curso de colada continua productos largos 09-10-12

Colada continua de productos largos

COLADA CONTINUA DE PRODUCTOS LARGOS

(Enfoque en procesos)

Ing. Esp. JOSÉ ARQUÍMEDES MAITA GUZMÁN.

Dirección Industrial

Gerencia de Aceración.

Puerto Ordaz Agosto 2012


DEDICATORIA

En el año de la celebración del 50 aniversario de la primera colada de acero, se dedica este trabajo a todas las mujeres y hombres que han trabajado en la Siderúrgica del Orinoco “Alfredo Maneiro”, SIDOR, en especial a los que han laborado en la acería Siemens Martin, Planta de Arrabio, Fundería, Planta de Cal, Planta de Chatarra, Planta de Cribado, Acería de Planchones y Acería de Palanquillas, a todos mi eterno agradecimiento.

JOSÉ A. MAITA G.

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Lista de figuras Pag.Figura 1. Colada continua de flejes proceso Castrip en Crawfordsville.

Figura 2. Colada continua de planchones delgados (proceso Arvedi) con decapado y laminación en frío.

Figura 3. Tipos de colada continua, vertical, curva, horizontal y de flejes.

Figura 4. Contenidos de Manganeso y Oxígeno en equilibrio con el hierro.

Figura 5. Relaciones de equilibrio para la desoxidación con Si y Mn a 1600°C.

Figura 6. Influencia del carbono sobre la Formación de silicatos sólidos.

Figura 7. Actividades de Al2O3 y SiO2 en un sistema MnO-Al2O3 - SiO2 para una MnO/SiO2=1

Figura 8. Comparación entre la desoxidación con Mn/ Si y la desoxidación con Al / Mn/ Si vs la temperatura.

Figura 9. Desoxidación con aluminio en equilibrio con Al2O3 ó aluminato de calcio fundido con CaO/Al2O3 = 1:1.

Figura 10. Influencia del contenido de carbono y la relación Mn/ S sobre la formación de grietas.

Figura 11. Influencia de la relación Mn/ S sobre la formación de grietas.

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Figura 12. Influencia del contenido de aluminio en el acero sobre la desulfuración.

Figura 13. Influencia de los óxidos (FeO y MnO) de la escoria sobre la desulfuración.

Figura 14. Solubilidad del nitrógeno en el hierro.

Figura 15. Efecto de la adición de coque sobre el contenido de N y carbono del acero.

Figura 16. Efecto del contenido de N sobre la dureza en el acero.

Figura 17. Efecto del contenido de N sobre la deformación por envejecimiento.

Figura 18. Efecto del contenido de N sobre la temperatura de transición.

Figura 19. Efecto del contenido de N sobre el alargamiento y la resistencia a la tracción.

Figura 20. Presentación esquemática de la acumulación de átomos de H en los defectos en el metal.

Figura 21. Solubilidad del hidrógeno en el hierro.

Figura 22. Aumento del pick -up de H debido al Ca(OH)2 de la cal hidratada.

Figura 23. Aumento del contenido de H debido a la adición de coque.

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Figura 24. Efecto de la desoxidación del acero sobre la ocurrencia de pinholes y la obstrucción de boquillas (clogging).

Figura 25. Equilibrio de las inclusiones para Fe – Al y Si para un contenido de Mn de 1,00% en el acero a 1600°C.

Figura 26. Diagrama de equilibrio acero - inclusiones. (a) coladas con obstrucción, (b) coladas normales.

Figura 27. Diagrama binario de equilibrio CaO - Al2O3.

Figura 28. Influencia del contenido de Al sobre la formación de espinela y alúmina.

Figura 29. Influencia del contenido de FeO+MnO en la escoria sobre el contenido de Mg en las inclusiones.

Figura 30. Influencia del tiempo de tratamiento sobre el oxígeno total en el acero.

Figura 31. Evolución de la cantidad de inclusiones por mm2 con respecto al tiempo de agitado suave final en horno cuchara.

Figura 32. Influencia del oxígeno total en el acero sobre el nivel inclusiones en planchones.

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Figura 33. Influencia del oxígeno total en el acero sobre el nivel de macroinclusiones.

Figura 34. Influencia del oxígeno total en el acero sobre el defecto escamas en el producto.

Figura 35. Influencia del Pick Up de N en el distribuidor sobre el oxígeno total en el acero.

Figura 36. Influencia del Pick Up de N en el distribuidor sobre la calidad del producto.

Figura 37. Efecto de la profundidad del acero en el distribuidor sobre el número de inclusiones en el molde.

Figura 38. Efecto del tiempo de residencia del acero en el distribuidor sobre el tamaño de las inclusiones.

Figura 39. Contenidos de oxígeno total (OT) vs tipo de apertura del cucharón.

Figura 40. Estructura cristalina cúbica centrada en el cuerpo (ferrita α, ferrita δ)

Figura 41. Estructura cristalina cúbica centrada en las caras ( austenita γ)


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Figura 42. Diagrama de equilibrio hierro – carbono.

Figura 43. Representación esquemática de la reacción peritéctica.

Figura 44. Área del diagrama Fe – C donde ocurre la reacción peritéctica.

Figura 45. Influencia de los elementos aleantes sobre la dureza en los aceros.

Figura 46. Diagrama de equilibrio hierro – cromo.

Figura 47. Diagrama de equilibrio hierro – níquel.

Figura 48. Influencia del Vanadio (V) y el Niobio (Nb) sobre la resistencia de fluencia en los aceros.

Figura 49. Influencia del Titanio (Ti) sobre la energía de impacto (Tenacidad) en los aceros.

Figura 50. Efecto del sobrecalentamiento ∆T sobre la formación de la zona equiaxial sin agitación electromagnética.

Figura 51. Curvas de equilibrio para la relación carbono - oxígeno en función de la presión de trabajo.

Figura 52. Dibujo esquemático de una unidad estática de desgasificado al vacío VD.


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Figura 53. Dibujo esquemático de un desgasificador VOD.

Figura 54. Dibujo esquemático de un desgasificador RH.

Figura 55. Dibujo esquemático de un desgasificador RH – OB.

Figura 56. Dibujo esquemático de un desgasificador AOD.

Figura 57. Sangrado en un desgasificador AOD


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INDICE GENERAL

DEDICATORIA

LISTA DE FIGURAS

1- INTRODUCCIÓN AL PROCESO DE COLADA CONTINUA.

1.1- Reseña Histórica.

1.2- Evolución cronológica de la instalación de maquinas de colada continua a nivel mundial.

1.3- Tipos de máquinas de colada continua.

2- CONCEPTO BÁSICOS EN LA FABRICACIÓN DE ACEROS.

2.1- Desoxidación del acero.

2.1.1- Desoxidación con Manganeso.

2.1.2- Desoxidación con Silicio.

2.1.3- Desoxidación con Silicio y Manganeso.

2.1.4- Relación Manganeso – Silicio.

2.1.5- Influencia del Carbono y la Temperatura en la desoxidación.

2.1.6- Desoxidación con Silicio, Manganeso y Aluminio.

2.1.7- Desoxidación con Aluminio.

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2.1.8- Relación Manganeso Azufre.

2.2- Control de Azufre en el acero.

2.3- Control de Fósforo en el acero.

2.4- Control de Nitrógeno en el acero.

2.5- Control de Hidrógeno en el acero.

3- COLABILIDAD DE LOS ACEROS.

3.1- Influencia de la desoxidación con Manganeso y Silicio.

3.2- Influencia de la desoxidación con Manganeso, Silicio y Aluminio.

3.3- Influencia de la desoxidación con Aluminio.

3.4- Influencia del Calcio en la desoxidación y la colabilidad.

3.5- Interacción del material refractario con el acero y su influencia en la colabilidad.

3.6- La reoxidación del acero y su influencia en la colabilidad.

4- LIMPIEZA DE LOS ACEROS.

4.1- Remoción de inclusiones por agitación del acero líquido.

4.2- Efectos del proceso de colada continua sobre la limpieza del acero.

4.2.1- Control de los sistemas de protección de chorro.

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4.2.2- Profundidad y capacidad del distribuidor.

4.2.3- Arranque de Máquinas y cambios de coladas.

4.2.4- Polvos de colada.

4.2.5- Agitación con gas inerte en el distribuidor.

4.2.6- Control del flujo de acero en el distribuidor.

4.2.7- Apertura no “espontánea” de la boquilla del cucharón.

5- DIAGRAMA HIERRO – CARBONO.

5.1- Reacción Peritéctica.

5.1.1- Mecanismos de solidificación peritéctica.

6- INFLUENCIA DE LOS ELEMENTOS DE ALEACIÓN.

7- TEMPERATURA DE LÍQUIDUS.

8- DESGASIFICACIÓN AL VACÍO DE LOS ACEROS.

8.1- Ventajas del desgasificado al vacío de los aceros.

8.2- Métodos más importantes de desgasificado al vacío.

9- DESCARBURACIÓN POR OXÍGENO Y ARGÓN (AOD).

10- REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS.

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1. INTRODUCCIÓN AL PROCESO DE COLADA CONTINUA

1.1- RESEÑA HISTORICA

El concepto inicial de la colada continua de metales surgió a mitad del siglo XIX; pero debido a las limitaciones de ingeniería y calidad de los materiales de aquella época, las ideas concebidas por G.E. Sellers (1840), J. Laing (1843) y Henry Bessemer (1846), solamente pudieron ser aplicadas en el lingoteamiento de metales no ferrosos de bajo punto de fusión ( plomo, aleaciones de plomo y aluminio).

El primer trabajo sobre colada continua de aceros fue patentado por Henry Bessemer en 1856, tratándose de una máquina de colada continua para obtener planchas de acero, lo cual consistía en hacer pasar el acero líquido entre dos cilindros rotatorios huecos y refrigerados con agua, la idea fue abandonada por la mala calidad de las planchas.

La primera propuesta de una máquina de colada continua, con un proyecto básico que se corresponde con las actuales máquinas modernas, fue formulada por R. M. Daelen en Alemania en el año 1887. Este incluía molde refrigerado con agua, abierto en la parte superior e inferior por donde se alimentaba el metal líquido, una zona de refrigeración secundaria, barra falsa, rodillos extractores y mecanismos para cortar el producto (1).

En estos primeros desarrollos, se destacó la necesidad de producir un movimiento relativo entre el metal y las paredes del molde (oscilación). Las primeras ideas fueron incluidas en las patentes del norteamericano J. Laing (1843) y el sueco A. H. Pehrson (1912), pero fue en 1933 que Siegfried Junghans, desarrolló y patento un sistema de oscilación del molde, que fue el punto de partida para la gran aplicación industrial de la colada continua.

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1.2- EVOLUCIÓN CRONOLÓGICA DE LA INSTALACIÓN DE MAQUINAS DE COLADA CONTINUA A NIVEL MUNDIAL.

Después de la 2da guerra mundial, se inició la construcción de maquinas de colada continua en gran escala, se resume a continuación los aspectos más resaltantes:

1946 – Instalación de la primera máquina para palanquillas tipo vertical en Low Moor, Inglaterra.

1949 – J. Junghans en Alemania y Alleghey ludlum Steel Co en Estados Unidos, inician el lingoteamiento continuo en maquina vertical, incorporando el sistema de oscilación del molde propuesto por Junghans.

1950 – Inicio de operaciones de Mannessmann AG en Alemania, utilizando una máquina con el sistema de oscilación de Junghans.

1952 – Instalación por Concast de una máquina vertical para Palanquillas de gran volumen de producción industrial, en Barrrow Steel, Inglaterra.

1954 – Utilización de asta tapón para cucharones y distribuidor en Mannessmann, Alemania.

1959 – Instalación de una máquina de Palanquillas de 8 líneas y control por tapón de cuchara y distribuidor en Terni, Italia, por Mannessmann – Demag – Bohler.

1962 – Inicio de la utilización de polvos de colada por SAFE, Francia y Mannessmann Alemania.

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1962 – Se patenta la torre para las cucharas ( torreta) por la CONCAST

1963 – Instalación de una máquina con molde curvo (200 x 200 mm), por Mannesmann, Alemania.

- Instalación de máquina con molde curvo para Palanquillas en Von Moss Stahl, Suiza, por CONCAST.

- Instalación de una máquina para colar redondos, por Mannesmann, Alemania.

1966 – Inicio de la utilización de la protección de chorro entre cuchara y distribuidor en Mannesmann, Alemania.

- Utilización de rodillos motorizados para extracción del planchón por Mannesmann, Alemania.

1974 – Inicio de la utilización de rociado con agua por Mannesmann, Alemania.

1976 – Producción de Planchones con anchos hasta 2500 mm en Kawasaki Steel Japón (CONCAST).

- Utilización de la chequeadora de rodillos ( Roll Chequer) para aplicaciones multiples, alineación y prueba de giro de rodillos y cojinetes en Mannesmann, Alemania.

1978 – Puesta en operación 3 máquinas de colada continua para Palanquillas, tecnología Mitsubishi en SIDOR, Venezuela.

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1978 – Puesta en operación 3 máquinas de colada continua para Planchones, tecnología DEMAG en SIDOR, Venezuela.

1982 – Instalación de una máquina curva para redondos con una producción mensual de 100.000 t por Mannessmann, Alemania.

1989 – Nucor Steel Inicia producción en la primera unidad compact steel production (C.S.P), fabricada por S.M.S, en Crawfordsville, Estados Unidos.

