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INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL
ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA QUÍMICA E INDUSTRIAS EXTRACTIVAS
“ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO DE FUSIÓN DE FUNDENTES PARA MOLDE DE COLADA CONTINUA
DE PLANCHÓN DELGADO”
T E S I S PARA OBTENER EL GRADO DE
INGENIERO EN METALURGIA Y MATERIALES
P R E S E N T A:
ANGÉLICA SÁNCHEZ MARTÍNEZ
ASESOR: DR. ALEJANDRO CRUZ RAMÍREZ
MÉXICO, D. F. JUNIO, 2007
INDICE
RESUMEN i
1.- INTRODUCCIÓN 1
2.- GENERALIDADES 5
2.1.- Colada Continua 4
2.2.- Fundentes para molde de colada continua 6
2.3.- Función de los fundentes para molde de colada continua 8
2.4.- Comportamiento de fusión 9 2.5.- Velocidad de fusión de los fundentes para molde de colada continua de planchón delgado
10
2.6.- Formación de la película del fundente, lubricación y transferencia de calor
12
2.7.- Propiedades físicas de los fundentes
2.7.1.- Viscosidad 16
2.7.2.- Medición de la viscosidad 16
2.7.3.- Determinación de factores de la viscosidad de flujos 15
2.7.4.- Modelos para el calculo de la viscosidad 18
2.7.5.- Diagrama seudoternario de Mills 22
2.8.- Selección de los fundentes en polvo para moldes de colada continua de planchón delgado
23
2.9.- Principio de diseño de fundentes en polvo a altas velocidades 25
2.9.1.- Efecto del carbono libre 25
2.9.2.- Efecto del carbonato 26
2.10.- Proceso convencional Vs Proceso de planchón delgado 26
3.- DESARROLLO EXPERIMENTAL
3.1.- Diagrama de flujo 30
INDICE
3.2.- Equipo y Materias primas 30
3.3.- Análisis Químico 31
3.4.- Pruebas por DRX 31
3.5.- Microscopia Electrónica de Barrido 32
3.6.- Pruebas de fusión 32
3.7.- Preparación de dados y portamuestras 33
3.8- Determinación del perfil de temperaturas del horno 34 3.9.- Fabricación de cilindros compactados de fundente en polvo
36
3.10.- Determinación de las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez
36
4.- RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS 4.1.- Análisis Químico
39
4.2.- DRX 40
4.3.- MEB y Microanálisis 41
4.4.- Incertidumbre absoluta de las temperaturas de ablandamiento, fusión y Fluidez 4.4.1.- Incertidumbre relativa de las temperaturas de ablandamiento, fusión y Fluidez 4.4.2.- Temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez
42 49 50
4.5.- Viscosidades (modelos: IRSID Y NIPPON-STEEL) 4.6.- Diagrama seudoternario CaO-SiO2-NaF
53 57
5.- CONCLUSIONES
60
6.- BIBLIOGRAFÍA 61
i
ESTUDIO DEL COMPORTAMIENTO DE FUSIÓN DE FUNDENTES PARA MOLDE DE COLADA CONTINUA DE PLANCHÓN DELGADO.
RESUMEN El proceso de colada continua constituye actualmente la base para la producción
de acero en el mundo. Los fundentes en polvo cumplen diferentes funciones clave
en el proceso, las cuales tienen un fuerte impacto sobre la calidad superficial e
interna del producto, por lo que, es de suma importancia la elección del fundente
en polvo en función del grado de acero a producir.
Los dos parámetros más importantes a considerar para explicar la función de los
fundentes es el grado de fusión del fundente en polvo y la viscosidad de la escoria
resultante. Estas propiedades controlan la lubricación y la transferencia de calor
del acero al molde. Además de que el reciente proceso de colada continua de
planchón delgado (thin slab casting), también utiliza fundentes en polvo, cuyo
desempeño es aun mas critico por las mayores velocidades de colada y de los que
se tiene una mayor falta de información.
Por lo anterior, surgió la necesidad de estudiar el comportamiento de fusión de los
fundentes para la producción de planchón delgado de acero, a partir de la
determinación de las temperaturas de transición del fundente (Temperatura de
ablandamiento, fusión y fluidez) mediante una técnica de medición previamente
establecida.
En el presente trabajo se determinaron las temperaturas de ablandamiento, fusión
y fluidez de un fundente comercial para planchón delgado, además se determino
el efecto de las adiciones de compuestos químicos (Al2O3 y Na2CO3) sobre las
temperaturas de transición. Adicionalmente se utilizaron dos modelos reportado
para la determinación de la viscosidad del fundente en base a la temperatura de
fluidez determinada experimentalmente y su composición química.
1
1.- INTRODUCCIÓN
La industria siderúrgica nacional continua con su tendencia exportadora y
generadora de divisas, para lo cual se ha ajustado a los niveles de calidad
imperantes en el mercado internacional y a optimizar sus procesos y costos de
producción. Es por esta razón que se ha introducido ya en más del 90% y con
tendencia creciente, el vaciado de acero por el proceso de colada continua por su
mayor eficiencia metálica y los mejores niveles de calidad superficial e interna que
se obtiene.
Sin embargo, los requerimientos para exportación son cada vez más estrictos y se
vuelve más difícil continuar las políticas de reducción en costos y mejoras en la
calidad. Uno de los puntos críticos es precisamente el proceso de colada continua,
en que se requiere un conocimiento más profundo de todos los fenómenos
metalúrgico-dinámicos que en él ocurren, a fin de aplicar este conocimiento en
forma congruente para establecer los criterios correctos del manejo de las
variables de operación a nivel industrial.
Algunos de los defectos superficiales más significativos, como las grietas
longitudinales, grietas longitudinales en las esquinas y marcas profundas de
oscilación, que llegan a presentarse hasta en más del 80% de las coladas en
aceros peritécticos se atribuyen en gran medida al efecto de los fundentes en
polvo para molde.
A pesar del uso rutinario de los fundentes para molde de colada continua y de los
estudios realizados, no existe una prescripción para las plantas de colada
continua, acerca de la selección de estos polvos, debido a que no se entiende por
completo su efecto en el producto de colada, bajo condiciones de colado
específicas.
INTRODUCCIÓN
2
Esto se debe parcialmente al hecho de que se espera que el fundente llene un
gran número de funciones, las cuales no siempre son compatibles en términos de
la propiedades requeridas del producto, por lo tanto la selección de los polvos
depende fuertemente de los parámetros específicos de colada de cada planta, por
lo que se han utilizado en buena parte por prueba y error, lo cual ha generado en
gran porcentaje productos defectuosos y pérdidas en la productividad (1).
Los fundentes para molde son escorias sintéticas usadas para cubrir el acero
líquido en el molde de colada continua de planchón, que cumplen diferentes
funciones clave. Básicamente, los fundentes están constituidos por mezclas
mecánicas de diversos materiales, principalmente: cenizas, escoria de alto horno,
espato-flúor, carbonatos de álcalis y criolita.
La composición de los fundentes para molde está generalmente basada en el
sistema SiO2-CaO-Al2O3, con óxidos alcalinos (Na2O) y fluoruros (CaF2)
agregados como fluidizantes. El grafito es usado en cantidades de 3 a 6% para
controlar las características de fusión de los fundentes (2).
Recientemente se ha reportado su uso también en la colada continua de
productos no planos y en el reciente proceso de colada continua de planchón
delgado (thin slab casting), el cual también utiliza fundentes en polvo, cuyo
desempeño es aún más crítico por las mayores velocidades de colada, y de los
que se tiene una mayor falta de información.
En 1997, la división de productos planos de Hylsa S.A. de C.V. en Monterrey fue
premiada por sus altas operaciones y por su iniciación en la comercialización de
láminas ultra-delgadas, chapa de acero en tiras laminado en caliente producido
por el proceso de colada continua de planchón delgado.
INTRODUCCIÓN
3
El objetivo principal de la división de productos planos de Hylsa Monterrey S.A. de
C.V. fue de vender en el año 2000, 100,000 toneladas métricas de acero laminado
en caliente de 1.2 mm. En Hylsa Monterrey, la lamina delgada tiene un espesor
aproximado de 1.5 mm o mas delgado y la lámina ultra-delgada tiene un espesor
de 1.2 mm.
Actualmente, Hylsa puede manejar productos con espesores de 1.2 mm o mas
delgados. Con la mezcla de las láminas delgadas y las láminas ultra-delgadas
Hylsa espera estar produciendo cerca de 500,000 toneladas métricas por año.
El proceso de fabricación de productos planos de acero mediante la colada
continua de planchón delgado (de 3 a 5 veces más delgado que el convencional)
ha ganado aceptación rápidamente en esta década y promete transformar la
industria del acero.
Por lo anterior, es de vital importancia conocer las propiedades físicas y químicas
y determinar el comportamiento térmico de los fundentes para molde de colada
continua de planchón delgado como una manera de controlar y aumentar los
niveles de producción de acero mediante este novedoso proceso, además de
mejorar la calidad superficial del producto de colada.
Los principales fabricantes de máquinas de colada continua de planchón delgado
en el mundo son Schloemann-Siemag AKtiengesell schaft con su proceso de
planta de tira compacta (CSP) y por Mannessmann-Demag y su proceso Planta de
tira en línea (ISP). Datos de 1995 indican que se encuentran en operación 7
plantas de este tipo alrededor del mundo con una capacidad instalada de 10
millones de toneladas. (3)
INTRODUCCIÓN
4
Básicamente las principales diferencias de los fundentes utilizados en el proceso
de planchón convencional y el de planchón delgado es el contenido de carbono y
fluorita, los primeros contienen en promedio 3% C y 12% CaF2, mientras que los
segundos contienen alrededor de 8-9% C y de 15-23% CaF2.
5
2.- GENERALIDADES
2.1.- Colada Continua.
La amplia adopción de la colada continua ha tenido un fuerte impacto en la
industria del acero, debido a que una sección semiterminada, tal como un
planchón, tocho o palanquilla son formadas directamente del acero líquido, sin la
necesidad de pasar por las etapas del lingote o recalentamiento y laminado. Los
costos de operación de una planta de fabricación de acero por colada continua
son mucho menores que aquellos producidos por vaciado en lingotes y el
posterior proceso de laminación.
