de
2,46 %; 1,3 % y 4,62 % de carbono, cromo y manganeso, respectivamente. Esta
mejor respuesta se alcanza para un 78 % de matriz, 5,50 % de grafito y 16,50 % de
FeCrMn.
5. Existe correspondencia entre los resultados teóricos de composición de los
depósitos esperados y los resultados experimentales para el cromo, el carbono y el
47
manganeso. El contenido del silicio teórico es significativamente inferior al
experimental, dado por la reducción del SiO2, a causa de las condiciones de
concentración y temperatura que favorecen este proceso frente a otros elementos
del baño.
6. El trabajo presenta efecto positivo en lo económico y ambiental, al concebir el
empleo de materias primas nacionales, una gran parte de ellas residuales en
desuso, para sustituir la importación de fundentes de recargue.
48
Recomendaciones
1. Dar continuidad a la investigación, determinando el comportamiento de la
microestructura, la dureza y la resistencia al desgaste de los depósitos en función
de la composición de los fundentes.
2. Para el fundente de mejor desempeño, realizar un estudio del efecto lineal del
contenido de fluorita en la matriz sobre el consumo fundente-alambre.
3. Realizar un estudio comparativo de la microestructura, la dureza y el desgaste del
fundente desarrollado frente a uno comercial de referencia.
4. Realizar una valoración exhaustiva de la producción del fundente que finalmente se
decida como óptimo; así como del efecto ambiental.
49
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28. Zun Gahr K. H. Microestructure and ware of materials. Elsevier, 1987, 561 pag.
Anexos: Resultados del procesamiento estadístico del diseño de
experimentos
ANOVA para C
Fuente Suma de Cuadrados
Gl Cuadrado Medio
Razón-F
Valor-P
Modelo Cuadrático
3,81343 5 0,762686 31,92 0,0084
Error total 0,0716903 3 0,0238968
Total (corr.) 3,88512 8
R-cuadrada = 98,1547 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 95,0793 porciento Error estándar del est. = 0,154586 Error absoluto medio = 0,0757037 Estadístico Durbin-Watson = 2,65089 (P=0,8206) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,36348 El StatAdvisor Esta tabla muestra un análisis de varianza para el modelo cuadrático actualmente seleccionado. Dado que el valor-P para este modelo es menor que 0,05, existe una relación estadísticamente significativa entre C y los componentes, con un nivel de confianza del 95,0%. El estadístico R-Cuadrada indica que el modelo, así ajustado, explica 98,1547% de la variabilidad en C. El estadístico R-cuadrada ajustada, que es más adecuado para comparar modelos con diferente número de variables independientes, es 95,0793%. El error estándar del estimado muestra que la desviación estándar de los residuos es 0,154586. El error medio absoluto (MAE) de 0,0757037 es el valor promedio de los residuos. El estadístico de Durbin-Watson (DW) prueba los residuos para determinar si haya alguna correlación significativa basada en el orden en que se presentan los datos en el archivo. Puesto que el valor-P es mayor que 5,0%, no hay indicación de autocorrelación serial en los residuos con un nivel de significancia del 5,0%. Cuadrático Resultados de Ajuste de Modelo para C
Error Estadístico
Parámetro
Estimado
Estándar
T Valor-P
A:Matriz 1,14 0,424916
B:Grafito 2,8205 2,7077
C:FeCrMn
1,4825 0,138745
AB 4,095 4,28819 0,954948 0,4101
AC -1,782 0,983778
-1,81138 0,1678
BC 3,726 3,93511 0,94686 0,4136
R-cuadrada = 98,1547 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 95,0793 porciento Error estándar del est. = 0,154586 Error absoluto medio = 0,0757037 Estadístico Durbin-Watson = 2,65089 (P=0,8206) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,36348 El StatAdvisor Esta ventana muestra la ecuación del modelo cuadrático ajustado. La ecuación del modelo ajustado es C = 1,14*Matriz + 2,8205*Grafito + 1,4825*FeCrMn + 4,095*Matriz*Grafito - 1,782*Matriz*FeCrMn + 3,726*Grafito*FeCrMn En donde los valores de los componentes se especifican en pseudo-componentes. Para hacer que STATGRAPHICS evalúe esta función, seleccione Predicciones de la lista de Opciones Tabulares. Para graficar la función, seleccione Gráficas de Respuestas de la lista de Opciones Tabulares. Optimizar Respuesta Meta: maximizar C Valor óptimo = 2,7565
Factor Bajo Alto Óptimo
Matriz 78,0 88,0 78,0
Grafito 2,0 7,0 7,0
FeCrMn 5,0 20,0 15,0
ANOVA para Cr
Fuente Suma de Cuadrados
Gl Cuadrado Medio
Razón-F
Valor-P
Modelo Cuadrático
0,827832 5 0,165566 57,96 0,0035
Error total 0,00856978 3 0,00285659
Total (corr.) 0,836402 8
R-cuadrada = 98,9754 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 97,2677 porciento Error estándar del est. = 0,0534471 Error absoluto medio = 0,0264691 Estadístico Durbin-Watson = 2,17454 (P=0,5947) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,163755 El StatAdvisor Esta tabla muestra un análisis de varianza para el modelo cuadrático actualmente seleccionado. Dado que el valor-P para este modelo es menor que 0,05, existe una relación estadísticamente significativa entre Cr y los componentes, con un nivel de confianza del 95,0%.