1996 – AST junto con V.A.I inician la construcción de una instalación industrial para colada continua de bobinas para aceros especiales.

2000 – Nucor, BHP y IHI forman un joint venture llamado CAST STRIP y se preparan para construir una mini acería basada en la tecnología de colada continua de bobinas finas.

En la última década los avances tecnológicos en la colada continua, están orientados a eliminar los procesos intermedios y acercarse cada vez más a la forma final del producto, este es el caso de la colada continua de flejes (Strip Casting) y la colada continua de planchones delgados (Thin Slab) ver figuras 1 y 2

2012 – Actualmente más del 90% del acero fabricado en el mundo es mediante la tecnología de colada continua.

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Figura 1Colada continua de flejes proceso Castrip en Crawfordsville (2)

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Figura 2Colada continua de planchones delgados (proceso Arvedi) con decapado y laminación en frío (3).

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1.3- TIPOS DE MAQUINA DE COLADA CONTINUA.

En la figura 3 se muestra los diferentes tipos de maquinas de colada continua, tal como se describió en la reseña histórica: Colada continua vertical, colada continua con molde curvo, colada continua horizontal y colada continua de flejes. La colada continua horizontal se utiliza para el vaciado de acero, pero su uso no es muy extendido, generalmente se usa para el vaciado de Aluminio, Cobre y otros materiales no ferrosos

Figura 3Tipos de colada continua, vertical, curva, horizontal y de flejes (4)

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Tabla 1. Ventajas y desventajas de algunos tipos de colada continua.

TIPO DE

MAQUINAVENTAJAS DESVENTAJAS TENDENCIAS

Vertical simples No hay deformación de curvatura y enderezado.

Facilidad para la flotación de las inclusiones

Alturas grandes

Alta presión ferrostática.

Alto costo de equipos auxiliares.

Alto riesgo de abombamiento de los planchones entre los rodillos.

Velocidad de colada limitada.

Fueron utilizadas al inicio del colado continuo de aceros, pero fueron rápidamente abandonadas por sus desventajas y costos, se utilizan sólo en caso de aceros de difícil enderezado.

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TIPO DE


Vertical con molde recto y curvado progresivo.

Facilidad para la flotación de las inclusiones de óxidos y burbujas de gases.

Deformación de la piel solidificada al inicio del vaciado.

Radio de curvatura mínimo, normalmente mayor que las maquinas curvas..

Es uno de los dos tipos mas utilizados para la producción de planchones para bobinas. Este tipo permite alcanzar buena calidad superficial con altas velocidades de colada.

También se utiliza para la producción de Palanquillas.

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TIPO DE


Curva con molde curvo y curvado progresivo.

Deformación en el enderezado con la piel gruesa.

Baja altura de instalación.

Baja presión ferrostática.

Sistema de extracción y remoción de planchones y palanquillas simples.

Atrapamiento de inclusiones y burbujas subsuperficiales en los planchones y palanquilllas.

Generación de grietas transversales debido al enderezado.

Es uno de los dos tipos mas utilizados para la producción de planchones, palanquillas y barras redondas. Permite la instalación de maquinas de colada en sitios ya existentes (revamping). Representa más del 70 % de las maquinas de colada continua de planchones en el mundo.

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2.- CONCEPTOS BÁSICOS EN LA FABRICACIÓN DE ACERO

En la máquina de colada continua se realiza el proceso de solidificación del acero (transformación de líquido a sólido). La tecnología de la colada continua, ha reemplazado casi en su totalidad al vaciado de lingotes ( excepto para tamaños muy grandes >10t), porque se obtiene un mayor rendimiento metálico, mayor uniformidad de los productos y un aumento de la productividad en general.

La solidificación del material procesado en la colada continua a diferencia del vaciado convencional de lingotes, ocurre en pocos minutos, por tanto es de vital importancia que el acero líquido en el caso que nos ocupa, cumpla con todas las exigencias de calidad para tal fin, es decir debe tener los siguientes requisitos:

- Homogeneidad química para cumplir con lo solicitado por el cliente.

- Homogeneidad térmica y sobrecalentamiento adecuado para poder asegurar su colabilidad.

- Bajo nivel de inclusiones y contenido de gases para asegurar la calidad interna del semielaborado.

En definitiva la maquina de colada continua como concepto es un “enfriador” del acero y aún cuando el vaciado se realice en optimas condiciones, esto no tendrá un efecto positivo en la calidad interna del semielaborado.

En función de lo anterior, en este curso se hace especial énfasis en los tratamientos que debe tener el acero, en los procesos anteriores a su procesamiento en las maquinas.

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2.1- DESOXIDACIÓN DEL ACERO

La desoxidación consiste en la remoción del exceso de oxígeno presente en el metal líquido, para lo cual se utilizan materiales con una mayor afinidad química por el oxígeno que el hierro. Los elementos normalmente añadidos para este propósito son Ca, Al, Mn, Si y C, siendo los productos de la desoxidación, los óxidos que forman la escoria y gases que salen a la atmósfera del horno. En este aspecto es necesario aclarar que de los óxidos y gases siempre queda un remanente en el metal líquido aún cuando se tenga un excelente tratamiento con gas inerte.

En la rutas normales de fabricación del acero, la desoxidación ocurre en 3 etapas:

- Desoxidación primaria: Ocurre durante el sangrado del acero. La mayor parte del oxigeno disuelto es removido por los agentes desoxidantes (Al, Si, Mn, C), formándose los productos de desoxidación primarios (óxidos).

- Desoxidación secundaria: El oxígeno remanente en el acero es nuevamente reducido en la metalurgia secundaría, debido al ajuste químico que se realiza en esta etapa, para asegurar la composición química del producto solicitado.

- Desoxidación terciaria: La reducción del oxígeno continua en las maquinas de colada, debido a la gran dependencia de la temperatura del equilibrio Mn – Si – O. Debido a la caída de temperatura disminuye también la solubilidad del oxígeno en el acero.

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2.1.1- DESOXIDACIÓN CON MANGANESO.

Cuando se añade manganeso (Mn) al acero líquido, se produce una desoxidación parcial y el hiero (Fe) también participa en las reacciones, formando óxidos líquidos ó sólidos.

[Mn] + [O] = (MnO) (1)

[Fe] + [O] = (FeO) (2)

El equilibrio de este sistema de desoxidación se muestra en la figura 4.

La desoxidación utilizando sólo Mn es deficiente y no se logra un calmado adecuado del acero (efervescente). Como se puede ver en la figura 4, con contenidos de Mn superiores a 1.50%, todavía existe un remanente de oxígeno de aproximadamente 100ppm.

Figura 4: Contenidos de Manganeso y Oxígeno en equilibrio con el hierro (5)

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2.1.2- DESOXIDACIÓN CON SILICIO .

La desoxidación con silicio es mucho más eficiente que la del manganeso, dado que este elemento tiene mucho mayor afinidad por el oxígeno que el Fe y el Mn.

[Si] + 2[O] = (SiO2) (3)

KSi = a(SiO2)/ [Wt%Si] x [Wt%O]2 (4)

[Wt%Si] x [Wt%O]2 = a(SiO2)/KSi (5)

Diversos autores muestran la constante de equilibrio del Si en función de la temperatura, de acuerdo a las siguientes ecuaciones;

LogKSi = 30110/T – 11,4 (6)

LogKSi = 29700/T – 11,25 (8)

Ambas ecuaciones muestran que una disminución de la temperatura incrementa la KSi.

De la reacción (5) se obtiene que [Wt%O] = {a(SiO2)/KSi x [Wt%Si]} ½ (9).

A una temperatura de 1600°C ( 1773 °K) KSi = 3,24 x 105 y una actividad de SiO2 = 1, se obtiene de la ecuación (9) que:

[Wt%O] = (0,308 x 105/ [Wt%Si]) ½ (10).

La ecuación (10) muestra la fuerte caída de la concentración de oxígeno con la adición de Si; sin embargo como todos los aceros contienen Mn, la combinación de ambos elementos produce una desoxidación mucho más efectiva. Page 24


2.1.3- DESOXIDACIÓN CON SILICIO Y MANGANESO.

La desoxidación simultanea con estos dos elementos, disminuye de manera notable el oxígeno disuelto en el acero, debido a la actividad reductora de la sílice.

En este tipo de desoxidación es muy importante la composición de silicio y manganeso que tiene el acero después del sangrado, dependiendo de esta concentración los productos de la desoxidación pueden ser silicatos líquidos de MnOSiO2 ó silicatos sólidos de SiO2, figura 5a y 5b. Las reacciones son la siguientes

[Si] + 2[O] = (SiO2) (11)

[Mn] + [O] = (MnO) (12)

El valor de la constante de equilibrio para la desoxidación con silicio es la siguiente:

KSi = a(SiO2)/ [Wt%Si] x [Wt%O]2

Donde la actividad de la sílice aSiO2 es con respecto al SiO2 sólido en condiciones estandar.

La suma de la reaciones de desoxidación con silicio y manganeso ( 11+12) nos resulta en la siguiente reacción de equilibrio:

[Si] + 2[MnO] = 2[Mn] + (SiO2) (13)

KMnSi = {[Mn]/ aMnO}2 . aSiO2 / [Si] (14)

Donde aSiO2 y aMnO son relativas a los óxidos puros.Page 25


De la reacción (14)

LogKMnSi = 1510/T + 1,27 (15)

Este estado de equilibrio para la desoxidación con Si y Mn fue calculado por Turkdogan, con la energía libre de las reacciones y datos termodinámicos de la actividades de Mn y Si en el acero y las actividades del MnO y SiO2 en los silicatos líquidos.En la figuras 5a y 5b se muestran los productos de la desoxidación en función de la concentración de Si y Mn y su dependencia de la temperatura.

En el lado izquierdo de la curva límite para diferentes temperaturas ( figura 5b) se generan silicatos sólidos gruesos los cuales deterioran la limpieza del acero y como su formación ocurre en un tiempo en que la posibilidad de flotación es muy pequeña ( distribuidor – molde) su tamaño es bastante grosero. En el lado derecho de la curva límite, los productos de desoxidación son silicatos de manganesos muy finos que son líquidos a las temperaturas de vaciado y facilitan la colabilidad del acero.

Figura 5: Relaciones de equilibrio para la desoxidación con Si y Mn a 1600°C (5).Page 26


2.1.4- RELACIÓN MANGANESO – SILICIO.

En la desoxidación con silicio y manganeso, es de vital importancia controlar la relación Mn/Si para evitar la formación de silicatos sólidos, tal como se observa en la figura 5. En el vaciado de aceros “calmados al silicio” esta relación debe ser ≥ 3, si la relación es menor que 3 la participación del Mn en la desoxidación es mínima y la formación de silicatos sólidos es inevitable. Estos silicatos se depositan en el molde durante el vaciado y originan una discontinuidad que produce una rotura de la piel solidificada, con la consecuencia de derrame de acero y pérdida de la línea; este tipo de eventos es catastrófico para la productividad de la máquina por el largo tiempo de demora para reparar la línea ( limpiar moldes, rociadores, etc). Estas roturas se caracterizan por dejar un hueco en el semielaborado ( Palanquillas, planchones, redondos, etc).

Si la relación es mayor que 3, la desoxidación es comandada por el Mn y se favorece la formación de silicatos de manganeso líquidos (MnOSiO2), la viscosidad y punto de fusión de estos óxidos es mas baja, cuando es más alto el contenido de Mn, lo cual favorece la colabilidad del acero en las maquinas.

2.1.5- Influencia del carbono y la temperatura en la desoxidación.

El área de separación de la curva límite para la formación de silicatos sólidos o líquidos, esta altamente influenciada por la temperatura ( figura 5a) y el contenido de carbono ( figura 6). El área para la formación de silicatos sólidos, aumenta con el descenso de la temperatura y el incremento del contenido de carbono en el acero.

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En la fabricación de aceros de bajo y alto carbono para alambrón, es una condición de operación controlar la relación Mn/Si. En los aceros de alto carbono el contenido de silicio es de 0.15 a 0.30% y el Mn máximo en general es 0.70% ( VICSON acepta hasta 0.75%), por lo que es necesario realizar el vaciado con una relación Mn/Si > 3.5 mínimo, dado que el incremento del contenido de carbono extiende el área izquierda de la curva límite ( fig 6) y además la viscosidad de estos aceros es mucho mayor que los de bajo carbono, lo que hace más difícil su vaciado en las máquinas, lo cual tiene el agravante que la temperatura de vaciado de estos aceros es entre 1480 y 1520°C. Este comportamiento obedece al efecto del carbono sobre la actividad del oxígeno.

Figura 6Influencia del carbono sobre la Formación de silicatos sólidos (6).

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2.1.6- DESOXIDACIÓN CON SILICIO, MANGANESO y ALUMINIO.

Este tipo de desoxidación se utiliza en la colada continua a “chorro abierto” donde el oxígeno disuelto en el acero está normalmente entre 10 y 30 ppm. En las acerías que utilizan este método, el aluminio se añade en pequeñas cantidades (hipoestequiometrico) junto con ferrosilicomanganeso (FeSiMn) o una combinación de ferrosilicio (FeSi) y ferromanganeso (FeMn), los productos de la desoxidación son aluminatos de manganeso y silicio del tipo 3MnOAl2O3SiO2. los cuales están líquidos a las temperaturas de vaciado. La cantidad de aluminio depende del contenido de oxigeno en el sangrado y obviamente de las toneladas de acero, pero lo importante es que casi todo el aluminio se consuma en combinación con los demás desoxidantes; el aluminio residual no debe ser mayor de 10 ppm.