El acero fundido pasa del reactor de aceración o refinación hacia una olla de
vaciado, y de ésta a su vez pasa a un depósito llamado distribuidor. El acero fluye
entonces, desde el distribuidor hacia uno o más moldes de cobre de fondo abierto
enfriados por agua. Antes de iniciar el vaciado, se inserta una barra iniciadora o
barra falsa en el fondo del molde, la cual promoverá la solidificación inicial del hilo.
Una vez iniciado el vaciado, cuando el nivel del metal sube en el molde a una
altura deseada, la barra falsa se extrae gradualmente conforme el metal es
introducido en el molde. La figura 1. Ilustra el proceso de colada continua.
El enfriamiento inicial del metal ocurre en la barra falsa. La solidificación continúa
inmediatamente en la periferia del molde, aumentando paulatinamente el grosor
de esta cáscara. La cáscara es de aproximadamente de 12 a 25 mm de espesor
en la salida del fondo del molde. La tira de acero es soportada mecánicamente
hacia abajo a través de la zona de enfriamiento secundario donde se rocía agua a
presión en la superficie del planchón para completar el proceso de solidificación.
GENERALIDADES
6
El soporte mecánico (rodillos superiores e inferiores) y el agua de enfriamiento
actúan contra la presión ferrostática del centro líquido, evitando el abultamiento de
las caras en el planchón. Después de que ha solidificado por completo, el
planchón es cortado a la longitud deseada por un aparato cortador adecuado (4).
Fig. 1 Representación esquemática del proceso de colada continua.
2.2.- Fundentes para molde de colada continua.
Los fundentes para molde de colada continua ó los polvos para molde son
escorias sintéticas que se agregan en forma manual o automática durante el
colado del acero, los cuales se utilizan para cubrir el menisco de acero líquido en
el molde. Se espera que los fundentes realicen una variedad de funciones.
La composición del fundente del molde se basa generalmente en el sistema SiO2-
CaO-Al2O3. Además se agregan óxidos alcalinos y fluoruros como fluidizantes por
ejemplo el CaF2 y Na2O. El grafito se utiliza generalmente de 3 a 6% con el fin de
controlar la característica de fusión del fundente y mejorar las propiedades de
aislamiento térmico de los fundentes.
GENERALIDADES
7
Se espera que el fundente proteja la superficie líquida del metal de la reoxidación
y de la excesiva pérdida de calor. Esta protección puede ser proporcionada por
cualquier fundente que cumpla con los requerimientos de fusión del acero a
producir y cubra completamente el menisco sin que transporte con facilidad el
oxígeno de la atmósfera al acero.
El FeO en la escoria es particularmente perjudicial debido a su tendencia a
aumentar el potencial del oxígeno en la interfase metal-escoria, reintroduciendo
oxígeno al metal, además de que facilita el transporte de oxígeno de la atmósfera
a la superficie del metal a través de la capa de escoria (5).
Los diferentes tipos de fundentes pueden ser catalogados como: polvos de base
ceniza, polvos sintéticos y polvos prefundidos o fragmentados.
Las propiedades de los fundentes pueden ser controladas por la composición
química del fundente y la morfología de sus componentes. Las propiedades que
pueden ser controladas son las siguientes:
1. Temperatura de fusión.
2. Velocidad de fusión.
3. Viscosidad.
4. Tensión superficial.
5. Actividad química de sus componentes.
GENERALIDADES
8
2.3.- Función de los fundentes para molde de colada continua.
Las principales funciones de los fundentes de colada continua son:
1. Proteger al menisco de la reoxidación a través del contacto directo con la
atmósfera.
2. Aislar térmicamente la superficie del metal líquido para evitar una
solidificación prematura.
3. Absorber y disolver inclusiones de alto punto de fusión, tales como
productos de la desoxidación, y por lo tanto prevenir su atrapamiento en la
cáscara solidificada.
4. Mejorar la lubricación para facilitar la salida del producto de colada del
molde.
5. Controlar la velocidad y uniformidad de remoción de calor del producto para
reducir los esfuerzos resultantes de la diferencia de temperaturas a través
del espesor de la cáscara solidificada.
6. Controlar las características del menisco por sí mismo a través del control
de la tensión interfacial para reducir la severidad de las marcas de
oscilación, la fuente fundamental de grietas transversales.
GENERALIDADES
9
2.4.- Comportamiento de fusión.
El proceso de fusión experimentado por un fundente en un molde de colada
continua presenta cuatro etapas y se muestra en la Fig. 2:
1. Después de haber sido agregado dentro del molde, el polvo es calentado,
reteniendo su estructura original y morfología.
2. Mientras el calentamiento avanza, el carbono en el polvo empieza a
quemarse. Algunas partes del material base entran en contacto unas con
otras, con lo cual empieza un proceso de sinterizado. Este proceso de
sinterizado avanza con el calentamiento del polvo y la combustión del
carbono.
3. El material base empieza a fundirse, formando gotas de fundente fundido
alrededor de las partículas de carbono. Conforme las partículas de carbono
se consumen, el material base fundido coalésce.
4. Finalmente se forma un baño de fundente fundido.
Posteriormente, la fase liquida fluye sobre la superficie del acero y se infiltra entre
el molde y el acero durante el ciclo de oscilación. Una parte del fundente infiltrado
solidifica cuando entra en contacto con la pared del molde de cobre enfriado por
agua y forma una capa sólida, mientras que una capa de fundente fundido
permanece en contacto con la cáscara de acero solidificado(5).
El acero es enfriado por la pared del molde, y el planchón de acero con un centro
líquido es removido continuamente del fondo del molde a través de la cámara de
aspersión donde se enfría por medio de agua rociada a presión. Al descender a lo
largo de la pared del molde, los fundentes cumplen una función de lubricación y de
transferencia de calor en la interfase molde – acero (6).
GENERALIDADES
10
Fig. 2. Comportamiento del fundente para molde durante el proceso de colada
continua.
2.5.- Velocidad de fusión de los fundentes para molde de colada continua.
La velocidad de fusión de los fundentes para molde de colada continua tiene un
efecto significativo en el funcionamiento del polvo. La fusión de un polvo para
molde determina la capacidad del fundente para mantener una cierta profundidad
del líquido estable, lo cual es requerido para mantener un adecuado y continuo
suministro del fundente fundido al hueco que se forma entre la pared del molde y
el acero (7).
Cuando la velocidad de fusión es demasiado alta, es imposible mantener una capa
estable de polvo sin reaccionar sobre la superficie del baño. Esta inestabilidad
puede promover exposición intermitente de la capa de acero fundido a la
atmósfera. El resultado es un incremento en pérdidas de calor, lo cual
eventualmente provoca la formación de “material flotante”, el crecimiento del
espesor del fundente y una solidificación prematura del menisco del acero.
GENERALIDADES
11
Por otro lado, si la velocidad de fusión es demasiado baja, la carencia de fundente
fundido provocara una infiltración desigual del fundente dentro del hueco
molde/acero. Esto resulta en defectos del producto de colada tales como fracturas
longitudinales y posibles poros.
Los resultados de pruebas de fusión han mostrado que los polvos al cubrir la
superficie del acero líquido, forman varias capas y éstas son las mismas para los
fundentes ya sean en polvo o granulados.
Diferentes pruebas han sido desarrolladas por varios investigadores (8) para
explicar las velocidades de fusión de los polvos; aunque ninguna de estas es
totalmente satisfactoria, se ha demostrado que la velocidad de fusión se
incrementa por los siguientes factores:
1. Disminución del contenido de carbono libre.
2. Incremento del radio de las partículas de carbono.
3. Tipo de carbono.
4. Disminuyendo la temperatura de fusión (y consecuentemente la viscosidad)
en función de la composición química del fundente.
5. Incrementando el tamaño de partícula de los constituyentes.
6. Incrementando el flujo de calor vertical (p. Ej. Incrementado la velocidad de
colada).
GENERALIDADES
12
El carbono presente en los polvos proviene de dos fuentes, carbono libre
agregado a la mezcla de óxidos y carbono combinado presente como carbonatos
en los óxidos minerales. Las partículas de carbono libres retardan la fusión de los
fundentes para molde al evitar la coalescencia de las partículas de óxidos; esto
quiere decir; que la velocidad de fusión disminuye cuando el contenido de carbono
libre se incrementa.
La velocidad de fusión de diferentes polvos para molde puede también ser
determinada usando medidas de profundidad de la capa fundida de escoria en el
molde. Esta profundidad debe ser más grande que las suma de la amplitud de
oscilación del molde y la variación del nivel del molde. Si la profundidad es más
pequeña que el valor deseado, entonces la cantidad óptima de escoria lubricante
no estará disponible por lo que el contenido de carbono del polvo para molde debe
ser disminuido para incrementar la velocidad de fusión.
2.6.- formación de la película del fundente, lubricación y transferencia de calor.
El fundente para molde es consumido cuando el planchón es sacado del molde. El
fundente provoca el movimiento del planchón para ser sacado entre la pared del
molde y la superficie de este, como resultado se forma una capa de fundente
alrededor del planchón. Se encontró que esta película de fundente reduce la
incidencia de grietas longitudinales a la mitad de la cara del planchón.
Las fracturas longitudinales se originan de una combinación de esfuerzos térmicos
y de torsión actuando en la dirección transversal. El esfuerzo térmico es generado
por la diferencia de temperaturas a través del espesor de la cáscara sólida. Los
esfuerzos de torsión son causados por la presión ferrostática interna, lo cual
origina que se abombe la cáscara, por la contracción de solidificación y la
contracción térmica.
GENERALIDADES
13
Ambos esfuerzos son máximos tanto en la superficie del acero como a la mitad del
ancho solidificado del acero en el molde (9). Es de vital importancia, entonces, que
el fundente se infiltre entre el acero y el molde en una capa continua y uniforme.
Obviamente, es deseable que la escoria líquida, lubrique entre la pared molde-
acero en la mayor parte de la longitud del molde. Para conseguirlo es necesario
que el polvo seleccionado, tenga una temperatura de liquidus lo suficientemente
baja que prevenga la solidificación parcial o total de la escoria en la parte baja del
molde. La viscosidad de la escoria se selecciona usualmente para proporcionar
una lubricación e infiltración optima.
Muchos de los defectos que se encuentran comúnmente en los procesos de
colada continua están relacionados con el uso inadecuado de los polvos de molde.