El estadístico R-Cuadrada indica que el modelo, así ajustado, explica 98,9754% de la variabilidad en Cr. El estadístico R-cuadrada ajustada, que es más adecuado para comparar modelos con diferente número de variables independientes, es 97,2677%. El error estándar del estimado muestra que la desviación estándar de los residuos es 0,0534471. El error medio absoluto (MAE) de 0,0264691 es el valor promedio de los residuos. El estadístico de Durbin-Watson (DW) prueba los residuos para determinar si haya alguna correlación significativa basada en el orden en que se presentan los datos en el archivo. Puesto que el valor-P es mayor que 5,0%, no hay indicación de autocorrelación serial en los residuos con un nivel de significancia del 5,0%. Cuadrático Resultados de Ajuste de Modelo para Cr
Error Estadístico
Parámetro
Estimado
Estándar T Valor-P
A:Matriz 0,682556
0,146912
B:Grafito -3,11944 0,936172
C:FeCrMn
1,34456 0,0479702
AB 4,2315 1,48262 2,85408 0,0649
AC 0,0615 0,340135 0,18081 0,8680
BC 5,556 1,36054 4,08367 0,0265
R-cuadrada = 98,9754 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 97,2677 porciento Error estándar del est. = 0,0534471 Error absoluto medio = 0,0264691 Estadístico Durbin-Watson = 2,17454 (P=0,5947) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,163755 El StatAdvisor Esta ventana muestra la ecuación del modelo cuadrático ajustado. La ecuación del modelo ajustado es Cr = 0,682556*Matriz - 3,11944*Grafito + 1,34456*FeCrMn + 4,2315*Matriz*Grafito + 0,0615*Matriz*FeCrMn + 5,556*Grafito*FeCrMn En donde los valores de los componentes se especifican en pseudo-componentes. Para hacer que STATGRAPHICS evalúe esta función, seleccione Predicciones de la lista de Opciones Tabulares. Para graficar la función, seleccione Gráficas de Respuestas de la lista de Opciones Tabulares. Optimizar Respuesta Meta: maximizar Cr Valor óptimo = 1,39821
Factor Bajo Alto Óptimo
Matriz 78,0 88,0 78,0
Grafito 2,0 7,0 3,47414
FeCrMn 5,0 20,0 18,5259
ANOVA para Mn
Fuente Suma de Cuadrados
Gl Cuadrado Medio
Razón-F
Valor-P
Modelo Cuadrático
14,1573 5 2,83146 35,18 0,0073
Error total 0,241438 3 0,0804794
Total (corr.) 14,3987 8
R-cuadrada = 98,3232 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 95,5285 porciento Error estándar del est. = 0,283689 Error absoluto medio = 0,145383 Estadístico Durbin-Watson = 2,30701 (P=0,6640) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,217208 El StatAdvisor Esta tabla muestra un análisis de varianza para el modelo cuadrático actualmente seleccionado. Dado que el valor-P para este modelo es menor que 0,05, existe una relación estadísticamente significativa entre Mn y los componentes, con un nivel de confianza del 95,0%. El estadístico R-Cuadrada indica que el modelo, así ajustado, explica 98,3232% de la variabilidad en Mn. El estadístico R-cuadrada ajustada, que es más adecuado para comparar modelos con diferente número de variables independientes, es 95,5285%. El error estándar del estimado muestra que la desviación estándar de los residuos es 0,283689. El error medio absoluto (MAE) de 0,145383 es el valor promedio de los residuos. El estadístico de Durbin-Watson (DW) prueba los residuos para determinar si haya alguna correlación significativa basada en el orden en que se presentan los datos en el archivo. Puesto que el valor-P es mayor que 5,0%, no hay indicación de autocorrelación serial en los residuos con un nivel de significancia del 5,0%. Cuadrático Resultados de Ajuste de Modelo para Mn