En este caso además de las reacciones (11) y (12) se tiene el aporte del aluminio en la desoxidación de acuerdo

2[Al] + 3[O] = (Al2O3) (16)

El producto de la desoxidación es alúmina, la cual tiene un punto de fusión de 2030° C, lo que significa que esta sólida a las temperaturas de vaciado en las máquinas de colada y es la causante principal de la obstrucción de las boquillas (clogging), cuando el acero no es bien tratado con Calcio, tema que trataremos más adelante. La cantidad de aluminio que se añade cuando se usa este tipo de desoxidación, depende mucho del proceso de fabricación y se debe hallar una ventana, donde el Al disuelto no sea tan alto que afecte la colabilidad, ni tan bajo que genere porosidades o afecte la calidad interna del semielaborado.

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De la literatura se obtiene, que para silicatos del tipo MnOAl2O3SiO2 saturados con Al2O3, la actividad de la sílice es 0,27 a 1650°C, 0,17 a 1550 y probablemente disminuye hasta 0,12 a 1500 °C ( ver figura 7) (5).

Figura 7Actividades de Al2O3 y SiO2 en un sistema MnO-Al2O3 - SiO2 para una MnO/SiO2=1

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En la figura 8, se muestra el efecto de la adición del Aluminio en combinación con silicio y manganeso, sobre la desoxidación. Esta gráfica resulta de los cálculos termodinámicos obtenidos de las actividades de los óxidos descritos en la figura 7 y para aceros con un contenido de aluminio soluble < de 0.005%, donde no hay precipitación de alúmina sólida. Se puede observar que para un acero que tiene Mn= 0.4% y un Si= 0.05%, el contenido de oxígeno a 1500°C es ~ 76 ppm, pero cuando a este mismo acero se le añade Al (hipoestequiometrico) el contenido de oxígeno baja a ~ 32 ppm a la misma temperatura..

Figura 8Comparación entre la desoxidación con Mn/ Si y la desoxidación con Al / Mn/ Si vs la temperatura (5)

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2.1.7- DESOXIDACIÓN CON ALUMINIO.

El aluminio es el más efectivo desoxidante (costo/beneficio) utilizado en los procesos siderúrgicos. La adición del aluminio se hace en el cucharón durante el sangrado y en las estaciones de metalurgia secundaria; en el pasado también se usaba inyectado en el molde, pero esta práctica ya no se utiliza porque se generaban inclusiones que afectaban gravemente la calidad interna del semielaborado. En este tipo de desoxidación el aluminio se añade en exceso ( hiperestequiometrico), de manera que su contenido disuelto en el acero sea mayor al 0.015%, con esta concentración el efecto de los otros desoxidantes se reduce notablemente.

De la reacción (16) se obtiene experimentalmente la constante de equilibrio:

(Al2O3) = 2[Al] + 3[O]

K = [Al]2 [ppm O x f0]3/aAl2O3 (17)

La actividad de la alúmina es con respecto a la alúmina sólida pura. El efecto del aluminio sobre el coeficiente de actividad del oxígeno disuelto el acero líquido, esta dado por log f0 = 3,9 x [%Al]. A bajas concentraciones de aluminio fAl = 1,0.

Con estos datos termodinámicos se obtiene que (5):

log K = -62680/T + 31,85 (18)

Cuando el acero es tratado con calcio, las inclusiones de alúmina son modificadas a aluminatos de calcio líquidos.

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En la figura 9, se observa como disminuye el contenido de oxígeno soluble en el acero con la adición del aluminio y el comportamiento de los productos de la desoxidación, para aceros con y sin tratamiento con calcio. Se tiene que para contenidos de aluminio de 0,04% el nivel de oxígeno disuelto es de ~ 2 ppm. En este caso no se considera el efecto desoxidante del Mn y el Si, normalmente con este contenido de Al , Mn = 0.20% y Si = 0.03%, la actividad del oxígeno es mucha más baja y se expresa en milivoltios (mv).

Figura 9Desoxidación con aluminio en equilibrio con Al2O3 ó aluminato de calcio fundido con CaO/Al2O3 = 1:1 (5).

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2.1.8- RELACIÓN MANGANESO – AZUFRE.

En todos los sistemas de desoxidación estudiados, es importante controlar la relación Mn/S. La pérdida de ductilidad del acero a temperaturas altas (1000 a 1200°C), está estrechamente vinculada con esta relación; el problema radica que sí la relación Mn/S es baja (<30), se forma de manera predominante el sulfuro de hierro (FeS), este compuesto precipita en los bordes de grano de la austenita, favoreciendo la propagación de las grietas (fragilización). La presencia de FeS cuando el acero esta solidificando en el molde, origina grietas en el semielaborado principalmente en las esquinas, causando en muchos casos roturas de líneas. Además de lo anterior el FeS forma un eutéctico de bajo punto de fusión (988°C), durante los procesos posteriores de laminación este eutéctico se funde, dando origen a lo que conocemos como fragilidad en caliente (hot shortness). Para evitar este problema es necesario añadir manganeso para obtener una relación Mn/S > 30, lo cual favorece la formación de sulfuro de manganeso (MnS); esta es una fase mas estable que precipita en la matriz reduciendo notablemente la fragilización.

El carbono es un elemento fragilizador del acero, por tanto a medida que aumenta el contenido de carbono, es necesario aumentar la relación Mn/S para contrarrestar su efecto (ver figura 10)

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En la figura 10, se observa que a medida que aumenta el contenido de carbono en el acero, se debe aumentar la relación Mn/S. Para aceros alto carbono (%C> 0.50) la formación de grietas es mucho más critica.

Figura 10Influencia del contenido de carbono y la relación Mn/ S sobre la formación de grietas (7).

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En la figura 11, se observa la influencia de la relación Mn/S sobre la formación de grietas, para un acero de 0.20% de carbono y diferentes valores de Mn y S. Para relaciones Mn/S <40 el índice de grietas se incrementa notablemente

Figura 11Influencia de la relación Mn/ S sobre la formación de grietas (7).

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2.2- CONTROL DE AZUFRE EN EL ACERO.

El control del contenido de azufre en el acero líquido, es de vital importancia para la obtención de un semielaborado de buena calidad. El azufre puede estar disuelto en el hierro líquido a cualquier concentración, sin embargo la solubilidad en el hierro sólido es limitada; 0,002% en el hierro α a temperatura ambiente y 0,013% en el hierro γ a 1000°C. Cuando el acero líquido solidifica, la solubilidad del azufre cae y forma con el hierro un euctéctico de bajo punto de fusión (FeS), que precipita en los bordes de grano de la austenita originando la fragilidad en caliente. Como ya se discutió antes, es necesario añadir Mn al metal líquido para promover la formación de MnS, el cual es una fase más estable, su punto de fusión es de 1610°C, por lo que se puede deformar en caliente sin problemas; pero las inclusiones MnS que quedan en el acero son frágiles ( tienen menos ductilidad que el acero), pueden tener bordes afilados y se localizan entre los granos de la matriz. Este tipo de inclusiones afectan algunas de las propiedades mecánicas más importantes del acero, como son ductilidad, tenacidad (resistencia al impacto), resistencia a la corrosión y la soldabilidad. En vista de lo anterior la presencia del azufre en el acero debe ser la mínima posible, excepto en los aceros “resulfurados”.

La desulfuración del acero líquido se realiza en la atmósfera reductora del Horno Cuchara, para lo cual es necesario la formación de una escoria básica con alto contenido de CaO (>50%). La remoción del Azufre del acero líquido a la escoria, esta dada por la siguiente reacción:

[S] + (CaO) = (CaS) + [O] (19)

La constante de equilibrio Ks de la reacción es:Page 37


Ks1= a[O] x a(CaS)/a[S] x a(CaO) (20)

Donde:

a[O] y a[S] son las actividades del oxígeno y el azufre en el acero líquido.

a(CaS) y a(CaO) son las actividades del CaS y el CaO en la escoria.

La misma reacción en forma iónica es (8) :

[S] + (O-2) = (S-2) + [O] (21)

La constante de equilibrio Ks2 de la reacción es :

Ks2 = a[O] x a(S-2)/a[S]x a(O-2) (22)

Donde: a(S-2) y a(O-2) son las actividades de S-2 y O-2 en la escoria.

Esta ecuación puede expresarse como:

a(S-2)/a[S] = Ks2a(O-2)/a[O] (23)

Esto demuestra que la transferencia del azufre del metal líquido a la escoria, se maximiza siempre que la constante K aumente, la actividad del oxígeno en el metal disminuya y la cantidad de iones oxígeno en la escoria aumente (lográndose con el aumento de óxido de calcio disociado en el ión metálico O-2 ). Por lo antes expuesto la reacción de desulfuración depende de las siguientes variables de proceso:

- Temperatura del acero líquido Page 38


- Composición química de la escoria

- Potencial de oxígeno en el acero.

- Transferencia metal escoria.

- Volumen de escoria.

Temperatura del acero: La constante de equilibrio Ks depende de la temperatura de acuerdo a la siguiente reacción:

Log Ks = - 3750/T + 1,966 (24)

Esto indica que a mayor temperatura se favorece la desulfuración; sin embargo al aumentar la temperatura, también aumenta el contenido de oxígeno disuelto el acero, lo cual inhibe el proceso de desulfuración y obliga a un mayor consumo de desoxidantes. Es necesario entonces buscar una solución de compromiso entre ambos factores; la temperatura debe ser tal que sea compatible con la cinética de desulfuración deseada (<1610°C) y el contenido de oxígeno (9) .

Composición química de la escoria: El principal parámetro que caracteriza a la química de la escoria respecto a la desulfuración, es la basicidad binaria CaO/SiO2; sin embargo para una adecuada cinética de reacción los contenidos de alúmina y MgO deben ser considerados, ya que estos determinan propiedades fisicoquímicas como tensión superficial y viscosidad, que se define como fluidez de la escoria. Un contenido de CaO > 50% y un contenido de FeO + MnO < 2.5% favorece la remoción del azufre del acero líquido a la escoria.

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Potencial de oxígeno en el acero: La reacción de desulfuración toma lugar en la interfase escoria – metal, siendo esta dependiente del potencial o actividad de oxígeno en la misma interfase, no necesariamente del contenido de oxígeno de toda la masa de acero. La actividad del oxígeno en el metal líquido que reacciona en la interfase, tiende a equilibrarse con el contenido de oxido de hierro (FeO) en la escoria, por lo tanto se debe mantener este óxido por debajo del 2,0%, que se traduce en un color característico de la escoria de gris a blanco (10).

El oxígeno disuelto en el acero afecta directamente al coeficiente de partición del S en la escoria, de acuerdo a la siguiente reacción:

Cs = %(S). a[O]/ f(S). %[S] (25)

Donde:

Cs = Capacidad de S de la escoria.

a[O] = Actividad del oxígeno en el acero líquido.

f(S) = Coeficiente de actividad del S. Este es ~ 1,13 para aceros de baja y media aleación. Sustituyendo este valor, la reacción queda como:

Cs = 0,88. A[O]% (S)/ %[S] (26)

Se observa entonces que sí al aumentar la a[O] en el acero líquido y se quiere mantener la capacidad de desulfuración Cs, el cociente %(S)/%[S] debe disminuir y para que eso suceda debe disminuir el contenido de S en la escoria y como consecuencia aumenta el S disuelto en el acero líquido.

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La figura 12 muestra la influencia del contenido del aluminio en el acero sobre la desulfuración. El potencial de oxígeno como se vio en la figura 9 disminuye con la adición del aluminio favoreciendo la remoción del azufre. Esta grafica muestra que los aceros calmados al aluminio permiten una buena desulfuración dada la baja actividad de oxígeno del acero líquido.

Figura 12Influencia del contenido de aluminio en el acero sobre la desulfuración (11).

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Transferencia metal – escoria: Por el carácter superficial de la desulfuración, el tiempo de reacción para disminuir a un valor dado de azufre en el acero, dependerá de la velocidad de recirculación inducido por el flujo del gas inerte y el tipo de tapón poroso utilizado. La cinética de desulfuración es proporcional a la energía de agitado (έ), la cual se expresa según la ecuación:

έ= 0,014Vg/mFe . log (Patm + PFe)/Patm (W/Tn) (27)

Donde:

Vg = Caudal del gas inerte.

mFe = Masa de acero.

Patm = Presión atmosférica.

PFe = Presión ferrostática.

La cinética de desulfuración aumenta con el aumento de la energía de agitación, que favorece el contacto metal escoria. Para desulfurar se recomienda una energía mínima de agitación έ > 600 W/Tn (9).

Volumen de escoria : El volumen de escoria controla la cantidad de S retenida por la misma. La capacidad de la escoria para remover el S del acero líquido esta dada por el coeficiente de distribución de azufre Ls:

Ls = (S)/[S] (28)

Donde: (S) es el Contenido de S en la escoria y [S] es el contenido de S en el acero.Page 42


Para alcanzar buenos valores de Ls, se sugiere un contenido de CaO + MgO > 60%, apuntando a un contenido de MgO ~8 %, el SiO2< 15% y FeO + MnO < 2.5%. Es importante en la escoria su fluidez, su composición debe ser tal, que siempre este por debajo de su punto de fusión, para que se mantenga líquida y permita la remoción del azufre.