Como ejemplo se pueden citar las grietas longitudinales, roturas de línea,
agrietamiento de esponja y estrella, marcas de oscilación y formación de
inclusiones.
Las grietas probablemente se forman en la parte superior del molde donde la
temperatura superficial del planchón es de alrededor de 1340ºC, en este intervalo
de temperatura, el acero tiene bajos esfuerzos y ductilidad. El problema se aleja
cuando el intervalo de transferencia de calor se incrementa.
La presencia de una capa de fundente reduce generalmente la transferencia de
calor en el molde, pero incrementa la transferencia de calor en la región del
menisco. El incremento de la transferencia de calor en el menisco es el resultado
del relleno del hueco provocado por la contracción de solidificación. Sin embargo,
si el fundente no se infiltra uniformemente entre el molde y el acero, los esfuerzos
localizados son generados, aumentando el problema de agrietamiento.
GENERALIDADES
14
Varios autores (10) demostraron que la viscosidad del fundente tiene mayor efecto
sobre la incidencia de las grietas longitudinales, y desde entonces varios otros
autores (10) intentaron analizar la formación de la película del fundente y sus
efectos sobre lubricación y transferencia de calor, usando varias suposiciones
simplificadas.
Emi et al (9) y Kor (10) resolvieron la ecuación de movimiento de Navier Stokes para
la región del menisco en el molde. Las conclusiones a las que llegaron son las
siguientes:
1. Para mantener un cierto espesor de la película de fundente, la viscosidad
del fundente debe ser disminuida así como la velocidad de vaciado debe
ser incrementada.
2. Incrementando la frecuencia de oscilación para una viscosidad deseada, se
incrementa la velocidad de vaciado para mantener un cierto espesor del
fundente.
3. Una película gruesa provoca una baja velocidad de corte en el fundente, así
como hacer más pequeña la amplitud y más baja la frecuencia de oscilación
del molde.
4. El esfuerzo de corte transmitido a la superficie del planchón por el fundente
hacia el extremo de la superficie endurecida por la alta velocidad de
vaciado, alta viscosidad y pequeño espesor de la película es mucho menor
que la fuerza producida del hierro puro.
Emi (9) encontró que el consumo del fundente disminuye con la viscosidad
uniforme y que la velocidad de vaciado no tiene efecto sobre la velocidad de
consumo, en contraste con las predicciones de Kor (10). Sin embargo, Emi (9)
confirmo las conclusiones de kor (10) considerando la frecuencia de oscilación.
GENERALIDADES
15
Emi (9) además determinó que el espesor de la capa de fundente se incrementa
con la viscosidad hasta un cierto punto, debido a la disminución de la transferencia
de calor en el molde.
Riboud (10) determinó que el espesor máximo de la capa de fundente puede ser
controlada por la velocidad de fusión del fundente. Hasselstrom (10) confirmo lo
anterior y ofrece la siguiente expresión para la velocidad del consumo de fundente
(q) basado en la teoría de la lubricación general (Ec. 1):
ghuhq Feρη122
3
−= ....................(1)
Donde: u = velocidad de vaciado.
η = viscosidad.
ρ Fe = densidad del Fe.
g = aceleración de la gravedad.
La Ec. (2) muestra la velocidad de consumo óptimo
2/1
23 ⎥
⎦
⎤⎢⎣
⎡=
guuqFeρη ………………. (2)
Esta ecuación nos indica que la velocidad de fusión del fundente puede ser
proporcional a 1/3 de la velocidad de vaciado.
GENERALIDADES
16
2.7.- Propiedades físicas de los fundentes.
2.7.1.- Viscosidad.
La viscosidad se define como una medida de la resistencia que presentan los
fundentes a fluir cuando están sujetos a una fuerza externa como fue propuesto
por Newton “los esfuerzos cortantes (τ), generado como un resultado del
movimiento relativo de dos capas adyacentes en un líquido, es proporcional al
gradiente de la velocidad (dv/dx) y perpendicular a la dirección de la fuerza
aplicada. El factor de proporcionalidad es la viscosidad del fluido (η):
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=dxdvητ ……………….. (3)
2.7.2.- Medición de la viscosidad.
La viscosidad de los fundentes y escoria a altas temperaturas usualmente se
determinan con un viscosímetro rotatorio. Este método de medida de torque es
desarrollado cuando un agitador o varilla es rotado a una velocidad estable en un
crisol lleno con fundente líquido. Existen otros tipos de pruebas para la
determinación de la viscosidad tales como la esfera descendente y el plato
oscilante.
2.7.3.- Determinación de factores de la viscosidad de flujos.
La viscosidad de un fundente fundido es determinada por su temperatura y
composición química. La temperatura depende de la viscosidad sobre un intervalo
de temperaturas de acuerdo a la ecuación de Arrhenius:
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡=RTEAexpη ………………(4)
GENERALIDADES
17
Donde:
A = constante de Arrhenius.
E= energía de activación para flujos viscosos.
R= constante de los gases.
T= temperatura absoluta (k).
En cuanto a la composición química se encontró que la sílice es el factor principal
que determina la viscosidad del fundente. Esto se pudo comprobar por el trabajo
de IRSID(5), donde 16 fundentes sin alúmina fueron comparadas y a las cuales se
les adicionaron SiO2 observándose un incremento en la viscosidad.
Por otro lado, también se observó que la Al2O3 incrementa la viscosidad y el nivel
de influencia dependerá de los otros constituyentes del fundente.
Lanyi(11) investigó el efecto del incremento del contenido de Al2O3 , en el cual
encontró que la viscosidad se incrementa gradualmente incrementando el
contenido de Al2O3. Lo anterior, fue confirmado por Gruzbev(11) quién además
encontró que el Cr2O3 tiene un efecto similar.
Para los sistemas de escorias incluidos los fundentes, los constituyentes que los
conforman se clasifican en formadores de red tales como la sílice y la alúmina,
otros constituyentes de los fundentes para molde son llamados modificadores de
red, tales como los fluoruros (NaF, CaF2), álcalis (Na2O, K2O), y óxidos básicos
(CaO, MgO, BaO, SrO), que disminuyen la viscosidad y la temperatura de
transición de vidrio. El óxido bórico (B2O3), si bien es un formador de red también
reduce la viscosidad notablemente como resultado de un bajo punto de
temperatura de fusión.
GENERALIDADES
18
2.7.4.- Modelos para el cálculo de la viscosidad.
Varios investigadores (12) han desarrollado modelos empíricos para el cálculo de
las viscosidades de fundentes de colada continua a partir de su composición
química. Mc Cauley y Apelian (12) midieron la viscosidad de 20 fundentes para
molde de colada continua dentro de los intervalos de composición dados en la
tabla I. determinaron que la viscosidad a una temperatura dada puede ser
expresada como una función de la relación de la formación de la red de iones y
aniones, o como una función de la fracción mol del silicio.
Tabla I. Rango de composición de polvos para molde usados en los modelos de
predicción de viscosidades.
COMPOSICIÓN QUIMICA (% peso) MODELO
SiO2 Al2O3 CaO CaF2 Na2O MgO Li2O
McCauley/Apelian 27-48 10 23-42 0-12 4-15 --- ---
IRSID 34-56 0-12 8-46 0-18 0-22 --- ---
NIPPON STEEL 25-50 0-23 16-41 5-20 5-20 0-15 0-7
Riboud et al (12). en IRSID llevaron a cabo mediciones de la viscosidad de 23
fundentes sintéticos y 22 fundentes industriales dentro del rango de composición
dado en la tabla I. El modelo de IRSID utiliza la ecuación de Frenkel (Ec. 5) para
correlacionar la viscosidad con la temperatura y la composición:
)/exp( TBAT=η ..................(5)
Donde:
A y B = constantes
T = temperatura (K)
GENERALIDADES
19
El modelo divide los componentes en cinco constituyentes: CaO*, Na2O*, SiO2,
Al2O3 y CaF2, donde la fracción mol de CaO* esta definida como:
X CaO* = X CaO + XMgO + XFeO + XMnO + XB2O3
Y para el Na2O, la fracción mol es:
X Na2O* = X Na2O + XK2O
La viscosidad es estimada usando estas dos ecuaciones previas y los valores de
los parámetros A y B dados en la tabla 2.
GENERALIDADES
20
Tabla 2. Ecuaciones para evaluar la viscosidad de los fundentes para moldes.
Modelo: IRSID
Ecuación: ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=TBAT expη
Donde: η= viscosidad (Pa·s)
T= temperatura (K)
( ) ( ) ( )[ ]3222* (76.3502.782.573.181.19exp OAlONaCaFCaO
XXXXA −+++−=
( ) ( ) ( ) ( )3222* 833,68159,39356,4623896140,31 OAlONaCaFCaO
XXXXB +−−−=
Donde: X= fracción molar
Modelo: NIPPON STEEL
Ecuación: TBLnALn +=η
Donde: η= viscosidad (Poise)
T= temperatura (K)
816.419.0063.0121.0061.0242.0 2232 −−+−−−= ONaCaFMgOCaOOAlLnA
564.012,29103.455646.413635.165186.28354.92 22322 +−−−+−= OLiCaFCaOOAlSiOB
Con la composición en %mol.
GENERALIDADES
21
Ecuación para la determinación de la temperatura de transición de vidrio.
Lee et al (12) y RIST (Korea) determinaron la ecuación para la temperatura de
transición de vidrio, el cual llamaron temperatura de solidificación (Ts):
)(41.6)(55.8)(49.4)(41.1)(15.26.241,12232 OLiCaFNaOOAlMgO XXXXXTs −−−−−= ……(6)
Donde: T = temperatura (°C)
X = %mol
Riboud y Larrecq (12) compararon la ecuación de IRSID contra la de McCauley y
Apelian (12) usando los mismos datos que se dan en la tabla 1, concluyendo que:
1. El modelo de IRSID da una estimación exacta para la viscosidad.
2. La ecuación de McCauley y Apelian (12), expresada como una función de la
relación de iones y aniones, proporciona una estimación aceptable, aunque
es menos exacta que IRSID, siempre que los contenidos de CaF2 y NaF no
excedan el 15%.
3. La ecuación de McCauley y Apelian (12), expresada en términos del
contenido de SiO2, da una estimación pobre para la viscosidad cuando el
contenido de Al2O3 es menor del 10%.