Error Estadístico
Parámetro
Estimado
Estándar
T Valor-P
A:Matriz 1,65911 0,779786
B:Grafito -7,93239 4,96906
C:FeCrMn
4,88661 0,254619
AB 10,6905 7,86949 1,35847 0,2674
AC -0,1245 1,80538 -0,0689604
0,9494
BC 15,252 7,22154 2,11202 0,1251
R-cuadrada = 98,3232 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 95,5285 porciento Error estándar del est. = 0,283689 Error absoluto medio = 0,145383 Estadístico Durbin-Watson = 2,30701 (P=0,6640) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,217208 El StatAdvisor Esta ventana muestra la ecuación del modelo cuadrático ajustado. La ecuación del modelo ajustado es Mn = 1,65911*Matriz - 7,93239*Grafito + 4,88661*FeCrMn + 10,6905*Matriz*Grafito - 0,1245*Matriz*FeCrMn + 15,252*Grafito*FeCrMn En donde los valores de los componentes se especifican en pseudo-componentes. Para hacer que STATGRAPHICS evalúe esta función, seleccione Predicciones de la lista de Opciones Tabulares. Para graficar la función, seleccione Gráficas de Respuestas de la lista de Opciones Tabulares. Optimizar Respuesta Meta: maximizar Mn Valor óptimo = 4,98364
Factor Bajo Alto Óptimo
Matriz 78,0 88,0 78,0
Grafito 2,0 7,0 3,19658
FeCrMn 5,0 20,0 18,8034
ANOVA para RelConsFteAlambre
Fuente Suma de Cuadrados
Gl Cuadrado Medio
Razón-F
Valor-P
Modelo Cúbico Especial
4,9838 6 0,830634 41,93 0,0235
Error total 0,0396178 2 0,0198089
Total (corr.) 5,02342 8
R-cuadrada = 99,2113 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 96,8454 porciento Error estándar del est. = 0,140744 Error absoluto medio = 0,0540988 Estadístico Durbin-Watson = 1,79685 (P=0,3900) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,104529
El StatAdvisor Esta tabla muestra un análisis de varianza para el modelo cúbico especial actualmente seleccionado. Dado que el valor-P para este modelo es menor que 0,05, existe una relación estadísticamente significativa entre RelConsFteAlambre y los componentes, con un nivel de confianza del 95,0%. El estadístico R-Cuadrada indica que el modelo, así ajustado, explica 99,2113% de la variabilidad en RelConsFteAlambre. El estadístico R-cuadrada ajustada, que es más adecuado para comparar modelos con diferente número de variables independientes, es 96,8454%. El error estándar del estimado muestra que la desviación estándar de los residuos es 0,140744. El error medio absoluto (MAE) de 0,0540988 es el valor promedio de los residuos. El estadístico de Durbin-Watson (DW) prueba los residuos para determinar si haya alguna correlación significativa basada en el orden en que se presentan los datos en el archivo. Puesto que el valor-P es mayor que 5,0%, no hay indicación de autocorrelación serial en los residuos con un nivel de significancia del 5,0%. Cúbico Especial Resultados de Ajuste de Modelo para RelConsFteAlambre
Error Estadístico
Parámetro
Estimado
Estándar
T Valor-P
A:Matriz 0,224222
0,506592
B:Grafito -2,33578 2,71806
C:FeCrMn
4,50922 0,137581
AB 27,582 4,88951 5,64105 0,0300
AC 16,329 1,32852 12,2911 0,0066
BC 8,958 4,08497 2,19292 0,1596