Figura 13Influencia de los óxidos (FeO y MnO) de la escoria sobre la desulfuración (11).

La figura 13 muestra la influencia del contenido de FeO y MnO en la escoria sobre la desulfuración. Estos óxidos en la escoria son un indicativo claro del nivel de oxidación del acero líquido.

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2.3- CONTROL DE FÓSFORO EN EL ACERO.

El fósforo en el acero es uno de los elementos endurecedores de la ferrita por solución sólida, lo que produce un incremento de la resistencia del acero, por tal razón puede ser beneficioso o perjudicial dependiendo de su uso final. El P favorece la maquinabilidad, la resistencia al desgaste y la resistencia a la corrosión atmosférica; sin embargo en la mayoría de los aceros se considera una impureza, porque produce varios tipos de fragilización, especialmente en los aceros laminados en frío que llevan temple y revenido. Esta fragilidad se origina, porque el P durante la solidificación segrega en los bordes de grano de la austenita, afectando propiedades mecánicas muy importantes como la tenacidad, la ductilidad, resistencia a la fatiga y las conductividades térmica y eléctricas.

En vista de sus efectos negativos sobre las propiedades mecánicas, se hace necesario remover el P del acero líquido en los procesos de aceración. La defosforación se realiza en una atmósfera oxidante en los hornos eléctricos y convertidores.

La reacción de defosforación en el acero esta dada por las siguientes reacciones:

2[P] + 8(FeO) = (3FeO.P2O5) + 5[Fe] (29)

(3FeO.P2O5) + 3(CaO) = (3CaO.P2O5) + 3(FeO) (30)

2[P] + 5(FeO) + 3(CaO) = (3CaO.P2O5) + 5[Fe] (31)

La constante de equilibrio se puede expresar por la siguiente ecuación (12):

log{Kp(x105)} = (%P2O5)/[%P]2 . (%FeO)5. (%CaO) (32)

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Herty en su trabajo, resuelve la constante en función de la temperatura y la expresa como:

log{Kp(x105)} = (1/32).{(1/Tx 105) -28,52} (33)

En esta expresión se observa que la reacción de defosforación es fuertemente dependiente de la temperatura.; sí la temperatura disminuye se favorece la defosforación.

A diferencia de otros autores, Herty asume que el P es oxidado por el FeO de la escoria y existe como un fosfato tricálcico (3CaO.P2O5) y no como tetracalcio de fósforo (4CaO.P2O5). También fue el primero que sugirió el uso del coeficiente de partición del P como un índice de la capacidad de defosforación de las escorias de acerías y observó que la partición del P sigue la ley de distribución de Nerst.

En resumen para lograr una buena defosforación se debe controlar lo siguiente.

- Atmósfera oxidante ( contenidos de FeO > 25%)

- Escoria básica con basicidad binaria CaO/SIO2 > 2 . La escoria debe tener suficiente CaO para contrarrestar el efecto de la sílice y fijar el P2O5 en la escoria

- Baja temperatura del acero < 1580 °C. A temperaturas mayores el P puede revertirse de la escoria al acero líquido, sobre todo cuando la basicidad binaria es menor de 2.

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2.4- CONTROL DE NITROGENO EN EL ACERO.

El oxígeno, nitrógeno e hidrógeno son los gases que están en contacto con el acero, en las diversas etapas del proceso de fabricación. La solubilidad de estos gases aumenta con la temperatura y esta es mayor en el acero líquido que en el acero sólido.

El nitrógeno en particular puede ser beneficioso ó perjudicial para las propiedades mecánicas de los aceros, dependiendo de la presencia de otros elementos aleantes (Nb, V, etc), la forma y cantidad de N y el uso final del producto; sin embargo en la mayoría de los aceros, se requiere que el contenido de N sea el mínimo posible, dado su efecto negativo sobre la fragilidad y ductilidad.

En el hierro líquido el nitrógeno esta en solución, siendo su máxima solubilidad aproximadamente 450 ppm ( 0,0450%); el contenido de equilibrio a 1539°C es de 390 ppm (0,0390%), pero a temperatura ambiente es menor de 10 ppm (ver figura 14).

La solubilidad del N se resume de acuerdo a la siguiente reacción:

1/2{N2} = [N] (34)

La constante de equilibrio para la absorción de nitrógeno es :

KN = [%N]/(PN2)1/2 (35)

De acuerdo a la ley de Henry, para soluciones diluidas la actividad (hN) es igual a la concentración. La ecuación se puede expresar en función de la temperatura como:

Log KN = - 518/T + 2,937 (36) Donde la temperatura T se expresa en °K.Page 46


En la figura 14 se observa que la solubilidad del N en el hierro gamma es mucho mayor que en el hierro delta, varia de 0.0210 a 0.0255%.

Figura 14Solubilidad del nitrógeno en el hierro (11).

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En el proceso de fabricación de acero existen numerosas fuentes de absorción de N, siendo las principales la chatarra y el coque que se añade como agente espumante de la escoria o como aporte de carbono en el sangrado ( ver figura 15 ). El oxígeno que se inyecta para espumar la escoria o para bajar el contenido de carbono en el acero también aporta N. Otra fuente importante de absorción de N, es por el aire atmosférico, particularmente en la etapa de sangrado donde las burbujas del aire que están en el cucharón quedan atrapadas en el acero (ver tabla 2).

MATERIAL CONTENIDO DE NITROGENO (PPM)

CHATARRA 30 - 120

HRD/ HBI 20 - 30

ARRABIO SOLIDO 20 - 30

COQUE 5000 - 10000

OXÍGENO 30 - 200

AIRE 78 %

N AGITADO POR EL FONDO > 99,9 %

Ar AGITADO POR EL FONDO < 30

ARRABIO LIQUIDO 60

CAL 400

Tabla 2Fuentes de N en los procesos de aceración (13).

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En la figura 15 se observa como se incrementa el contenido de N en el acero con la adición de coque.

Figura 15Efecto de la adición de coque sobre el contenido de N y carbono del acero (14).

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En lo aceros calmados al aluminio, la presencia de altos contenidos de N (> 100 ppm), afecta fuertemente la ductilidad en caliente, particularmente por debajo de los 900°C, lo cual se origina por la precipitación preferencial de AlN en los bordes de grano de la austenita, estos precipitados refinan el tamaño de grano austenitico y retardan la recristalización de la austenita. Para evitar los efectos nocivos de los precipitados de AlN, se agrega titanio al acero; el Ti minimiza la formación de AlN, porque se forma de manera preferencial TiN, el cual es un precipitado basto menos dañino. Los precipitados de TiN se distribuyen a traves de la matriz y durante el proceso de laminación impiden el crecimiento anormal de los granos de austenita. Para mantener un control sobre la “cantidad” de precipitados de TiN en el acero, se debe trabajar con la relación Ti/N; el efecto de esta relación en las propiedades mecánicas se estudiara en el capitulo referente a la fisuración de aceros.

El Nitrógeno tiene efectos perjudiciales sobre algunas de las propiedades mecánicas más importantes de los aceros, como son alargamiento, dureza, deformación por envejecimiento y temperatura de transición ductil – frágil. La causa principal de este efecto negativo es por el endurecimiento por solución sólida intersticial del N libre, el endurecimiento por la precipitación de AlN y otros precipitados que también producen refinamiento de grano. Sin embargo pequeñas cantidades de N en forma de precipitados de V, Nb y Ti, pueden beneficiar las propiedades de impacto, por lo que no sólo es importante la cantidad, también es importante la forma en que se encuentra el N.

En las graficas siguientes se muestra el efecto del incremento de N en el acero, sobre las propiedades antes mencionadas:

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En la figura 16, se observa la influencia del contenido de N sobre la dureza del acero. A medida que se incrementa el contenido de N en el acero aumenta su dureza, ya sea en los procesos de aceración o durante el recocido discontinuo donde se trabaje con una atmósfera rica en N.

Figura 16Efecto del contenido de N sobre la dureza en el acero (13)

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En la figura 17, se observa la influencia del contenido de N sobre la deformación por envejecimiento del acero, para diferentes contenidos de Mn. A medida que se incrementa el contenido de N en el acero aumenta la deformación.

Figura 17Efecto del contenido de N sobre la deformación por envejecimiento (13).

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En la figura 18, se observa la influencia del contenido de N sobre la temperatura de transición dúctil – frágil. La temperatura de transición se determina por el ensayo de impacto (Sharpy), mientras más baja sea la temperatura a la cual la fractura cambia de dúctil a frágil, mejor son las propiedades de impacto

Figura 18Efecto del contenido de N sobre la temperatura de transición (13) .

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En la figura 19, se observa la influencia del contenido de N sobre el alargamiento y la resistencia a la tracción. A medida que aumenta el contenido de N se reduce el alargamiento. En el caso de la resistencia a la tensión, presenta un punto de inflexión alrededor de 60 ppm, pero en general aumenta con el contenido de N. El valor r, es un promedio de la relación de esfuerzo entre el ancho y el espesor de muestras de tracción ensayadas en varias direcciones. Este valor es un inverso de la conformabilidad.

Figura 19Efecto del contenido de N sobre el alargamiento y la resistencia a la tracción (13) .

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2.5- CONTROL DE HIDROGENO EN EL ACERO.

El hidrógeno a diferencia del nitrógeno es siempre perjudicial para los aceros. De los 3 gases (O, N, H), que se disuelven en el acero a altas temperaturas, el H es el único que se encuentra en estado libre a temperatura ambiente. Si durante la solidificación el contenido de H en el acero líquido, es mayor que el límite máximo de solubilidad en el acero sólido, se produce porosidad en los semielaborados y piezas fundidas, aunado a esto sí el contenido de H disuelto en el acero sólido es mayor de 2 ppm, puede dar origen a grietas, escamas, ampollas o burbujas de H, produciendo en general una fragilización del acero.

El origen de la fragilización antes nombrada, se debe a que el H tiene un radio atómico muy pequeño y difunde con facilidad en el acero sólido, esta difusión es preferencial en las imperfecciones y defectos presentes en la matriz ( ver figura 20). Este fenómeno de difusión es térmicamente activado; al formarse una molécula de hidrógeno (H2), se produce un cambio de presión que puede superar la resistencia del acero, fragilizándolo (15).

En el diagrama de equilibrio Fe – H ( ver figura 21), se muestran los contenidos de H de equilibrio a diversas temperaturas. El hierro puro fundido a 1539 °C, puede disolver 0,0025% de hidrógeno ( 25 ppm). La solubilidad aumenta al aumentar la temperatura del hierro líquido; cuando el hierro solidifica (T< 1539°C), la solubilidad disminuye hasta 0,0008% (8ppm) y cuando alcanza la temperatura ambiente, la solubilidad es de sólo 0,00012% (1,2 ppm).

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En la figura 20 se muestra que junto con la solubilidad convencional de la matriz (a), existen otros sitios para atrapar átomos de H superficiales (b) y subsuperficiales (c). En las dislocaciones de borde indicadas por el signo ┴ (e), se forma una región de segregación de átomos de H de forma cilíndrica. Además en los límites de grano (d) y las vacancias (f) pueden absolver H de manera diferente que la matriz.

Figura 20Presentación esquemática de la acumulación de átomos de H en los defectos en el metal (15).

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En la figura 21 se muestra el diagrama de equilibrio Fe – H. Se observa que para un rango de temperaturas, la solubilidad del H en hierro gamma es mayor que el hierro delta.

Figura 21Solubilidad del hidrógeno en el hierro (11).

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La solubilidad del H se resume de acuerdo a la siguiente reacción:

1/2{H2} = [H] (37)

La constante de equilibrio para la absorción de hidrógeno es :

KH = [%H]/(PH2)1/2 (38)

De acuerdo a la ley de Henry, para soluciones diluidas, la actividad (hH) es igual a la concentración. La ecuación se puede expresar en función de la temperatura como:

Log KH = - 1905/T + 2,409 (39). Donde la temperatura T, se expresa en °K.

Estas formulas indican que la concentración de H en el acero líquido, esta dada por la ley de Sievert, la cual es proporcional a la raíz cuadrada de la presión parcial del hidrógeno.

En los procesos de fabricación de acero, puede haber absorción de H de diversas fuentes. El H asociado al agua presente en los materiales formadores de escoria, humedad en las ferroaleaciones y carburantes. Entre los formadores de escoria la fuente más importante de H al acero es la cal (CaO), debido a la humedad atmosférica la cal puede hidratarse y formar hidróxido de calcio Ca(OH)2

(14). Cuando la cal hidratada se añade al acero líquido, esta se descompone de acuerdo a la siguiente reacción:

Ca(OH)2 (s) = CaO(s) + H2O(g) (40)

El vapor de agua formado se disocia en el acero líquido y se produce la absorción de H:

{H2O} = 2[H] + [O] (41)Page 58


Esta misma reacción ocurre con las ferroaleaciones húmedas y con los carburantes que además pueden tener agua constitucional. En la figura 22, se muestra el incremento del contenido de H en el acero, producto de la adición de cal hidratada para formar la escoria.

Figura 22Aumento del pick -up de H debido al Ca(OH)2 de la cal hidratada (14).