Koyama et al (12) y Nippon Steel llevaron a cabo medidas de la viscosidad en
fundentes dentro del intervalo de composición de la tabla I. Mediante análisis
estadístico de 483 datos, obteniendo la ecuación representada en la tabla 2.
Koyama et al (12) encontró que la ecuación de IRSID además de dar un buena
concordancia para fundentes con Li2O sin MgO, predice valores de la viscosidad
que no van de acuerdo con los medidos para fundentes que contienen MgO.
GENERALIDADES
22
Koyama et al (12) determinó que al considerar MgO como CaO es una fuente de
error. Su ecuación produce un coeficiente de correlación de 0.96, que fue superior
al de la ecuación de IRSID para un sistema de fundente con MgO.
Las ecuaciones presentadas en la tabla 2. Respetando sus limitaciones e
intervalos de validez, son una poderosa herramienta auxiliar en el diseño de
fundentes en función de la viscosidad y la temperatura de transición de vidrio.
2.7.5.- Diagrama Seudoternario de Mills.
De acuerdo a Mills (13), se puede representar la composición química de los
fundentes de una manera simple en el diagrama Seudoternario CaO-SiO2-NaF,
que además nos permita visualizar algunas de sus propiedades. La construcción
de este diagrama parte de la base termodinámica, en el cual el Na2O y el CaF2
reaccionan para formar NaF y por lo tanto los contenidos de Na2O y CaF2 están
representados en términos del NaF de acuerdo a la siguiente reacción:
NaFCaOCaFONa 222 +=+
Por ser la SiO2 y el Al2O3 formadores de red, ambos se consideran en el
componente de la SiO2; en el componente del CaO se considera la suma de los
óxidos CaO, MgO, FeO, MnO y algún exceso del Na2O que permanece después
de satisfacer la reacción química anterior.
El modelo de Mills (13) consiste en calcular el número de moles de cada
componente del sistema NaF-SiO2-Al2O3 y posteriormente la fracción mol de cada
componente, considerando algún exceso del Na2O sin reaccionar conocido como
“k” en el modelo, el cual se suma a las moles del componente CaO.
GENERALIDADES
23
2.8.- Selección de los fundentes en polvo para moldes de colada continua de
planchón delgado.
La producción de planchones por promedio de colada continua de planchón
delgado y laminación directa llego a ser una de las mejores tecnologías durante la
década pasada y es ahora experimentado por 30 lugares mundiales. Desde los
primeros días Corus identificó esta tecnología integrada como la existencia de una
excelente ruta para la producción de planchones de un tamaño más delgado que
son usualmente producidos en coladas continuas para planchones convencionales
en combinación con laminadores.
El DSP (Direct Sheet Plant) completó la transformación a un 100% de los
productos planos de la producción en IJmuiden. Esto formó una segunda ruta a los
productos planos en adición a las coladas convencionales y laminadores de
planchones en frío y en caliente.
El laminador es directamente alimentado de la colada continua de planchón
delgado el cual esta dedicado a la producción de tamaños delgados y esto se
refleja en su capacidad por (semi) laminación continua. Además, el laminador esta
optimizado para laminación ferrítica, el cual ofrece una flexibilidad extra hacia el
control de las propiedades del producto final.
El control del proceso de planchón delgado es más estricto, por lo cual se asume
generalmente que las propiedades del fundente para molde llegan a ser más
críticas. Así que fue necesario tener un nuevo entendimiento de la composición del
fundente para molde y de las propiedades físicas.
Recientemente, algunos autores (14,15) revisaron las aplicaciones de los fundentes
en polvo, incluyendo experiencias en planta para planchón delgado. En general, el
uso de los fundentes en polvo para molde de planchón delgado son derivados de
los polvos usados para el planchón convencional.
GENERALIDADES
24
Las mejoras de los fundentes en polvo se basan principalmente en
determinaciones de sus propiedades térmicas en función de su composición
química, morfología y distribución de tamaños, sus efectos se observan
directamente en la lubricación y la transferencia de calor del molde al acero por lo
cual son considerados parámetros importantes.
El comportamiento de fusión de un fundente en polvo influye fuertemente en la
profundidad del charco líquido y la susceptibilidad hacia la formación del borde. El
comportamiento de fusión puede ser descrita por la trayectoria de fusión y la
velocidad de fusión.
En ambos casos, las adiciones de carbono libre (Clibre) es considerado como un
factor principal. El otro parámetro principal es la condición de flujo en el molde por
ejemplo la estabilidad del menisco durante el vaciado. La profundidad del charco
líquido es resultado de los valores en equilibrio de la alimentación y la infiltración
del fundente en polvo para molde.
Las adiciones de carbono libre son muy importantes para controlar el
comportamiento de fusión de un fundente en polvo para molde. En adición a esto,
los carbonatos también afectan la fusión del fundente en polvo para molde.
Durante el vaciado, el carbonato genera CO2 y este aumenta la velocidad de
fusión debido a la agitación de la capa de fundente.
Considerando una distribución desigual de las partículas de carbono, el efecto del
carbonato probablemente no promueva la fusión de aquellos fundentes en polvo
para molde, pero aumenta la formación de borde. Quizás esto pueda ser una
lejana explicación por el mal desempeño de algunos fundentes en polvo para
molde y será un punto de atención en el futuro.
GENERALIDADES
25
Comparando con los fundentes en polvo para molde de colada continua de
planchón delgado, el éxito de los fundentes en polvo para planchones
convencionales mostró una pobre distribución de carbono libre. Esto indica que la
formación de escorias a bajas velocidades de vaciado (<1.9m/min.) y/o a menor
espesor de la lamina (225 mm) es menos crítica.
2.9.- Principio de diseño de fundentes en polvo a altas velocidades.
La máxima velocidad de colada continua de planchón que tiene una larga sección
transversal es de 2-2.5m/min. Para un acero bajo carbono desoxidado con
aluminio. Esta colada continua fue desarrollada en Europa y Estados Unidos,
ganando esta última por tener una velocidad de colada de 3-3.5 m/min.
En el caso de colada continua de acero, la lubricación entre la pared del molde y la
cáscara solidificada esta suministrada por los polvos fundidos de molde sobre el
meniscos del molde.
Generalmente la frecuencia de roturas por pegaduras se incrementa cuando el
grosor de la película del polvo disminuye, porque el consumo del polvo decrece
cuando la velocidad de colada se incrementa. De esta manera el principio de la
investigación del diseño del fundente en polvo es muy importante para desarrollar
una técnica para altas velocidades de colada continua.
2.9.1.- Efecto del carbono libre.
El contenido de carbono libre es un factor eficaz para controlar el intervalo de
fusión de los fundentes. Se considera que el carbono libre sirve como una barrera
inerte entre las partículas sólidas y las gotas liquidas.
GENERALIDADES
26
El carbono negro es más efectivo que el coke. Este fenómeno se debe a la
diferencia del tamaño de partículas. Las partículas finas tales como el del carbono
negro son más efectivas por la capa de óxido que tienen las partículas (o fluoruro)
y no las partículas gruesas tales como el coke.
2.9.2.- Efecto del carbonato
Generalmente una cantidad razonable de iones metálicos de tierras alcalinas son
adicionados a un fundente en polvo. Estos iones son adicionados como fluoruros o
carbonatos, porque sus óxidos son inestables en estado sólido. Los fluoruros son
relativamente estables en el estado líquido en aceros fundidos, pero los
carbonatos reaccionan con facilidad.
MxCO3 + C MxO + 2CO (g)
MxCO3 + C MxO + CO2 (g)
Donde: M = Li, Na, K, Mg, Ca, Ba, etc.
El CO y CO2 son gases generados por los carbonatos. Estos gases generados por
los carbonatos presentes pueden ser un factor importante para explicar el
comportamiento de fusión del fundente en polvo. Sin embargo, el efecto de una
reacción de disociación del carbono sobre el rango de fusión nunca ha sido
investigado.
2.10.- Proceso convencional Vs Proceso de planchón delgado
El proceso de colada cercano a la forma final (Near net Shape) implica la colada
directa del metal en (o cercano a) la forma final. El proceso “Near net shape”
integra la colada y los primeros pasos de deformación en los molinos de
laminación para obtener formas útiles directamente del acero líquido. El proceso
convencional produce planchones con espesores en el intervalo de 120 a 300 mm
GENERALIDADES
27
con velocidades de colada promedio de 2 m/min., mientras que el proceso de
colada continua de planchón delgado se obtienen planchones con espesores en el
intervalo de 30-60 mm obtenidos con velocidades de 4 a 6 m/min. Las tablas 3 y 4
muestran algunas características del proceso de planchón delgado y del proceso
de planchón convencional respectivamente.
Tabla 3. Condiciones de colada para planchón delgado (1995)
Localización Capacidad Espeso del planchón (mm) Inicio
Nucor Steel (CSP)
Crawfordsville, USA
900,000 40-50 1989
Nucos Steel (CSP)
Hickman, USA
1,000,000 50 1992
AST,(CSP)
Terni, Italy
- 50 1992
Arvedi (ISP)
Cremona, Italy
500,000 30-60 1992
Nucor Steel (CSP)
Crawfordsville, USA
900,000 40-50 1994
Nucor Steel (CSP)
Hickman, USA
1,000,000 50 1994
HYLSA (CSP)
Monterrey, México
900,000 50 1994
Hanbo Steel (CSP)
Asan Bay, Korea
1,000,000 50 1995
Adicionalmente con el nuevo proceso CSP se obtienen considerables ahorros en
energía de hasta 0.6 GJ/ton de acero rolado comparado con el proceso
convencional. La tabla 5 muestra datos adicionales del proceso CSP en Estados
Unidos.