ABC -31,374 5,88707 -5,3293 0,0335
R-cuadrada = 99,2113 porciento R-cuadrada (ajustada por g.l.) = 96,8454 porciento Error estándar del est. = 0,140744 Error absoluto medio = 0,0540988 Estadístico Durbin-Watson = 1,79685 (P=0,3900) Autocorrelación residual de Lag 1 = -0,104529 El StatAdvisor Esta ventana muestra la ecuación del modelo cúbico especial ajustado. La ecuación del modelo ajustado es RelConsFteAlambre = 0,224222*Matriz - 2,33578*Grafito + 4,50922*FeCrMn + 27,582*Matriz*Grafito + 16,329*Matriz*FeCrMn + 8,958*Grafito*FeCrMn - 31,374*Matriz*Grafito*FeCrMn En donde los valores de los componentes se especifican en pseudo-componentes. Para hacer que STATGRAPHICS evalúe esta función, seleccione Predicciones de la lista de Opciones
Tabulares. Para graficar la función, seleccione Gráficas de Respuestas de la lista de Opciones Tabulares. Optimizar Respuesta Meta: minimizar RelConsFteAlambre Valor óptimo = 4,21822
Factor Bajo Alto Óptimo
Matriz 78,0 88,0 78,0
Grafito 2,0 7,0 7,0
FeCrMn 5,0 20,0 15,0
Optimización de Múltiples Respuestas Nombre del archivo: DisCompQca.sfx Datos/Variables: RelConsFteAlambre Cr (%) C (%) Mn (%)
Mínimo Máximo
Respuesta Observado
Observado
RelConsFteAlambre
4,28 6,67
Cr 0,379 1,396
C 0,77 2,825
Mn 1,004 5,046
Deseabilidad
Deseabilidad
Pesos Pesos
Respuesta Baja Alta Meta Primero
Segundo
Impacto
RelConsFteAlambre
4,28 6,67 Minimizar 1,0 3,0
Cr 0,379 1,396 Maximizar
1,0 3,0
C 0,77 2,825 Maximizar
1,0 3,0
Mn 1,004 5,046 Maximizar
1,0 3,0
Deseabilidad
Deseabilidad
Fila RelConsFteAlambre
Cr C Mn Prevista Observada
1 4,55 1,339 1,545 4,795 0,73121 0,737707
2 5,52 0,379 2,528 1,004 0,0 0,0
3 5,28 0,953 0,77 2,868 0,273022 0,0
4 4,28 1,073 2,825 3,917 0,841852 0,837425
5 6,67 1,107 0,998 3,714 0,0 0,0
6 4,51 1,396 2,092 5,046 0,868261 0,87321
7 5,04 0,731 2,008 1,869 0,452186 0,417672
8 5,43 0,725 2,499 2,326 0,469236 0,469461
9 6,19 1,124 1,793 3,668 0,487336 0,468727
El StatAdvisor Este procedimiento ayuda a determinar la combinación de los factores experimentales que simultáneamente optimiza varias respuestas. Los hace maximizando la función de ‘deseabilidad’. Usted puede establecer varias características de la función de ‘deseabilidad’ a través del cuadro de diálogo de Opciones de Análisis. Las metas de cada una de las respuestas actualmente están establecidas como: RelConsFteAlambre - minimizar Cr - maximizar C - maximizar Mn - maximizar La salida muestra la función de ‘deseabiliad’ evaluada en cada punto del diseño. Entre los puntos de diseño, la ‘deseabilidad’ máxima se alcanza en la corrida 6. Para encontrar la combinación de factores que alcanza la ‘deseabilidad’ global óptima, seleccione Optimización del cuadro de diálogo de Opciones Tabulares.
Optimizar Deseabilidad Valor óptimo = 0,880083
Factor Bajo Alto Óptimo
Matriz 78,0 88,0 78,0
Grafito 2,0 7,0 5,49756
FeCrMn 5,0 20,0 16,5024
Respuesta Óptimo
RelConsFteAlambre
4,51488
Cr 1,29711
C 2,4607
Mn 4,62469
El StatAdvisor Esta tabla muestra la combinación de niveles de factores que maximiza la función de ‘deseabilidad’ en la región indicada. También muestra la combinación de factores a la cual se alcanza el óptimo. Use el cuadro de diálogo de Opciones de Análisis para indicar la región sobre la cual se llevará a cabo la optimización.