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El coque y los carburantes en general son una fuente importante de H. En la figura 23, se muestra el aumento del contenido de H por efecto de la adición de coque metalúrgico, para una colada de 90tn.

Figura 23Aumento del contenido de H debido a la adición de coque (14).

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El hidrógeno es más difícil de eliminar que el N en los procesos de aceración, para reducir al mínimo el contenido de este gas, es necesario que el acero sea tratado en hornos al vacío, sin embargo en las acerías que no dispongan de este tipo de instalación, el control del H debe incluir el uso de materiales con bajo contenido de H y humedad, minimizar el paso de escoria al cucharón durante el sangrado, secar y precalentar adecuadamente los refractarios, evitar adiciones tardías de cal en el horno cuchara y evitar humedad en los polvos de colada.

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3 – COLABILIDAD DE LOS ACEROS.

En todos los tipos de desoxidación revisados anteriormente se tiene que establecer una relación de compromiso entre la colabilidad y el grado de limpieza del acero; para todos los casos, sí los productos de la desoxidación son sólidos a las temperaturas de vaciado se produce la obstrucción de las boquillas (clogging) y en consecuencia se interrumpe el proceso con las consecuentes perdidas de productividad.

3.1- INFLUENCIA DE LA DESOXIDACIÓN CON MANGANESO Y SILICIO

En este caso se presentan dos tipos diferentes de mala colabilidad: Obstrucción de la buza del cucharón y obstrucción de las boquillas del distribuidor; en una colada puede presentarse ambos simultáneamente o puede pasar que haya obstrucción de la buza del cucharón sin observarse obstrucción de las boquillas y viceversa, la causa raíz para los dos casos esta asociado a la deposición de inclusiones sólidas en las paredes de la buza o boquilla donde la velocidad del fluido tiende a cero.

Caso 1. Obstrucción de la buza del cucharón ( reducción de chorro o poco flujo).

Este tipo de obstrucción esta asociado a un sobrecalmado del acero, la actividad de oxígeno en el cucharón es muy baja (< de 10 ppm) y disminuye notablemente la fluidez del acero, además favorece a la estabilidad de la alúmina. A estos aceros no se añade aluminio, pero la presencia de trazas de este elemento en la ferroaleaciones ( FeSi y FeSiMn) constribuye a la presencia de alúmina en el acero. En la acería de Palanquillas se presentaba este problema en la fabricación de aceros de medio carbono para barras; la solución más práctica consiste en aumentar la actividad del oxígeno por encima de 10 ppm (16).

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Caso 2. Obstrucción de las boquillas del distribuidor.

La causa principal de este tipo de “clogging” es la formación de silicatos sólidos a las temperaturas de vaciado, lo cual se origina cuando la relación Mn/Si en el acero es menor de 3. Como se explico antes estos óxidos son muy gruesos, se forman en el molde y se depositan en las boquillas impidiendo el flujo de acero, además son la causa de roturas catastróficas de las líneas y afectan considerablemente la calidad interna y superficial del semielaborado (escoria atrapada). Es condición necesaria de operación mantener una relación Mn/Si >3.

El sobrecalmado del acero también causa este tipo de obstrucción, pero en este caso esta directamente relacionado con el contenido de aluminio en el acero > a 10 ppm. Cuando se utiliza la mezcla de FeMn y FeSi en la desoxidación, el FeSi puede tener hasta 2 % de Al y cuando los niveles de oxígeno son muy bajos (<10 ppm), caso de los aceros de alto carbono queda aluminio disuelto en el acero, el cual al reoxidarse con el oxígeno del aire forma alúmina y se deposita en las paredes de la boquillas, esto se traduce en una reducción gradual de la velocidad de colada hasta el punto que se tiene que cerrar la línea, dado que la palanquilla llega muy fría a la zona de corte y no se puede efectuar esta operación.

En resumen para evitar estos tipos de obstrucción de buzas y boquillas, es necesario establecer una ventana de colabilidad, la cual es regida por el contenido de oxígeno disuelto y la relación Mn/Si en el acero.

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Figura 24Efecto de la desoxidación del acero sobre la ocurrencia de pinholes y la obstrucción de boquillas (clogging) (17).

En la figura 24, se muestra el rango optimo del contenido de oxígeno disuelto, que debe tener el acero para evitar la formación de pinholes y la obstrucción de boquillas. Esta ventana está en el rango de 10 a 20 ppm de oxígeno; por debajo de 10ppm tiende a formarse el clogging y por encima de 20 aparecen los pinholes en el semielaborado (16). Esta ventana puede variar dependiendo del proceso de fabricación, pero en general es de este orden. En el caso de la acería de Palanquillas está entre 10 y 25 ppm.

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3.2- INFLUENCIA DE LA DESOXIDACIÓN CON MANGANESO, SILICIO Y ALUMINIO

En este sistema de desoxidación se presentan los dos tipos de clogging anteriormente descritos, pero predomina la obstrucción de las boquillas del distribuidor (baja velocidad de colada) motivado a la adición de aluminio en el sangrado. Si la adición de Al no es controlada, el contenido de aluminio disuelto en el acero puede ser mayor de 10 ppm, originando la deposición de alúmina en las paredes de la boquilla

En el sangrado con Mn y Si se tiene aporte de aluminio de las ferroaleaciones, sí además le agregamos aluminio se aumenta casi el doble el contenido de Al total del sistema (Al soluble + Al oxidado). Al aumentar la concentración de alúmina en el acero es necesario añadir calcio para modicar la alúmina sólida (pto fusión 2030°C) a aluminatos de calcio líquidos (~1400°C) para asegurar la colabilidad. Un punto importante a considerar es que en estos casos siempre se recomienda añadir calcio, aún cuando el contenido de Al disuelto sea ≤ a 10 ppm, dado la mayor concentración de alúmina, además es necesario la protección del del chorro de acero tanto en la buza del cucharón como en las boquillas del distribuidor, para evitar la reoxidación por el oxígeno del aire.

En este sistema de desoxidación, teóricamente se pueden obtener inclusiones líquidas en el acero, aumentado los contenidos de Al y Si ( figura 25), la alúmina sólida se forma con contenidos de Al superiores a 10 ppm, de manera que sí se mantiene constante el Al en 0.001%, se puede aumentar el Si hasta 1.5% y obtener inclusiones líquidas, el problema es que para aumentar el Si, se tienen que añadir ferroaleaciones que contienen trazas de Al, por tanto el Al también aumenta, además al aumentar el Si disminuye la relación Mn/Si promoviendo la formación de silicatos sólidos.

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Figura 25Equilibrio de las inclusiones para Fe – Al y Si para un contenido de Mn de 1,00% en el acero a 1600°C (18).

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En los dos sistemas anteriormente estudiados, puede ocurrir lo siguiente: 1 – Que haya obstrucción de la buza del cucharón y no se afecte la colabilidad en la boquillas de distribuidor 2- Que no haya obstrucción de la buza del cucharón pero sí en las boquillas del distribuidor, 3 – Que haya obstrucción tanto en la buza del cucharón como en las boquillas del distribuidor.

Estas diferencias en los tipos de “clogging” ocurre porque el estado de oxidación del acero en el cucharón varía con respecto al del distribuidor. En el distribuidor la actividad del oxígeno puede cambiar debido a las siguientes causas:

A – Reoxidación del acero por el aíre atmosférico, por deficiencias en la protección con gas inerte. En el caso del vaciado a chorro abierto la reoxidación es muy alta.

B – Incremento del potencial de oxígeno del acero por la adición de cascarilla de arroz, la cual tiene alta sílice > 30%.

C – Atrape de oxígeno por la turbulencia producida por el chorro de acero en la zona de impacto del distribuidor.

En el caso 1, lo preponderante es la baja actividad de oxígeno en el cucharón (< 10 ppm). Este potencial de oxígeno aumenta en el distribuidor por las causas arriba descritas y no se afecta la colabilidad en las boquillas. En la acería de Palanquillas se presentaba este problema en la fabricación de aceros de medio carbono para barras y alto carbono, su incidencia era mayor en las coladas con un tiempo de tratamiento en el horno cuchara > a 60 minutos. En estas coladas con la demora en el proceso, el silicio se oxidaba y al añadir de nuevo FeSi para mantener la especificación, la actividad de oxigeno caía drásticamente.

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También pasaba en coladas con tiempo de proceso normal ( 40 a 50 minutos) porque se hacían adiciones de FeSi tardías ( menos de 10 minutos para enviar a máquina) y la actividad de oxígeno quedaba por debajo de 10 ppm.

En el caso 2 como ya se discutió, la causa está asociada a contenidos de aluminio disuelto en el acero > a 10 ppm, pero como se explica que a valores tan bajos de Al (0.002 y 0.003%), haya precipitación de alúmina, sí el chorro de acero esta bien protegido.

En investigaciones realizadas por varios autores, a la desoxidación con Mn –Si y Al para aceros con relación Mn/Si >3, se plantean las ecuaciones de equilibrio para la formación de todas las inclusiones posibles y se resuelven para encontrar relaciones entre el producto de las actividades de los óxidos en función de la temperatura. Se deducen las ecuaciones relativas a las coexistencias entre rodonita y espesartita y entre espesartita y alumina. De los depósitos de las boquillas se toman muestras y se analiza la composición de los óxidos presentes; de acuerdo a este análisis, las inclusiones pueden ubicarse en los campos de estabilidad de la rodonita, la espesartita o la alúmina. Lo deseable es que estas se sitúen en el campo de estabilidad de la espesartita, si entran en el campo de estabilidad de la alúmina se produce la obstrucción de las boquillas (19).

En función de lo anterior se desprende que cuando el contenido de Al en el acero es mayor de 10 ppm la composición del MnOSiO2Al2O3, se situa en el campo de estabilidad de la alúmina ( ver figura 26).

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En la planta II de ACINDAR se presentó el caso 1, obstrucción de la buza del cucharón . Se hizo una comparación entre la actividad del oxígeno de las coladas con clogging (a) y las coladas normales (b) en función de la temperatura. Se observó que la actividad del oxígeno en el cucharón de las coladas con clogging era menor que la del distribuidor y se ubicaban en el campo de estabilidad de la alumina ( figura 26). La actividad de oxígeno en las coladas normales se situaban en el campo de la estabilidad de la espesartita tanto en el cucharón como en el distribuidor.

Este mismo comportamiento se observó en las coladas que presentaron este problema en la acería de Palanquillas de SIDOR.

Figura 26Diagrama de equilibrio acero - inclusiones. (a) Coladas con obstrucción, (b) coladas normales (19) . Page 69


3.3- INFLUENCIA DE LA DESOXIDACIÓN CON ALUMINIO

En este sistema de desoxidación, se presentan todos los tipos de clogging estudiados para los otros casos, con la diferencia que todos están asociados a la deposición de alúmina ó aluminatos de calcio sólidos en la paredes de la buza del cucharón y de las boquillas del distribuidor, lo cual en general obedece a tratamientos con calcio deficientes en los hornos de metalurgia secundaría. Para este tema se hará una breve revisión de la influencia del calcio en la desoxidación y en la modificación de las inclusiones de alúmina.

3.4- INFLUENCIA DEL CALCIO EN LA DESOXIDACIÓN Y LA COLABILIDAD

El calcio es un material altamente reactivo cuando se añade al acero líquido; debido a su alta presión de vapor se volatiliza. Es un poderoso agente desoxidante y desulfurante, pero su función principal en el proceso de fabricación de acero es modificar la morfología de las inclusiones de alúmina.

El punto de fusión del calcio (839°C) es menor que el del hierro (1535°C) y tiene una alta presión de vapor a las temperaturas de tratamiento del acero, por esta razón no se puede añadir en su forma metálica pura, siendo necesario utilizarlo aleado con Al, Si y Fe. Estas aleaciones causan una fuerte energía de enlace mutuo, lo cual cambia notablemente sus propiedades. La presión de vapor del calcio en función de la temperatura, se puede calcular por la siguiente ecuación:

Log PCa = - 8020/T – 1,3 log T (42)

De esta ecuación se obtiene que la presión de vapor a 1500, 1600 y 1650°C es igual a 1,05,

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1,81 y 2,32 atm respectivamente, de allí su alta volatilidad. Por lo anteriormente expuesto este material se utiliza encapsulado en alambre y se tiene que añadir en el acero líquido a una determinada velocidad (>200 m/min), para que el alambre alcance sin fundirse, una profundidad tal que la presión ferrostática suprima la vaporización del calcio. Cuando se produce la fusión de la aleación, los glóbulos de Ca líquidos ascienden hacia la superficie reaccionando en el acero; sí queda calcio sin reaccionar se forma una burbuja de vapor, la cual asciende rápidamente produciendo una reacción de superficie, con una apreciable generación de humos.