GENERALIDADES
28
Tabla 4. Tipo de maquinas y condiciones de colada para planchón convencional
No. de Máquina 1 2 3
Tipo de Máquina VOEST CONCAST DST
Tipo de molde recto curvo curvo
Longitud del molde (mm) 900 700 700
Velocidad de salida (m/min) 0.75-1.2 0.6-0.75 0.9-1.2
Tabla 5 Datos del proceso CSP en Estados Unidos (1995)
CSP (1995) CSP (2000) CSP (2010)
Datos Técnicos Tamaño típico (ton/años)
Tiempo de vida (años)
Construcción (años)
500-1,000,000
30
1.5
500-1,000,000
30
1.5
500-1,000,000
30
1.5
Datos de Energía
Uso de combustible (GJ/thm)
Uso de electricidad (Gj/t)
Energía Primaria (Gj/t)
Ahorros (%)
0.38
0.12
0.7
77
0.38
0.12
0.7
77
0.38
0.12
0.7
78
Datos Ambientales Emisiones CO2 (%)
Emisiones SO2 , NOX (%)
Otras emisiones
-77
-77
Polvo/agua
-77
-77
Polvo/agua
-78
-78
Polvo/agua
Capacidad EU (ton/años)
Capacidad en el exterior
(ton/años)
1,000,000
5,700,000
1,900,000
14,600,000
N/A
N/A
GENERALIDADES
29
La tabla 6 y 7 muestras composiciones típicas de fundentes de planchón
delgado(14) y convencionales(16) respectivamente, se observa que la principal
diferencia radica en el contenido del C y CaF2 siendo estos contenidos mayores
para los fundentes de planchón delgado.
Tabla 6 Análisis químicos de fundentes para planchón delgado
TIPO DE POLVO COMPUESTO A B C D E F
SiO2 25.3 27.2 26.7 26 32.8 29 CaO 33.1 34.4 34 34.3 26.5 35 MgO 3.7 3.7 3.4 3.6 1.2 1 Al2O3 3.9 3.8 3.7 3.9 5.1 2.8Fe2O3 0.57 0.27 0.27 0.36 1.6 0.64
Na2O+K2O 8.83 8.62 8.32 8.19 12.62 4.67Li2O 0.8 0.7 0.7 0.93 0.01 CaF2 20.34 21.57 20.54 23.63 18.69 23 C total 8.72 7.86 7.83 7.7 6.52 11
Tabla 7. Análisis químico de fundentes comerciales
COMPUESTO A B C D SiO2 29.48 24.98 24.96 28.32 CaO 27.64 20.07 16.31 32.74 MgO 0.96 5.67 0.74 0.34 Al2O3 3.74 4.81 9.63 5.34 Fe2O3 1.18 0.50 - 0.52 Fe3O4 - - 9.67 - MnO 0.03 0.08 0.02 0.11 Na2O 6.07 10.79 10.79 5.39 K2O 0.3 0.30 0.18 0.15 C 2.93 3.06 0.39 2.7
CaF2 9.23 11.96 14.47 12.35
30
3.- DESARROLLO EXPERIMENTAL 3.1.- Diagrama de Flujo
El diagrama de flujo de la Fig. 3 muestra el desarrollo experimental que se siguió
para llevar a cabo el estudio del comportamiento del fundente en polvo.
Para llevar a cabo dicho estudio se contó con un fundente en polvo para planchón
delgado de acero de un proveedor Alemán, de marca Metallurgica.
FUNDENTE
ANALISIS QUIMICO
DRX
PRUEBAS DE FUSIÓN
ADICIÓN:Al2O3 : 1,2,4,6 y 10
Na2O: 3,6 y 9
TEMP. DE ABLANDAMIENTO, FUSIÓN Y FLUIDEZ
MEB
CALCULO DE LAVISCOSIDAD
MODELOS: IRSID YNIPPON-STEEL
CONCLUSIONES DEL COMPORTAMIENTO DE
FUSIÓN.
Fig. 3 Diagrama de flujo del desarrollo experimental del fundente en polvo.
3.2.- Equipo y materias primas
A) MATERIALES
- Fundente en polvo para planchón delgado marca Metallurgica
- Carbonato de sodio, Anhídrido (polvo) grado reactivo
- Alúmina en polvo grado reactivo
DESARROLLO EXPERIMENTAL
31
- Cemento refractario
- Camisas de cerámicas para termopar
B) EQUIPO
- MEB JEOL 6300
- Difractómetro Broker D8 focus
- Mortero de alúmina
- Balanza analítica digital
- termopares Cromel – alúmel tipo “k”
- Horno tubular de resistencia (Tmax=1200°C) Φ= 20mm y L= 170mm
- Transformador variable para controlar la corriente alimentada
- Graficador digital de cuatro canales
- Portamuestras de acero inoxidable.
- Dados de acero inoxidable.
3.3.- Análisis químico
El fundente para planchón delgado tiene forma esférica, el cual se analizó por
métodos convencionales de titulación y absorción atómica para determinar su
composición química.
3.4.- Pruebas de difracción de rayos X (DRX)
Con la finalidad de conocer las especies mineralógicas presentes en el fundente
en polvo (marca metallurgica), se caracterizó por difracción de rayos X.
El análisis se llevo a cabo empleando un difractómetro Broker D8 focus con los
siguientes parámetros de prueba (tabla 8).
DESARROLLO EXPERIMENTAL
32
Tabla 8 Parámetros de DRX.
Colimadores 2 -2.2 mm Escala 2θ 20 – 100º
Incrementos 0.2 Velocidad de barrido 2º/min.
Radiación Cu- Kα
3.5.- Microscopia electrónica de barrido.
Se utilizó el Microscopio Electrónico de Barrido JEOL 6300 para la observación de
la morfología, tamaños y distribución del fundente, la observación se hizo con
electrones retrodispersados. Las condiciones de observación fueron: 20 KV con
una distancia de trabajo de 15 mm y una lente condensadora de 2. Por ser los
fundentes óxidos metálicos no conductores, se recubrieron por evaporación con
grafito sobre su superficie para poder ser observados en el microscopio, para ello
se empleo la evaporadora de grafito Denton Vacuum Desk II. Se empleó el
método de análisis EDS (Energy Dispersive Spectra) para obtener por
microanálisis la composición química cualitativa del fundente en polvo, las
condiciones de operación fueron: 15 Kv y una distancia de trabajo de 39 mm,
examinando un área de muestra de 140 por 120 µm, correspondiente a 600
aumentos.
3.6.- Pruebas de fusión
Para el desarrollo de las pruebas de fusión de los fundentes y la determinación de
las temperaturas de transición se adaptó el siguiente sistema experimental (Fig. 4)
el cual consta básicamente de un horno tubular, un graficador digital, un
transformador variable (reóstato) y un termopar “cromel-alúmel”.
DESARROLLO EXPERIMENTAL
33
Antes de llevar a cabo la determinación experimental de las temperaturas de
transición se determinó el perfil de temperaturas y se construyeron algunos dados
y bases de acero inoxidable 304, los cuales sirven para fabricar cilindros de
fundente compactado y como soporte respectivamente para introducirlos en el
horno y desarrollar las pruebas.
Fig. 4. Sistema experimental
3.7.- Preparación de dados y portamuestras
Para el desarrollo de las pruebas de medición de temperaturas de transición del
fundente en polvo se llevo a cabo primeramente la preparación de los
portamuestras a partir de la placa de acero inoxidable austenítico con las
siguientes dimensiones Fig. 5 y 6:
DESARROLLO EXPERIMENTAL
34
Fig. 5 Dado y émbolo de acero inoxidable. AISI 304
(Dimensiones en mm)
Fig. 6 Contenedor de acero inoxidable AISI-304
(Dimensiones en mm)
3.8.- Determinación del perfil de temperaturas del horno
Se determinó el perfil de temperaturas del horno de resistencia para conocer la
zona del horno en donde la temperatura sea constante y poder tener la certeza de
que la temperatura no varía en esta zona. Para poder determinar el perfil de
temperaturas del horno se realizó lo siguiente:
DESARROLLO EXPERIMENTAL
35
Se utilizaron dos termopares tipo “k” Cromel – alúmel, uno de los termopares se
coloco en el centro del horno mientras que al segundo termopar se graduó con
marcas de 1 cm., colocándolo en un extremo del horno, posteriormente se
procedió a suministrar corriente al horno por medio de un transformador variable a
un voltaje de 20 volts, después de un determinado tiempo el horno alcanzó una
temperatura que se mantuvo constante, esto se observó en el graficador digital por
la señal del termopar que se encuentra en el centro del horno.
Una vez que se mantiene constante la temperatura, se procedió a variar la
posición del segundo termopar dentro del horno introduciéndolo un centímetro y
registrando la temperatura de esa zona cuando se estabiliza la lectura, este
procedimiento se lleva a cabo hasta terminar con la longitud total del horno.
Los valores de temperaturas obtenidos como resultado son graficados (Fig. 7)
para poder establecer la distancia y la posición del intervalo de temperatura
confiable, en este caso la distancia que se estableció fue de 8cm. en el centro del
horno.
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16300
400
500
600
700
800
900
1000
1100
LONGITUD DEL HORNO (cm)
TEMPERATURA
(°C
)
ZONA DE TRABAJO
T. cte= 1000°C
Fig. 7 Perfil de temperaturas del horno
DESARROLLO EXPERIMENTAL
36
3.9.- Fabricación de los cilindros compactados de fundente en polvo
Con los dados de acero inoxidable se comenzó la fabricación de los cilindros de
fundente (para planchón delgado) de 0.3g, para evaluar las temperaturas de
transición del fundente en el sistema experimental de la Fig. 4. Dicha fabricación
de los cilindros de fundentes compactados se lleva a cabo de la siguiente manera:
1. En un mortero se mezcla el fundente en polvo con algunas gotas de
alcohol, esto es con la finalidad de darle mayor consistencia al cilindro,
además de evitar que el cilindro se adhiera a las paredes del dado.
2. Una vez que el dado se encuentra en una superficie plana, se procede a
llenarlo de fundente con la ayuda de una espátula.
3. Se compacta manualmente con el émbolo y se prosigue a llenarlo
nuevamente hasta la parte superior del dado, adicionando una gota de
alcohol para luego compactarlo nuevamente.
4. Para poder extraer el cilindro en verde del dado se cuenta con un émbolo
mas grande el cual permite ejercer presión por un lado del dado y por el
otro se va extrayendo de forma gradual el cilindro de fundente compactado
para finalmente obtener cilindros de fundente compactado de 6mm de
diámetro y 10mm de altura; los cuales están listos para ser introducidos en
el horno.
3.10.- Determinación de las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez.
Para determinar las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez se realiza de
forma visual por comparación de alturas llevándose a cabo de la siguiente forma:
DESARROLLO EXPERIMENTAL
37
1. En las esquinas de dicho portamuestras se introducen dos pequeñas
referencias constituidas por alambre de termopar, la primera con un altura
de 0.8 cm. de la altura del cilindro de fundente y la segunda a una altura de
0.5 cm. de la altura del cilindro de fundente.
2. Se coloca el cilindro de fundente compactado sobre el portamuestras.
3. Se coloca el portamuestras en la zona de trabajo que se determinó
anteriormente, el cual nos indica que es en el centro del horno y también se
coloca el termopar cromel-alumel lo mas cercano posible del portamuestras
Fig. 8.
4. Se suministra corriente por medio del transformador variable, esto se
realiza de forma gradual ya que se aumentan 5 volts cada 5 minutos hasta
alcanzar un voltaje de 30 volts.
5. La temperatura del horno comienza a aumentar, por lo cual en un cierto
tiempo la altura del cilindro del fundente comienza a disminuir hasta
alcanzar la altura de la primera referencia que es de 0.8 cm., cuando esto
ocurre se registra la temperatura que reporta el graficador la cual es
considerada como la temperatura de ablandamiento Fig. 9b.
6. Al continuar la prueba la temperatura se va elevando y el tamaño del
cilindro sigue disminuyendo hasta alcanzar la altura de la segunda
referencia que es de 0.5 cm. de la altura inicial del cilindro registrando
nuevamente la temperatura que reporta el graficador, considerándola como
la temperatura de fusión Fig. 9c.
7. Finalmente el cilindro se funde completamente y comienza a fluir por el
barreno inferior del contenedor, cuando esto ocurre se registra de nuevo la
temperatura la cual se considera como temperatura de fluidez Fig. 9d.
DESARROLLO EXPERIMENTAL
38
8. Al finalizar la prueba, se comienza a bajar de forma gradual el voltaje del
transformador variable, es decir se bajan 5 volts cada 5 minutos hasta
alcanzar una temperatura de 300 ºC, y finalmente se extrae el
portamuestras.
Fig. 8 Representación esquemática de la práctica de medición de temperaturas de
ablandamiento, fusión y fluidez.
Fig. 9 Representación esquemática de la determinación de las temperaturas de b)
Ablandamiento, c) Fusión y d) Fluidez
39
4.- RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
4.1.- Análisis químico
Del análisis químico que se muestra en la tabla 9. Se observa que los
componentes mayoritarios presentes en el fundente en polvo son el SiO2 y el CaO,
lo cual concuerda con lo reportado en la literatura; sin embargo, se observa una
gran cantidad de fluorita (CaF2) y carbono total los cuales son deseables en un
fundente para la producción de planchón delgado ya que este último es importante
para controlar el comportamiento de fusión y en menor proporción se tiene Al2O3,
Na2O, K2O y MgO.
Tabla 9. Análisis químico del fundente en polvo para planchón delgado de acero.
COMPOSICIÓN QUIMICA.
% PESO.
SiO2 29
CaO 35
MgO 1
Al2O3 2.80
CT 11
CaF2 23
Na2O 4.47
K2O 0.20
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
40
4.2.- Difracción de Rayos X
A fin de conocer las especies mineralógicas presentes en el fundente en polvo
para planchón delgado, se utilizó para su caracterización de este la técnica de
difracción de rayos X. los resultados de esta prueba, se presenta en el
difractográma de la Fig. 10, en el cual se puede apreciar que en el fundente en
polvo aparecen compuestos químicos simples, tales como: C, Al2O3, SiO2, CaCO3
y CaF2. Asímismo se observa que estos resultados coinciden con los resultados
que se obtuvieron del análisis químico, ya que se puede ver claramente que la
fluorita (CaF2), la sílice (SiO2) y el grafito (C) son los componentes mayoritarios
presentes en el fundente en polvo para planchón delgado y que en este caso el
calcio se encuentra combinado con el silicio formando la especie pseudo-
wollastonita (CaSiO3), además de que el calcio esta presente como calcita
(CaCO3), también se observa en menor proporción a la alúmina (Al2O3).
20 40 60 80 100
0100200300400500600700800900
1000110012001300140015001600
IN
TE
NS
ID
AD
(c
ps
)
2Φ
CaCO3
SiO2
CaSiO3
CCaF2
Al2O3
Fig. 10 Difractográma del fundente en polvo de marca Metallurgica.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
41
4.3.- MEB y Microanálisis
Fig.11. Fotomicrografías de MEB a 600X
En la microfotografía de la Fig. 11 se aprecia una mezcla de una gran variedad de
partículas de diferentes tamaños y formas. De la técnica de electrones
retrodispersados por contraste composicional, se puede establecer que las
partículas claras son las que tienen el mayor número atómico; éstas pueden
corresponder a óxidos de hierro y a la calcita, mientras que las partículas obscuras
corresponden a las especies más ligeras que pueden atribuirse a minerales que
contienen Al2O3, Na2O y K2O, como los feldespatos, arcillas o grafito.
El análisis por EDS del fundente de planchón delgado se observa en la figura 12.
A pesar de ser un análisis cualitativo, concuerda con los análisis químicos
reportados, ya que se observan como componentes mayoritarios al Silicio y al
calcio; se deben tomar con reserva los resultados del carbono y el oxígeno, por
ser elementos de bajo número atómico. En este análisis no se reveló la presencia
de fluor porque no es detectable por el detector del microscopio, constituido por
una ventana de berilio
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
42
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
14001300120011001000
900800700600500400300200100
0
ENERGIA (KeV)
Fe
Ca
K
Si
S
Na
Mg
CKK
O
Al
K
K
Ca
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
14001300120011001000
900800700600500400300200100
0
ENERGIA (KeV)
Fe
Ca
K
Si
S
Na
Mg
CKK
O
Al
K
K
Ca
34.31O
1.51Fe
0.13K
24.52Ca
11.02Si
0.63Al
0.00Mg
3.67Na
24.20C
% PESOELEMENTO
Fig.12. Microanálisis del fundente de planchón delgado
4.4.- Incertidumbre absoluta de las temperaturas de ablandamiento, fusión y
fluidez.
Debido a que las mediciones experimentales de las temperaturas de transición
tienen un cierto grado de error, se llevo a cabo un análisis estadístico para
determinar la incertidumbre absoluta de estás mediciones, para lo cual se hicieron
repeticiones de las pruebas, para el fundente en polvo sin adiciones se llevaron a
cabo 7 pruebas y para cada una de las adiciones se realizaron pruebas por
triplicado. Las tablas 6, 7, 8, 9 y 10 corresponden a las pruebas con adiciones de
Al2O3, mientras que las tablas 11, 12 y 13 correspondes a las pruebas con
adiciones de Na2CO3.
Para determinar la incertidumbre relativa, se calculó la media aritmética de las
temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez con sus respectivas adiciones,
para posteriormente restar la media aritmética con cada una de las temperaturas
mencionadas anteriormente.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
43
Como podemos observar en la tabla 10 la incertidumbre absoluta de las
temperaturas de ablandamiento es de ±10 lo cual significa que es el intervalo de
las temperaturas de los valores que también pudieron haberse obtenido durante la
medición con cierta probabilidad.
Para las temperaturas de fusión, podemos observar una incertidumbre absoluta de
±14, quizás esta variación se debió a un intercambio de calor entre el termopar y
la muestra. Por otro lado, podemos notar que las temperaturas de fluidez también
tienen variaciones similares a las de las temperaturas de ablandamiento y fusión
ya que su incertidumbre absoluta es de ±11.
Tabla. 10 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado sin adiciones.
Sin Adiciones No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
(± )
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
(± )
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
(± )
1 1064.4 5.07 1101.2 3.54 1115 0.41 2 1070 10.67 1112 14.34 1127 11.59 3 1063.4 4.07 1102.1 4.44 1110.8 4.61 4 1053 6.33 1087.7 9.96 1103.5 11.91 5 1053 6.33 1088.8 8.86 1117.9 2.49 6 1053.2 6.13 1095.9 1.76 1123 7.59 7 1058.3 1.03 1095.9 1.76 1110.7 4.71
En la tabla 11 se presentan las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez
del fundente en polvo con 1% de Al2O3 al igual que sus respectivos intervalos de
incertidumbre. Para los tres casos, es decir, para las temperaturas de
ablandamiento, fusión y fluidez podemos observa un rango de error estimado de
±1 a ±7, lo cual significa que se tuvo un mínimo de error.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
44
Tabla. 11 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 1% de Al2O3.
1% Al2O3
No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
8 1035.1 1.9 1069.1 4.4 1093 1.3 9 1030.2 3.0 1071.1 2.4 1091 3.3
10 1034.3 1.1 1080.3 6.8 1099 4.7
Las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez que se obtuvieron como
resultado de la experimentación con una adición del 2% de Al2O3, se presentan
en la siguiente tabla 12. En dicha tabla también podemos observar la
incertidumbre absoluta para cada una de las temperaturas mencionadas
anteriormente, y en el cual se establece un intervalo de confiabilidad para la
temperatura de ablandamiento de ±26, para la temperatura de fusión se tiene un
valor de ±12 y para la temperatura de fluidez de ±16.
Tabla. 12 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 2% de Al2O3.
2% Al2O3
No.
De prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
11 1084.7 26.4 1100.3 11.8 1121.1 15.9 12 1047 11.3 1085.9 2.6 1100.6 4.6 13 1043.3 15.0 1079.2 9.3 1094 11.2
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
45
Las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo con
una adición del 4% de Al2O3 reportadas en la tabla 13 tienen un rango de error
estimado de ±9 a ±27, posiblemente este rango de error se deba a perturbaciones
que se pudieron presentar durante la experimentación.
Tabla. 13 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 4% de Al2O3.
4% Al2O3
No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
14 1086.1 27.7 1102.2 24.1 1115.6 23.2 15 1046.6 11.8 1064 14.1 1082.5 9.9 16 1042.6 15.8 1068 10.1 1079.1 13.3
En la siguiente tabla 14 se muestra las temperaturas de ablandamiento, fusión y
fluidez con una adición del 6% de Al2O3. Al igual que las tablas anteriores se
determinó la incertidumbre absoluta para cada temperatura, en dicha tabla
podemos observar que la incertidumbre absoluta para la temperatura de
ablandamiento es de ±3 lo cual significa que tenemos un rango mínimo de error.
En la temperatura de fusión se tiene una incertidumbre absoluta de ±8, y para la
temperatura de fluidez la incertidumbre absoluta es de ±11.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
46
Tabla. 14 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 6% de Al2O3.