El calcio reacciona con el oxígeno de acuerdo a lo siguiente:

[Ca] + [O] = (CaO) (43)

En los aceros calmados al aluminio ( Al ≥ 0,015%) el contenido de oxígeno disuelto es muy bajo (< 7 ppm) por tanto la acción del calcio sobre la desoxidación es “despreciable”; sin embargo se produce la modificación de las inclusiones de alúmina y simultáneamente reacciona con el azufre de acuerdo a lo siguiente (20):

3[Ca] + (Al2O3) = 2[Al] + 3(CaO) (44)

[Ca] + [S] = (CaO) (45)

Sumando las reacciones (44) y (45) y reordenando se obtiene:

2[Al] + 3(CaO) + 3[S] = (Al2O3) + 3(CaS) (46)

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En el sistema de equilibrio binario CaO – Al2O3 (figura 27) se observa que el punto de fusión de los aluminatos de calcio disminuye con el incremento de CaO. El aluminato de calcio es totalmente líquido a las temperaturas de operación a un contenido de CaO entre 45 y 55%. La temperatura mínima de fusión es de aproximadamente 1400°C, por lo que está presente en forma líquida hasta o casi después que el acero solidifica, evitándose de esta manera la obstrucción de las boquillas ( clogging) por deposición de alúmina pura.

Figura 27 Diagrama binario de equilibrio CaO - Al2O3 (21) .

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La mala colabilidad en los aceros calmados al aluminio, esta relacionada directamente al tratamiento con calcio, siendo las causas del problema las siguientes:

1- Actividad de oxígeno muy alta (> 10 ppm), en este caso el calcio actúa como desoxidante y la acción sobre la modificación de las inclusiones de alúmina es muy baja., En general se manifiesta por una alta caída del contenido de calcio (>8ppm) , entre el análisis de salida del horno cuchara y el del distribuidor; si además el contenido de calcio final en distribuidor es < 14 ppm hay deposición de alúmina en las boquillas. Típico de coladas con pase de escoria del horno fusión al cucharón.

2- El contenido de azufre debe ser menor de 0,010%, para minimizar la formación de CaS. Los sulfuros de calcio son sólidos a las temperaturas de vaciado y resulta en un clogging similar a los causados por alúmina.

3- Deficiente adición de calcio. Si las inclusiones quedan parcialmente líquidas por poca cantidad de CaO, se forma un oxido de calcio de alto punto de fusión (CaO.6Al2O3), el cual es tan perjudicial como la alúmina pura.

4- Excesiva adición de calcio. Si el contenido de calcio es mayor de 30ppm, se promueve la formación de CaS produciéndose la mala colabilidad.

En función de lo anterior cada acería de acuerdo a su proceso de fabricación, debe determinar el rango de calcio en el cual todas las inclusiones de alúmina son transformadas a aluminatos líquidos y no hay sulfuros sólidos. Este rango se define como la ventana optima de colabilidad. Esta “ventana” generalmente se sitúa entre 18 y 25 ppm de calcio.

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3.5- INTERACCIÓN DEL MATERIAL REFRACTARIO CON EL ACERO Y SU INFLUENCIA EN LA COLABILIDAD.

En principio la función del material refractario, era mantener las pérdidas de temperatura del acero durante su tiempo de residencia en el cucharón, tan bajas como era posible. Con el desarrollo de la metalurgia secundaria, el cucharón ha alcanzado una mayor importancia como reactor metalúrgico. Con esta tecnología se inició también el uso de escorias especiales sintéticas, por lo que el material refractario requerido, debía resistir un elevado ataque químico y térmico en la zona de escoria.

La mayoría de los cucharones utilizados en la fabricación de acero, tienen una línea de escoria compuesta por ladrillos magnesita carbono ( % C entre 8 y 15%); el uso del carbono es por las propiedades de este, para reducir el ángulo de mojabilidad de las escorias y minimizar el desgaste por ataque químico.

En las inclusiones presentes en aceros calmados al aluminio tratados con calcio, se ha encontrado en los análisis, la presencia de magnesio (Mg) en los aluminatos de calcio . Esta cantidad variable de MgO en las inclusiones modifica el punto de fusión del aluminato y puede dar origen a obstrucciones de las boquillas afectando la colabilidad. La presencia de partículas de MgO en el acero, obedece en gran parte a la erosión del refractario de la línea de escoria; estas colisionan con los cluster de Al2O3 y forman MgO.Al2O3 ( espinelas). Este mecanismo se explica por la siguiente reacción (22):

(MgO) + (Al2O3) = (MgO.Al2O3)s (47)

Otro mecanismo para la formación de espinelas, se debe a que el aluminio puede reducir al magnesio de la línea de escoria, lo cual esta dado por: Page 74


4[Mg] + 2[Al] = (MgO.Al2O3)s + 3{Mg}g (48)

En los hornos de desgasificado al vacío se pueden presentar dos tipos más de mecanismos, para la reducción del Mg del refractario por la formación de vapor de Mg.

{Mg} + 4/3(Al2O3) = (MgO.Al2O3) + 2/3[Al] (49)

En esta reacción el Mg se define como gaseoso, porque su punto de ebullición es 1120°C y es parcialmente soluble en el acero. En la literatura se indica que la solubilidad del Mg en el acero es de 0.03 a 0.066% a 1600°C y una atmósfera de presión (21).

También es posible que en este proceso se forme la espinela, por la acción simultanea de la desoxidación con el Al y el Mg disuelto en forma de vapor.

2[Al] + 4[O] + {Mg} = (MgO.Al2O3) (50)

El Mg también puede ser reducido por el carbono del mismo ladrillo de la línea de escoria, de acuerdo a la siguiente reacción:

(MgO) + [C]s = {Mg} + {CO} (51)

En todos los casos lo importante a conocer, es que el tratamiento con calcio es mucho menos efectivo para modificar las inclusiones de espinelas que para modificar las de alúmina pura, por tal razón estas pueden estar sólidas a las temperaturas de vaciado y dar origen a las obstrucciones de las boquillas. En las macroinclusiones analizadas de muestras de Planchones y de Palanquillas, se encontró que estas espinelas eran de Al2O3.CaO.MgO y tenían a su alrededor un anillo de sulfuro de calcio (CaS) (23).

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EL clogging por la formación de espinelas se presenta en la mayoría de los casos en aceros altamente desoxidados. En la figura 28 se observa que a medida que se incrementa el contenido de Al en el acero, es mayor la posibilidad de reducción del Mg del refractario favoreciéndose la formación de la espinela (reacción 49).

Figura 28Influencia del contenido de Al sobre la formación de

espinela y alumina (24).

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Como el clogging por espinela esta asociado a una muy baja actividad de oxígeno en el acero, una posible solución a este problema es aumentar el nivel de oxidación del baño metálico.. En la figura 29 se muestra la influencia del contenido de FeO + MnO en la escoria sobre la presencia de Mg en las inclusiones. Se observa que al aumentar el nivel de oxidación de la escoria (FeO + MnO), se reduce el contenido de Mg en las inclusiones.

Figura 29Influencia del contenido de FeO+MnO en la escoria sobre el contenido de Mg en las inclusiones (25).

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3.6- LA REOXIDACIÓN DEL ACERO Y SU INFLUENCIA EN LA COLABILIDAD.

La fabricación del acero es un proceso de oxidación y reducción, cuando el acero líquido es vaciado en los moldes de las maquinas de colada continua, su estado de oxidación es muy bajo (< 35 ppm) por tanto la tendencia a volver a su estado natural en forma de oxido es muy grande ( estado de equilibrio). En vista de lo anterior, es necesario evitar el contacto del chorro de acero líquido con el oxígeno del aire para evitar la reoxidación. Los productos de la reoxidación son similares a los de la desoxidación y pueden ser líquidos ó sólidos a las temperaturas de vaciado.

En los aceros calmados al aluminio, el chorro de acero líquido es protegido del contacto con el aire, utilizando materiales cerámicos (buza) con recirculación de un gas inerte ( argón ó nitrógeno) a todos los niveles (cucharón - distribuidor – distribuidor molde). Sí hay deficiencias en la protección, se produce atrape de oxígeno en las boquillas, el cual reacciona con el aluminio y se forman inclusiones de alúmina, que se depositan en las paredes afectando gravemente la colabilidad. Este tipo de reoxidación se puede determinar, monitoreando el contenido de N en el distribuidor, sí la diferencia entre el análisis de N de salida del horno cuchara y la muestra del distribuidor, es mayor a 7 ppm (Pick up), existe una reoxidación importante y se forman macroinclusiones que afectan la colabilidad y la calidad interna del acero.

En los aceros calmados al silicio (Si – Mn), el vaciado en las maquinas de colada se hace a “chorro abierto”, por tanto el acero esta en contacto con el oxígeno atmosférico y se produce la reoxidación. En este caso no se ve afectada la colabilidad sí la relación Mn/Si es mayor a 3, dado que también los productos de la reoxidación son silicatos de manganeso que están

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líquidos a las temperaturas de vaciado; sin embargo estos silicatos afectan la calidad interna del acero dado que en el distribuidor no hay suficiente tiempo para su flotación y quedan atrapados, esta condición se agrava mucho más cuando la altura del acero en el distribuidor es menor de 600 mm.

En los aceros calmados al Si – Mn y Al (<0,003%) es necesario realizar la protección del chorro de acero, tanto del cucharón al distribuidor como del distribuidor al molde para evitar la reoxidación del Al y la formación de alúmina ya mencionada. En los grados de acero destinados a la fabricación de alambrón, la presencia de silicatos y óxidos debe ser la mínima posible ( tamaño <3 según la norma ASTM E45 ).

Además del oxígeno atmosférico, puede haber reoxidación por reacción química del acero con el refractario del distribuidor y de las boquillas afectando la colabilidad. Este tipo de clogging se atribuye a la reacción del Al en el acero y el oxígeno del refractario; este oxígeno proviene del monoxido de carbono (CO), cuando el carbono en el refractario reacciona con los aglutinantes e impurezas presentes del mismo ladrillo ó hay una descomposición de la sílice de la escoria. La formación de alúmina en este caso esta dada por la siguiente reacción (26):

4[Al] + 3(SiO2) = 2(Al2O3) + 3[Si] (52)

Sí se observa un incremento del contenido de silicio el análisis de la muestra del distribuidor, es un indicativo claro de que esta reoxidación esta ocurriendo.

También puede haber reoxidación del Al, por la presencia de FeO y MnO de la escoria del distribuidor.

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4- LIMPIEZA DE LOS ACEROS.

Los requerimientos en las propiedades mecánicas y composición química de los aceros, son cada día mas exigentes, además los temas relacionados con los costos, consumo de energía y protección ambiental son también de gran influencia, por tanto la limpieza de los aceros es un tema de vital importancia.

La limpieza del acero depende de la cantidad, tamaño, morfología y distribución de las inclusiones no metálicas (óxidos, sulfuros, etc), pero además requiere del control de azufre, fósforo, bajo nivel de gases (N,H) y minimizar la presencia de “impurezas” metálicas como As, Sn, Sb, Se, Zr, Cu, Zn, Pb, Cd, Te y Bi. Las impurezas pueden causar segregación íntergranular propiciando la formación de grietas, precipitados y otros problemas, los cuales en general son causales de escamas en el producto final. La limpieza del acero esta directamente relacionada con las prácticas utilizadas para su elaboración; esto incluye las rutas de proceso (alto horno, convertidores, hornos eléctricos, hornos cuchara, desgasificadores y tipos de maquinas de colada), la cantidad y tipo de desoxidantes utilizados, los mecanismos y gases de agitación, los sistemas de protección de chorro, la geometría del distribuidor y de los aceites y polvos de colada.

Todos los aceros contienen inclusiones no metálicas en mayor o menor grado, las cuales actúan como concentradores de esfuerzos localizados, propiciando la formación de microgrietas, además de servir como medio de propagación de las mismas, afectando las propiedades más importantes como son la ductilidad, resistencia a la tensión, resistencia a la fatiga, creep y tenacidad; promueven el desgarramiento laminar en soldaduras y sirven como medios de absorción y difusión del hidrógeno favoreciendo el agrietamiento (HIC).

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La tarea más critica de los metalurgistas es modificar las inclusiones no metálicas ( cantidad, tamaño, forma y distribución) resultantes en los aceros, de tal manera que las propiedades de las inclusiones sean los más congruente posible con la matriz metálica. Lo cual dependerá del grado de acero y del uso final del producto elaborado.

En la industria, la cantidad de oxígeno total (Ot) es utilizado como referencia para indicar el grado de limpieza del acero; como la cantidad de oxígeno soluble es muy baja, el Ot es una buena medida del número de inclusiones de óxidos presentes en el acero. En los capítulos anteriores se revisó la “formación” de las inclusiones de acuerdo al tipo de desoxidación utilizado y su modificación por la adición de calcio en el acero; se abordara a continuación algunos mecanismos utilizados para su remoción en el acero líquido.

4.1- REMOCION DE INCLUSIONES POR AGITACIÓN DEL ACERO LÍQUIDO.

La agitación en el cucharón del acero líquido por un gas “inerte”, se utiliza por las siguientes razones:

- Homogeneización térmica.

- Homogeneización química.

- Desgasificación del acero.

- Remoción de inclusiones no metálicas.

Los gases normalmente utilizados en el proceso de fabricación de acero son el argón y el nitrógeno, también se pueden utilizar dióxido de carbono (CO2) y monóxido de carbono (CO), sin embargo por razones de seguridad su uso es desechado. Page 81


El argón es el gas normalmente utilizado en la industria siderúrgica, dado que es completamente inerte con el acero, el nitrógeno también se utiliza pero sólo sí la calidad del acero lo permite. El argón es soluble en el acero (380 ppm a 1530°C) y su solubilidad aumenta con la temperatura. El gas de agitación es añadido al acero liquido en el cucharón, por lanzas en la parte superior o tapones porosos en el fondo.