6% Al2O3
No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
17 1023 2.7 1047.6 2.4 1118.3 22 18 1025 0.7 1044.6 5.4 1085.4 10.9 19 1029.1 3.4 1057.8 7.8 1085.2 11.1
En la tabla 15 se muestran nuevamente las temperaturas de ablandamiento fusión
y fluidez que se determinaron del fundente en polvo para planchón delgado con
una adición del 10% de Al2O3. En dicha tabla podemos observar que la
temperatura de ablandamiento presenta una incertidumbre absoluta de ±7, al igual
que la temperatura de fusión su incertidumbre absoluta es de ±10. Sin embargo, la
incertidumbre absoluta de la temperatura de fluidez es de ±17, es decir, resulto ser
la temperatura que tiene un mayor rango de error estimado.
Tabla. 15 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 10% de Al2O3.
10% Al2O3
No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
20 1035 5 1063.8 1 1098.1 10 21 1038 2 1052.5 10 1071 17 22 1047.6 7 1070.7 8 1095.3 7
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
47
En la tabla 16 se puede apreciar las temperaturas de ablandamiento, fusión y
fluidez con una adición del 3% de Na2CO3, y en el cual podemos observar una
incertidumbre absoluta de ±8 para la temperatura de ablandamiento, con lo que
respecta a la temperatura de fusión se tiene una incertidumbre de ±7. Sin
embargo, para la temperatura de fluidez tenemos una incertidumbre relativa de ±4,
siendo esta última la que presenta un valor mínimo de error estimado comparado
con la de las temperaturas de ablandamiento y fusión.
Tabla. 16 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 3% de Na2CO3.
3% Na2CO3
No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
23 1041 0.5 1066.7 3.1 1095.6 1.0 24 1048.3 7.8 1077 7.2 1097.5 2.9 25 1032.2 8.3 1065.6 4.2 1090.7 3.9
Con lo que respecta a la tabla 17 podemos observar las temperaturas de
ablandamiento, fusión y fluidez que fueron determinadas del fundente en polvo
para planchón delgado con adiciones del 6% de Na2CO3. En esta tabla se muestra
claramente que la temperatura de ablandamiento tiene un rango de confiabilidad
de ±8, para la temperatura de fluidez el rango de confiabilidad es de ±6 y la
temperatura de fusión es de ±4, lo cual significa que la temperatura de fusión
resulto ser la que posee un menor intervalo de confiabilidad, y que las
temperaturas de ablandamiento, y fluidez tienen una incertidumbre relativa similar.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
48
Tabla. 17 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 6% de Na2CO3.
6% Na2CO3
No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
26 1043 0.1 1061.9 2.1 1100.2 0.3 27 1051 7.9 1067.7 3.7 1093.1 6.8 28 1035.2 7.9 1062.4 1.6 1106.5 6.6
En la siguiente tabla 18 se muestran las temperaturas de ablandamiento, fusión y
fluidez con adiciones del 9% de Na2CO3, en donde se observa también la
incertidumbre absoluta para cada una de las temperaturas mencionadas
anteriormente, y en el cual se establece un intervalo de confiabilidad para la
temperatura de ablandamiento de ±9, para la temperatura de fusión se tiene un
intervalo de ±12 y para la temperatura de fluidez de ±18.
Tabla. 18 Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez del fundente en polvo de
planchón delgado con 9% de Na2CO3.
9% Na2CO3
No. de
prueba
T ablandamiento
°C
Incertidumbre absoluta
T fusión
°C
Incertidumbre absoluta
T fluidez
°C
Incertidumbre absoluta
29 1028.4 9.4 1063.7 12.1 1110 17.0 30 1015.3 3.7 1043 8.6 1075.2 17.8 31 1013.3 5.7 1048 3.6 1093.7 0.7
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
49
4.4.1.- Incertidumbre relativa de las temperaturas de ablandamiento, fusión y
fluidez.
La incertidumbre absoluta nos indica el porciento de variación de temperatura en
cada medición; sin embargo, para tener una idea del porciento de error total
considerado en base a la magnitud de temperaturas estimadas, se determinó el
porciento de incertidumbre relativa (tabla 19), esto se llevo a cabo dividiendo la
incertidumbre absoluta y el valor medido el cual es adimensional.
De los cálculos que se llevaron a cabo para la determinación de la incertidumbre
relativa para cada una de las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez
promedio del fundente en polvo se puede observar que la temperatura de
ablandamiento con 4% Al2O3 es la que presenta un mayor porcentaje de
incertidumbre relativa ya que es de 2.55%. Para la temperatura de fusión con 4%
Al2O3 presenta nuevamente la mayor incertidumbre relativa que es de 2.23% al
igual que en la temperatura de fluidez ya que su incertidumbre relativa es de
2.11%.
También podemos observar que la temperatura de ablandamiento con 6% de
Na2CO3 presenta el mayor porcentaje de incertidumbre relativa cuyo valor es de
0.88%. El máximo valor de incertidumbre relativa que se presenta en la
temperatura de fusión es de 1.14%, este valor corresponde al fundente con 9% de
Na2CO3. Finalmente para la temperatura de fluidez se tienen una incertidumbre
relativa de 1.56% correspondiente nuevamente al fundente con 9% de Na2CO3.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
50
Tabla 19. Temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez promedio del fundente
en polvo de planchón delgado. A
dici
ones
(% p
eso)
T
abla
ndam
ient
o
°C
Ince
rtid
umbr
e
rela
tiva
(%)
T fu
sión
°C
Ince
rtid
umbr
e
rela
tiva
(%)
T flu
idez
°C
Ince
rtid
umbr
e
rela
tiva
(%)
0 1059.33 0.94 1097.66 1.28 1115.41 0.99
1 1033.2 0.29 1073.5 0.56 1094.3 0.37
2 1058.3 0.57 1088.5 1.01 1105.2 1.36
4 1058.4 2.55 1078.1 2.23 1092.4 2.11
6 1025.7 0.29 1050 0.67 1096.3 2.01
Al2O3
10 1040 0.67 1062 0.94 1088 1.56
3 1040.5 0.77 1069.8 0.65 1094.6 0.27
6 1049.07 0.67 1064 0.28 1099.9 0.55 Na2CO3
9 1019 0.88 1051.6 1.14 1093 1.56
4.4.2- Temperaturas de Ablandamiento, Fusión y Fluidez
Los resultados obtenidos de la experimentación están representados gráficamente
en la Fig. 13, en donde se relacionan las temperaturas de ablandamiento, fusión y
fluidez contra el porciento peso de las adiciones de Al2O3 y Na2CO3, y en el cual
se puede observar claramente el efecto que tiene el Na2CO3 al ser adicionado de 3
a 6% ya que se observa un ligero incremento tanto en la temperatura de
ablandamiento como en la de fluidez. Sin embargo la temperatura de fusión tiende
a disminuir lentamente, pero al sobrepasar el valor de 6% de Na2CO3 las tres
temperaturas, disminuyen de forma gradual.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
51
Estos resultados concuerdan con los estudios que realizaron Scheel y Korte
quienes investigaron la influencia que tiene el Na2O y la Al2O3 sobre las
temperaturas. Ellos encontraron que la temperatura de fusión disminuye
proporcionalmente con el contenido de Na2O, debido a que este compuesto actúa
como rompedor de la red de silicatos.
Tem
pera
tura
°C
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9
1020
1030
1040
1050
1060
1070
1080
1090
1100
1110
1120
17
17
12
12
99
77
4
4
8
8
4
4
7
7
8
8
T de ablandamiento T de fusión T de fluidez
% Na2CO3
Figura. 13 Variación de la temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez con
adiciones de Na2CO3
El efecto de la Al2O3 sobre el fundente se observa en la fig 14 en donde al
adicionar 1% de Al2O3 las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez
disminuyen rápidamente, al aumentar la cantidad de Al2O3 al 2% podemos notar
que las temperaturas ya mencionadas anteriormente tienden a aumentar, y que al
seguir adicionando Al2O3 hasta un 4% las temperaturas de ablandamiento, fusión
y fluidez disminuyen gradualmente. Si se sigue incrementando la adición de Al2O3
a 6% observamos que la temperatura de ablandamiento y la temperatura de fusión
vuelven a disminuir lentamente, pero la temperatura de fluidez refleja un pequeño
incremento. Al sobrepasar este último porcentaje de Al2O3, existe un notorio
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
52
incremento de las temperaturas de ablandamiento y fusión, sin embargo la
temperatura de fluidez tiende a decrecer lentamente.
Estas variaciones que se presentan en los límites donde las tendencias cambian
quizás se deba a que este tipo de fundente en polvo tiene la capacidad de atrapar
y disolver inclusiones no metálicas principalmente los que son provenientes de la
desoxidación del acero, en los contenidos de 1% de Al2O3. Las figuras 13 y 14
muestran el porciento de incertidumbres relativas de los porcentajes de adición
estudiados.
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 111020
1030
1040
1050
1060
1070
1080
1090
1100
1110
1120
5
5 17
17
1010
77
22
22
8
8
33
23
23
24
24
27
27
16
16
1212
26
26
7
7
3
3
T de ablandamiento T de fusión T de fluidez
% Al2O3
Tem
pera
tura
°C
Figura 14. Variación de la temperatura de ablandamiento, fusión y fluidez con
adiciones de Al2O3
En base a los resultados obtenidos de temperaturas de fluidez del fundente de
planchón delgado, comparando estos resultados con los reportados(16) para
planchón convencional, se tiene que presentan temperaturas de fluidez similares
con las obtenidas para fundentes de planchón convencional para la producción de
aceros bajo carbono (1099 ºC)
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
53
4.5.- Viscosidades: modelos IRSID y Nippon-Steel.
Se calculó la viscosidad del fundente en polvo original y con adiciones de Al2O3 y
Na2CO3 utilizando dos modelos: IRSID y Nippon Steel. Los cálculos de la
viscosidad se llevaron a cabo a Temperatura de fluidez determinada en la
experimentación y a 1300°C.
En la tabla 20 se comparan los valores de las viscosidades calculadas por los dos
modelos mencionados anteriormente, observándose pequeñas diferencias entre
los resultados. Para tener una mejor apreciación de las variaciones de la
viscosidad ver las Fig. 15, 16,17 y 18.