La agitación con argón en los hornos cuchara y en los procesos de refinación como el RH (Ruhrsthal Heraus), desgasificadores al vació (VD, VOD) promueve fuertemente la desgasificación (H,N, O) y el crecimiento y remoción de las inclusiones no metálicas, lo cual es de vital importancia para la obtención de un acero limpio.

Se han estudiado 4 mecanismos para explicar el crecimiento de las inclusiones (27):

- Difusión de oxígeno y aluminio en la superficie de la inclusión

- Difusión por coalescencia.

- Movimiento de colisión de Brown.

- Movimiento de colisión laminar cortante.

La mayor contribución para el crecimiento de las inclusiones, es la colisión por turbulencia, por tanto la practica de agitación debe orientarse a promover estos mecanismos. Algunas reacciones metalúrgicas requieren un fuerte mezclado entre el acero líquido y la escoria (desulfuración), mientras que otras requieren un agitado suave en la interfase metal/escoria manteniendo la capa de escoria sin romperse. Thomas sugiere que al inicio del proceso se realice un agitado fuerte, para promover el mezclado y la colisión de pequeñas inclusiones,

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estas se aglomeran y forman inclusiones grandes y finalmente un agitado suave que recircule lentamente el acero y facilite el ascenso de las inclusiones a la escoria y se minimice la formación de otras inclusiones grandes por colisión (28).

Figura 30Influencia del tiempo de tratamiento sobre el oxígeno total en el acero (28).

En la figura 30 se observa el efecto del tiempo de agitación sobre el contenido de oxígeno total en el acero; sí el tiempo de agitación es muy largo o muy fuerte, se puede producir una reoxidación del acero por el oxígeno del aire, cuando el “ojo” de argón rompe la escoria e incluso puede haber atrape de escoria.

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Figura 31Evolución de la cantidad de inclusiones por mm2 con respecto al tiempo de agitado suave final en horno cuchara (29).

En la figura 31 se observa él efecto de la agitación con argón sobre la remoción de inclusiones. Se nota que a partir de 20 minutos de agitado suave final con argón, el nivel de microinclusiones se mantiene casi constante. ( tiempo de agitado al final del proceso en el horno cuchara). Resultados obtenidos en Ternium Siderar Argentina (29).

.

0

10

20

30

40

50

60

70

0 5 10 15 20 25 30 35 40

Agitado suave final (min)

Mic

roin

clu

sio

nes

/mm

2

Límite grupos 1, 2, 3 y 4 Límite grupo 5

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Figura 32Influencia del oxígeno total en el acero sobre el nivel inclusiones en planchones (28).

En la figura 32 se observa él efecto del incremento del oxígeno total en el acero, sobre el nivel de inclusiones para diversos tratamientos, como se explicó el OT es una medida del grado de limpieza del acero.

.

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Figura 33Influencia del oxígeno total en el acero sobre el nivel de macroinclusiones (28).

Figura 34Influencia del oxígeno total en el acero sobre el defecto escamas en el producto (28).

En la figura 33 se observa él efecto del incremento del oxígeno total, sobre el nivel de las macroinclusiones presentes en el acero y en la figura 34 como influye el OT sobre la presencia del defecto escamas en el producto.

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4.2- EFECTOS DEL PROCESO DE COLADA CONTINUA SOBRE LA LIMPIEZA DEL ACERO.

La reoxidación es la causa principal de la formación de macroinclusiones y como el tiempo de residencia del acero en el distribuidor es muy pequeño, algunas de estas no flotan a la escoria y quedan atrapadas en el acero, afectando fuertemente la limpieza. Las diversas fuentes de reoxidación en el distribuidor ya fueron estudiadas; sin embargo es posible en esta etapa tomar algunas acciones para favorecer la remoción de las inclusiones, las cuales tienen que ver con la profundidad y capacidad del distribuidor, control de los sistemas de protección de chorro, los cambios de colada ( secuencias) y cambios de boquillas, tipo de refractarios utilizados, polvos de colada, gas de agitación y control del flujo de acero en el molde.

4.2.1- CONTROL DE LOS SISTEMAS DE PROTECCIÓN DE CHORRO.

La reoxidación por el oxígeno atmosférico, como se indicó en el punto 2.2.5, se puede determinar monitoreando el contenido de nitrógeno en el distribuidor; la diferencia entre el contenido de N de salida del horno cuchara y el análisis de distribuidor (Pick Up), es un indicador de aire atrapado en el proceso de colada; el oxígeno reacciona con el Al, formando macroinclusiones de Alúmina o aluminatos.

En la figura 35 se observa el efecto del Pick Up de N, sobre el contenido de oxígeno total en el distribuidor, al aumentar el Pick Up de N aumenta el OT. En la figura 36 se puede observar que un incremento en el Pick Up de N en el distribuidor, afecta directamente la calidad del producto. En función de lo anterior es de vital importancia, asegurar la debida protección del chorro de acero del cucharón al distribuidor y del distribuidor a los moldes.

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Figura 35Influencia del Pick Up de N en el distribuidor sobre el oxígeno total en el acero (28).

Figura 36influencia del Pick Up de N en el distribuidor sobre la calidad del el producto (28).

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4.2.2- PROFUNDIDAD Y CAPACIDAD DEL DISTRIBUIDOR.

Los distribuidores con “buena” profundidad y gran capacidad, incrementan el tiempo de residencia del acero líquido y de las inclusiones presentes, permitiendo mejorar su flotación a la escoria. A más altura del acero en el distribuidor se disminuye la formación de vórtices y permite más tiempo para los cambios de cuchara, reduciendo la posibilidad de pase de escoria a los moldes por bajo nivel de acero (30).

En la figura 37 se observa el efecto de la profundidad del acero en el distribuidor sobre la cantidad de inclusiones. A medida que se incrementa la altura del acero en el distribuidor se reduce de manera significativa la presencia de inclusiones en el molde.

Figura 37Efecto de la profundidad del acero en el distribuidor sobre el número de inclusiones en el molde (30). Page 89


En la figura 38, se observa que a medida que aumenta el tiempo de residencia del acero en el distribuidor, se favorece la flotación de las macroinclusiones, lo cual mejora considerablemente la limpieza del acero. El tiempo de residencia está directamente relacionado con la altura del acero en el distribuidor ( figura 37).

Figura 38Efecto del tiempo de residencia del acero en el distribuidor sobre el tamaño de las inclusiones (31).

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4.2.3- ARRANQUE DE MAQUINAS Y CAMBIOS DE COLADAS.

Los inicios de secuencia, los cambios de colada y los cambios de boquillas en las máquinas de colada, son responsables de una gran cantidad de defectos en los semielaborados. En las coladas de inicio en las maquinas, hay atrape de oxígeno y escoria debido a la turbulencia que se produce, al primer contacto del chorro de acero con el refractario del distribuidor. En estos casos, el contenido de oxígeno total generalmente es 2 veces mayor que en las coladas secuenciales. En estas coladas, se recomienda alcanzar un 50% de la altura máxima de colada antes de abrir las líneas para evitar los vórtices y promover la flotación de las inclusiones, para los cambios de colada subsiguientes se recomienda un nivel de acero más alto en el distribuidor. En los cambios de colada, se produce la turbulencia propia del chorro de acero con la escoria del distribuidor, lo cual puede arrastrar inclusiones a los moldes afectando la calidad interna del semielaborado.

Los cambios de boquillas que se realizan en el distribuidor, pueden generar atrape de polvo de colada en los moldes afectando también la limpieza del acero.

4.2.4- POLVOS DE COLADA

Los polvos de colada utilizados en el proceso de colada continua cumplen diversas funciones, siendo las más importantes las siguientes:

- Evitar la reoxidación del acero por atrape de oxígeno del aire atmosférico.

- Minimizar las pérdidas de calor

- Capacidad para absorber inclusionesPage 91


- Proveer la lubricación necesaria entre las paredes del molde y el acero.

Para cumplir con estas funciones el polvo debe tener las siguientes propiedades: Baja viscosidad, baja temperatura de líquidus (respecto al acero), la velocidad de fusión del polvo debe estar acorde con la velocidad de colada de la maquina.

La calidad del polvo utilizado varía en función del grado de acero, por tanto el “diseño” del polvo es de vital importancia; por ejemplo para los aceros de bajo carbono calmados al aluminio, se requiere un polvo que pueda absorber las inclusiones de alúmina sin tener efectos adversos sobre la viscosidad. Una baja viscosidad del polvo aporta suficiente lubricación a altas velocidades de colada. Los polvos de colada al fundirse, forman una escoria líquida que penetra el “gap” de aire lubricando las paredes del molde, pero cualquier evento en el proceso de colada ( fallas de oscilación, cambios bruscos de velocidad, cambios de boquilla , etc) pueden originar el atrape de esta escoria en el acero, afectando severamente la calidad interna del semielaborado. El defecto “escamas” en el producto laminado en gran parte esta relacionado con este tipo de atrapes.

4.2.5- AGITACIÓN CON GAS INERTE EN EL DISTRIBUIDOR

La inyección de un gas “inerte” por el fondo del distribuidor en las maquinas de colada continua, promueve la colisión y remoción de las inclusiones no metálicas, mejorando la limpieza del acero. El problema con esta tecnología, es que cualquier burbuja de gas en su movimiento dentro del distribuidor, por efecto capilar puede arrastrar inclusiones hacia el molde, afectando la calidad interna del semielaborado. En el capitulo referente a los elementos de la maquina de colada, se ampliará la discusión sobre este tema.

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4.2.6- CONTROL DEL FLUJO DE ACERO EN EL DISTRIBUIDOR.

El patrón de flujo en el distribuidor debe ser diseñado para aumentar el tiempo de residencia del acero líquido, evitar “cortocircuitos” y promover la remoción de las inclusiones no metálicas. El flujo de acero en el distribuidor es controlado por la geometría, nivel y diseño de los dispositivos dispuestos para tal fin (Amortiguadores de impacto, represas, bafles y filtros); el efecto combinado de estos dispositivos son muy positivos para reducir las turbulencias y remover las inclusiones en el arranque de las maquinas y en los cambios de colada subsiguientes.

4.2.7- APERTURA NO “ESPONTANEA” DE LA BOQUILLA DEL CUCHARÓN

En el proceso de colada continua, cuando no se tiene una apertura libre de la boquilla del cucharón, se tiene que utilizar oxígeno por lanzas para poder abrirlo, para lo cual es necesario quitar la protección con gas inerte (buza), produciéndose una fuerte reoxidación por el oxígeno añadido para abrir el cucharón y por el contacto del chorro de acero con el oxígeno del aire, afectando la limpieza del acero. Adicionalmente cuando se hace esta operación, el nivel de acero en el distribuidor empieza a bajar y sí la apertura se tarda demasiado, puede pasar escoria a los moldes originando una rotura catastrófica en las líneas afectadas.

En la figura 39 se muestra que en las coladas que no tienen apertura libre, el contenido de oxígeno total (OT), es 10 ppm más alto comparado con las de apertura libre.

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La apertura de la boquilla del cucharón utilizando lanzas de oxigeno, es una operación de alto riesgo para la seguridad de los operarios, por lo que es de vital importancia, cumplir con las prácticas de adición de arena refractaria en las boquillas de los cucharones y controlar los tiempos de tratamiento de las coladas en los procesos previos al vaciado.

Figura 39Contenidos de oxígeno total (OT) vs tipo de apertura del cucharón (30).

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5- DIAGRAMA HIERRO - CARBONO.

El hierro es un elemento que posee las siguientes características:

Numero Atómico = 26

Peso Atómico = 55,877 g/mol

Densidad = 7,870 g/cm3 a 20°C.

Punto de Fusión = 1536 +/- 2°C ( se reporta hasta 1539°C)

Punto de Ebullición = 2750°C.

El hierro tiene 3 formas alotrópicas:

Hierro Alfa (Feα): Tiene estructura cúbica centrada en el cuerpo, “existe” hasta los 910°C, siendo ferromagnético hasta 768°C, temperatura a la cual pierde su propiedades magnéticas (ver figura 40 ) . El hiero alfa se denomina “ferrita”.

Hierro Gamma (Feγ): Tiene estructura cúbica centrada en las caras, “existe” en el rango de temperaturas de 910 hasta 1400°C ( ver figura 41). El hiero gamma se denomina “austenita”

Hierro Delta (Feδ): Tiene estructura cúbica centrada en el cuerpo, “existe por encima de los 1400°C ( ver figura 40). El hierro delta se denomina “ferrita delta” (32).

El carbono tiene las siguientes características:

Número Atómico = 6

Peso Atómico = 12,01 g/mol Page 95


Figura 40Estructura cristalina cúbica centrada en el cuerpo (ferrita α, ferrita δ )

Figura 41Estructura cristalina cúbica centrada en las caras. ( austenita γ)

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Punto de Fusión = 3500°C

La densidad es variable de acuerdo a su estructura cristalina, sí es hexagonal (grafito) es 2,25 g/cm3, sí es cúbico (diamante) es 3,51 g/cm3 y sí es amorfo 2,0 g/cm3.

El carbono tiene 5 formas alotrópicas ( amorfo, grafito, diamante, fulerenos, nanotubos y carbinos), e incluso se ha determinado recientemente una nueva forma que es la nanoespuma. El grafito tiene exactamente los mismos átomos que el el diamante, pero por estar dispuestos en forma diferente, su textura, fuerza y color son diferentes. El amorfo no tiene estructura cristalina definida (hollín), son pequeños cristales irregulares.