En esta misma tabla 15 también se reporta la temperatura de transición de vidrio,
la cual fue calculada con la ecuación 6. Esta temperatura esta asociada con un
cambio en el comportamiento reológico del fundente, bajo el cual el fundente se
comporta como un fluido no-newtoniano o similar a un sólido.
Tabla.20 Viscosidades del fundente en polvo y temperaturas de transición de
vidrio
Viscosidad (Pa⋅s) (TFluidez)
Viscosidad (Pa⋅s) (1300°C)
Adiciones Peso (%)
IRSID Nippon Steel IRSID Nippon
Steel
T. de transición
de vidrio (°C)
0 6.7226 7.5733 1.5617 1.6102 1121.92 1 8.9114 9.4956 1.6549 1.6231 1121.83 2 8.7863 8.7385 1.7561 1.6391 1121.75 4 11.875 10.417 1.9745 1.6713 1121.61 6 13.558 10.468 2.2103 1.6987 1121.41
Al2O3 10 20.89 12.549 2.7692 1.7636 1121.13
3 6.9708 8.3114 1.3781 1.4293 1118.9 6 5.7204 7.1022 1.2199 1.2725 1114.53
Na2O 9 5.2516 6.8638 1.0828 1.1358 1110.95
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
54
En la figura 15. se aprecia claramente que la viscosidad aumenta conforme
aumenta el peso porcentual de la Al2O3 lo cual concuerda con lo investigado por
IRSID (10), y Lanyi (11), ya que la Al2O3 es un formador de red al igual que el SiO2.
Es por esta razón que la Al2O3 tiene el mismo efecto que la sílice sobre la
viscosidad, además de que el nivel de influencia de la Al2O3 sobre la viscosidad
siempre va a depender del fundente, es decir sobre los otros constituyentes que lo
conforman.
Por otro lado, la figura 16 nos muestra la variación de la viscosidad a 1300°C con
respecto al peso porcentual de la Al2O3, donde se puede apreciar claramente un
marcado aumento de la viscosidad conforme se va incrementando la cantidad de
Al2O3, sin embargo la viscosidad a 1300°C es mas baja que la viscosidad a la
temperatura de fluidez, lo cual significa que entre mayor es la temperatura menor
será la viscosidad.
6
8
10
12
14
16
18
20
22
7
8
9
10
11
12
13
0 2 4 6 8 10
% Al2O3
Visc
osid
ad (P
a⋅s)
IRS
ID
Viscosidad (Pa⋅s)N
IPPO
N-S
TEEL
IRSID
NIPPON-STEEL
T FLUIDEZ
Fig. 15. Efecto del peso porcentual de Al2O3 sobre la viscosidad de un fundente en
polvo para planchón delgado a Temperatura de Fluidez
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
55
1.6
1.8
2.0
2.2
2.4
2.6
2.8
1.60
1.62
1.64
1.66
1.68
1.70
1.72
1.74
1.76
1.78
0 2 4 6 8 10% Al2O3
Vis
cosi
dad
(Pa⋅
s)IR
SID
Viscosidad (P
a⋅s)N
IPPO
N-S
TEEL
IRSID
NIPPON-STEEL
T = 1300°C
Fig. 16. Efecto del peso porcentual de Al2O3 sobre la viscosidad de un fundente en
polvo para planchón delgado a 1300°C.
En la figura 17, se observa que la viscosidad disminuye gradualmente conforme la
cantidad de Na2CO3 va aumentando. Pues como se menciona en la literatura los
fluoruros (NaF, CaF2), álcalis (Na2O, K2O), y óxidos básicos (CaO, MgO, BaO,
SrO), disminuyen la viscosidad por ser modificadores de red. Lo anterior lo
confirmamos con lo investigado por Mills (2), quien encontró que los fundentes que
contenían un exceso de Na2O bajaban la temperatura de fusión y también había
un incremento en la viscosidad, este mismo comportamiento se presentaba con un
exceso de CaF2.
Para la figura 18, se observa que a 1300°C la viscosidad es relativamente baja en
comparación a la presentada en la figura 14c, pues como se había mencionado
anteriormente la viscosidad esta en función de la temperatura y la composición del
fundente.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
56
6.8
7.0
7.2
7.4
7.6
7.8
8.0
8.2
8.4
8.6
5.2
5.4
5.6
5.8
6.0
6.2
6.4
6.6
6.8
7.0
0 2 4 6 8
NIPPON-STEEL
IRSIDV
isco
sida
d (P
a⋅s)
IRS
IDV
iscosidad (Pa⋅s)
NIPP
ON
-STEE
L
% Na2CO3
T FLUIDEZ
Fig. 17. Efecto del peso porcentual de Na2CO3 sobre la viscosidad de un fundente
en polvo para planchón delgado a temperatura de Fluidez.
1.1
1.2
1.3
1.4
1.5
1.6
1.1
1.1
1.2
1.3
1.4
1.5
1.6
Visc
osid
ad (P
a⋅s)
IRS
ID
Viscosidad (Pa⋅s)N
IPPO
N-S
TEEL
0 2 4 6 8% Na2CO3
IRSID
NIPPON-STEEL
T = 1300°C
Fig. 18. Efecto del peso porcentual de Na2CO3 sobre la viscosidad de un fundente
en polvo para planchón delgado a 1300°C.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
57
4.6.- Diagrama seudoternario CaO-SiO2-NaF.
En la tabla 21. Se muestra los cálculos de las fracciones molares que sirvieron
para la construcción del diagrama Seudoternario propuesto por Mills (13). En esta
tabla se aprecia claramente que las fracciones molares disminuyen con las
adiciones de Al2O3, ocurriendo todo lo contrario con el Na2CO3.
Tabla 21. Variación de la fracción mol del NaF, SiO2 y CaO al adicionar
Al2O3 y Na2CO3
Fracción Mol Adiciones (% peso) XNaF XSiO2 XCaO
0 0.1324326 0.4674683 0.4000991
1 0.1312545 0.4722057 0.3965398
2 0.1300972 0.4768595 0.3930433
4 0.1278427 0.4859253 0.3862321
6 0.1256649 0.4946822 0.3796529
Al2O3
10 0.1215248 0.5113305 0.3671447
3 0.170997 0.4337732 0.3952297
6 0.2043758 0.4046091 0.3910151 Na2CO3
9 0.2335489 0.3791195 0.3873316
En la Fig. 19 se presenta la composición química del fundente en polvo (marca
Metallurgica) con sus respectivas adiciones de Al2O3 y de Na2CO3 mediante el
diagrama seudoternario CaO-SiO2-NaF propuesto por Mills (13).
El diagrama Seudoternario de Mills (13) de la figura 20 presenta las temperaturas
de fluidez medidas para el fundente en polvo original y con sus adiciones de Al2O3
y Na2CO3. Por ultimo, se presenta el la figura 21 el diagrama Seudoternario de las
viscosidades del fundente en polvo original y con adiciones.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
58
Para los tres diagramas (19, 20 y 21) las proporciones molares de Na2O y CaF2 se
reflejan como NaF a partir de la base termodinámica de que el Na2O y CaF2
reaccionan para formar NaF. Por ser SiO2 y Al2O3 formadores de red, ambos, se
consideran en el componente SiO2; en el componente del CaO se considera la
suma de los óxidos CaO, MgO, FeO, MnO y algún exceso de Na2O que
permanece después de satisfacer la reacción entre el CaF2 y el Na2O en el polvo
original.
XSiO2XNaF
XCaO
Al2O3
Na2CO3
0.6
0.5
0.40.3
0.2
0.1
0.6 0.5 0.4
Fig. 19 Diagrama seudoternario CaO-SiO2-NaF propuesto por Mills (13), donde se
representa la composición química del fundente en polvo original y con adiciones.
RESULTADOS Y ANALISIS DE RESULTADOS
59
XSiO2XNaF
XCaO
Al2O3
Na2CO3
0.6
0.5
0.40.3
0.2
0.1
0.6 0.5 0.4
11151094
1105
10921096
1088
1094
1099.9
1093
Fig. 20 Diagrama seudoternario CaO-SiO2-NaF propuesto por Mills (13), donde se
representa las temperaturas de fluidez medidas en el polvo original y con
adiciones
XSiO2XNaF
XCaO
Al2O3
Na2CO3
0.6
0.5
0.40.3
0.2
0.1
0.6 0.5 0.4
1.61
1.621.64
1.671.69
1.76
1.43
1.27
1.13
T = 1300°C
Fig. 21 Diagrama seudoternario CaO-SiO2-NaF propuesto por Mills (13), donde se
representa las viscosidades calculadas para el fundente en polvo original y con
adiciones a 1300°C.
60
5.- CONCLUSIONES 1.- Al utilizar las técnicas de caracterización de: DRX, MEB y Análisis químico se
identificaron las especies mineralógicas presentes en el fundente en polvo
teniendo como principales componentes mayoritarios: SiO2, CaO y CaF2 y en
menor proporción: K2O, MgO, Al2O3 y Na2O.
2.- Se determinaron las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez del
fundente en polvo mediante pruebas de laboratorio utilizando un diseño
experimental constituido principalmente por un horno tubular.
3.- Con base a los resultados obtenidos en la experimentación se obtuvo que el
Na2CO3 reduce las temperaturas de ablandamiento, fusión y fluidez por ser un
modificador de red. Por lo contrario, la Al2O3 incrementa las temperaturas
mencionadas anteriormente por ser un formador de red al igual que la SiO2.
4.- La composición química influye directamente sobre la temperatura de
transición de vidrio del fundente, ya que se comprobó que la Al2O3 disminuye
ligeramente la temperatura de transición de vidrio, al igual que con el Na2CO3 por
ser un óxido anfótero esta temperatura baja ya que el Na2O actúa como un
rompedor de red.
5.- Al incrementarse la cantidad de Al2O3 la viscosidad del fundente aumenta de
forma gradual además de que también se ve afectada por la temperatura de fusión
ya que a mayor temperatura de fusión se encontró que la viscosidad es menor.
6.- Con respecto al Na2CO3 el efecto que tiene sobre la viscosidad es diferente,
ya que la viscosidad disminuye conforme se incrementan las adiciones del Na2CO3
influyendo igualmente la temperatura de fusión del fundente.
61
7. - BIBLIOGRAFIA.
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caracterización” Tesis de Maestría. ESIQIE-IPN. México (2000)