Dentro de las variedades de carbono, está el coque metalúrgico el cual es producto de la destilación destructiva o pirolisis de carbones minerales como las hullas ( carbones bituminosos); para su fabricación se utilizan diferentes carbones, se calientan entre 1000 a 1200°C en ausencia de oxígeno.

Cuando al hierro se le añade carbono, se producen las siguientes reacciones isotérmicas (32):

A 1493°C se produce la reacción peritéctica:

L (0,50%C) + δ (0,10%C) = γ (0,16%C).

A 1130°C se produce la reacción eutéctica:

L (4,3%C) = γ (2,0%C) + Fe3C ( 6,67%C).

A 723 °C se produce la reacción eutectoide:

γ (0,80%C) = α (0,0025%C) + Fe3C (6,67%C)Page 97


Estas reacciones isotérmicas, producen un diagrama de equilibrio de fases expandido en la fase gamma (γ), que se conoce como el diagrama de equilibrio hierrocarbono (ver figura 42).

Las aleaciones hierro – carbono que se producen son de dos tipos.

- Cuando estas contienen carbono libre en forma de grafito, se forma el diagrama estable hierro – grafito. Este diagrama se presenta en la figura 42 en líneas discontinuas.

- Cuando el carbono esta combinado bajo la forma de un compuesto intermetálico de carburo de hierro (Fe3C), denominado cementita, constituye el diagrama metaestable hierro – Fe3C y se representa en la figura 42 en líneas continuas.

Las relaciones entre los tamaños atómicos entre el hierro y el carbono es de 0,62, por tanto se forman soluciones sólidas intersticiales que son las 3 fases polimórficas (alfa, gamma y delta).

Las aleaciones que contienen hasta un máximo de 2,0% de carbono, se denominan aceros, los cuales se clasifican en aceros hipoeutectoides los que contienen hasta 0,80% de C, aceros hipereutectoides los que contienen entre 0,80 y 2,0%C y aceros eutectoides los que contienen exactamente 0,80% de carbono. Las aleaciones que contiene entre 2,0 y 6,67% de carbono se denominan fundiciones (31).

En el diagrama de equilibrio ( ver figura 42) además de las transformaciones polimórficas, están indicadas una serie de temperaturas que son importantes en la solidificación y tratamiento térmico posterior de los aceros. Su conocimiento permite una mejor comprensión de este sistema de equilibrio, estas se describen a continuación (33):

El punto A corresponde al punto de fusión del hierro puro 1536°C.Page 98


El punto B representa el máximo porcentaje de carbono hasta el cual ocurre la reacción peritéctica (0,50 %) a una temperatura de 1493°C.

El punto C, es el punto invariante donde ocurre la reacción eutéctica (eutéctico), con un contenido de carbono de 4,3% y a una temperatura de 1130°C. Este eutéctico se denomina Ledeburita y contiene 4,3% de C y 64,5% de Fe3C.

El punto D, es el punto de fusión de la cementita pura, con un contenido de carbono de 6,67% a una temperatura de 1227°C.

El punto E indica la máxima solubilidad del carbono en el hierro gamma (2,0%) a una temperatura de 1130°C.

El punto F, indica el % máximo de carbono hasta el cual ocurre la reacción eutéctica, contiene 6,67% de C a 1130°C. En las aleaciones de Fe - C con un % de C > 6,67, el carbono está en forma de grafito.

El punto G, corresponde a la transformación alotrópica del hierro puro γ a hierro puro α durante el enfriamiento, a una temperatura de 912°C.

El punto H, indica la máxima solubilidad del carbono en el hierro delta (0,10%) a una temperatura de 1493°C.

El punto K, señala el fin de la reacción eutectoide a una temperatura de 723°C y 6,67% de carbono.

El punto M, indica el % de carbono al que se inicia la transformación magnética del hierro α y ferrita α (0,017%) a una temperatura de 768°°C. Page 99


El punto N, indica la transformación alotrópica del hierro puro δ al hierro puro γ durante el enfriamiento a una temperatura de 1400°C.

El punto O, señala el % de carbono hasta el cual se presenta la transformación magnética del hierro α y la ferrita α (0,50) a una temperatura de 768°C.

El punto P, corresponde a la máxima solubilidad del carbono en el hierro α (0,025%) a una temperatura de 723°C.

El punto Q, señala la máxima solubilidad del carbono en el hierro α a temperatura ambiente (0,008%).

El punto S, es el punto invariante donde ocurre la reacción eutectoide, con un contenido de 0,80 % de carbono y una temperatura de723°C (eutectoide).

En el diagrama están indicadas también líneas criticas de temperaturas, que durante el enfriamiento o el calentamiento representan un evento en particular y están designadas con la letra A (32):

A0, es la temperatura de transformación magnética de la cementita, la cual sucede a 210°C.

A1, es la línea de temperatura critica inferior del lado hipoeutectoide, es la mínima temperatura a la cual puede existir el hierro γ bajo condiciones de equilibrio. Del lado hipereutectoide se señala como A1-3 y corresponde a 723°C.

A2, es la temperatura a la cual el hiero α y la ferrita α pierden su magnetismo y corresponde a 768°C.

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A3: Es la línea de transformación reversible de la austenita (γ) a ferrita (α), que varía desde 910 hasta 723°C dependiendo del contenido de carbono en el acero. Esta línea indica durante el enfriamiento, el inicio de la descomposición de la austenita y la precipitación de la ferrita a partir de la austenita. Esta línea expresa que al enfriar la austenita se ve enriquecida en carbono con el descenso de la temperatura..

A4: Es la línea de transformación reversible de la ferrita δ a austenita (γ) la cual varía con el contenido de carbono, se inicia a 1400°C.

Acm: Es una línea de solvus que determina el límite de la máxima solubilidad de carbono en la austenita entre 723 y 1130°C, como función de la temperatura; expresa que a temperaturas mayores a esta línea, la austenita es una solución sólida insaturada y se le conoce como línea de temperatura critica superior del lado hipereutectoide.

El hierro cuando se le añade carbono no solidifica a 1536°C, lo hace en un amplio intervalo de temperaturas en función del contenido de carbono; este intervalo esta delimitado por una temperatura de líquidus y una de sólidus. En el diagrama de equilibrio, la línea de líquidus corresponde a la unión de los puntos ABCD y la línea de sólidus a los puntos AHJECF, para ambas lineas el punto común es el eutéctico (C), donde el hierro líquido pasa directamente a hierro sólido, siendo este punto la mínima temperatura de fusión.

La línea de líquidus ABCD, es de particular importancia para el proceso de colada continua de los aceros.

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Figura 42Diagrama de equilibrio hierro – carbono (34).

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5.1- REACCIÓN PERITECTICA

De todas las reacciones isotérmicas que ocurren durante el enfriamiento del acero, la más importante para el proceso de colada continua es la reacción peritéctica. La designación “peritéctica”, se aplica a los sistemas de aleaciones en los cuales una fase primaria reacciona con un líquido y forma una fase secundaria:

δ + L = γ

La fase secundaria crece alrededor (periferia) de la fase primaria, de aquí que tal fenómeno de cristalización sea llamado peritéctico ( peri – tectic).

Como ya se describió en el diagrama de equilibrio Fe – C, la reacción peritéctica ocurre entre concentraciones de 0,10 a 0,50% de carbono, con un punto de concentración invariante de 0,16% C (peritéctico).

5.1.1- MECANISMOS DE SOLIDIFICACIÓN PERITECTICA

La solidificación peritéctica ocurre a través de 2 mecanismos , La “reacción peritéctica” y la transformación peritéctica. La solidificación se inicia con la reacción peritéctica, en la cual las fases δ, γ y L están en contacto; la fase γ se forma a lo largo de la interfase δ/L y el soluto expulsado difunde a través del líquido hacia la fase δ contribuyendo a la disolución de esta; una vez que toda la interfase δ/L se cubre con la fase γ, la fase primaria δ y el líquido están separadas por la fase γ, entonces el crecimiento de la fase γ continua por la transformación peritéctica (35). En esta transformación la fase γ crece expensas de la fase δ, como resultado de la difusión de soluto hacia la fase δ ( ver figura 43). Por otro lado, bajo ciertas condiciones de enfriamiento es posible que la fase γ crezca directamente del líquido.

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A concentraciones por debajo del punto invariante, la temperatura peritéctica Tp coincide con la temperatura de solidus de equilibrio Ts = 1493 °C; mientras Tp no es muy afectada por la rata de enfriamiento, Ts puede variar sobre un rango amplio. La temperatura de sólidus de no equilibrio Ts es una función de los efectos de la microsegregación (36).

Para determinar la influencia de los elementos microaleantes sobre la concentración de carbono, se ha derivado un “carbono equivalente” para la reacción peritéctica Cp, el cual se estima con los coeficientes de aleación:

Cp = [%C] + 0,04[%Mn] + 0,1[%Ni] + 0,7[%N] – 0,14[%Si] – 0,04[%Cr] – 0,1[%Mo] – 0,24[%Ti]

El factor clave para evaluar las reacciones peritécticas es la fracción de ferrita primaria durante la solidificación, un “potencial de ferrita” FP puede ser definido por la siguiente reacción:

FP = 2,5 ( 0,5 - [%Cp]). (53)

La susceptibilidad al agrietamiento de los aceros peritécticos, está relacionada con el comportamiento mecánico de la capa de acero que solidifica. La resistencia a la tensión y la elongación durante la solidificación, dependen de la fracción de sólido y de la proporción de cada fase. El potencial de ferrita y su efecto sobre el agrietamiento de los semielaborados, se estudiará con más detalle el capitulo sobre fragilidad de los aceros.

En relación al peritéctico ( 0,16% de carbono); los aceros con contenidos entre 0,10 y 0,16% de carbono son llaman hipoperitécticos y los que tienen entre 0,16 y 0,50% de C se denominan hiperperitécticos; Manfred Wolf sostiene que esto es un error y que lo correcto es; hipoperitéctico a los que tienen %C < 0,10 y hiperperitéctico a los que tienen % C> 0,50% (36).

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En relación a lo afirmado por Wolf se ha discutido bastante, en nuestra experiencia los aceros hipoperitécticos los consideramos entre 0,075 y 0,16% de carbono y tanto en la acería de Planchones como en la acería de Palanquillas son más sensibles al agrietamiento que los hiperperitécticos (> 0,16% C).

Figura 43Representación esquemática de la reacción peritéctica (37).

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En la figura 44 se muestra un corte del diagrama hierro – carbono donde ocurre la reacción peritéctica. En los aceros entre 0,10 y 0,16 % de carbono es que se da la transformación peritéctica propiamente dicha. Los aceros entre 0,075 y 0,12% de carbono, son muy sensibles al agrietamiento dada la fuerte contracción y la diferencia de propiedades mecánicas entre las fases que solidifican ( ferrita y austenita).

Figura 44Área del diagrama Fe – C donde ocurre la reacción peritéctica.

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6- INFLUENCIA DE LOS ELEMENTOS DE ALEACIÓN

Los aceros además del hierro y el carbono contienen otros elementos, como Manganeso (Mn), Silicio (Si), Cromo (Cr), Niquel (Ni), Molibdeno (Mo), Estaño (Sn), Aluminio (Al), Boro (B), Titanio (Ti), Vanadio (V), Niobio (Nb), Cobre (Cu), Zirconio (Zr), Calcio (Ca), Plomo (Pb), Nitrógeno (N), Wolfranio (W), Cobalto Co), Antimonio (Sb), Arsenico (As), Fosforo ( P), Azufre (S), Selenio (Se), Hidrógeno (H) y Oxígeno (O). Cada uno de ellos puede tener influencias positivas ó negativas sobre las propiedades mecánicas de los aceros, lo cual se detalla a continuación (33).

Carbono: Es un elemento cuya presencia es imperativa en todos los aceros. Es el elemento endurecedor principal; es decir con cada incremento del contenido de carbono aumenta la dureza, la resistencia de los aceros y la maquinabilidad; pero este incremento afecta la ductilidad y soldabilidad.

Manganeso: Este elemento contribuye significativamente a la dureza y resistencia del acero de la misma manera que el carbono, pero con menos intensidad, de hecho tal incremento depende del contenido de carbono en el acero ( ver figura 45).El Mn esta presente en todos los aceros comerciales y ensancha la región γ, por lo que los aceros que contienen más de 12% de Mn son austeniticos. Este elemento además incrementa la resistencia a la tracción, el límite elástico, la resistencia a la fatiga y a la fluencia lenta, la forjabilidad, la resistencia al desgaste, la resistencia al revenido, la fragilidad del revenido, la tendencia al embastecimiento de grano, la formación de carburos y la dilatación térmica; pero tiene efectos negativos porque disminuye la maquinabilidad, la embutibilidad, las conductividades térmicas y eléctricas y la sensibilidad a la fractura frágil.

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La figura 45, muestra la influencia de diferentes elementos aleantes en el acero (Si, Mo, Mn, Ni y Cr) sobre la dureza. A medida que aumenta el contenido de cada uno de estos elementos en el acero, aumenta su dureza.

Figura 45Influencia de los elementos aleantes sobre la dureza en los aceros (38).

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El Mn: es un enérgico desoxidante como ya se discutió en los capítulos anteriores, tiene menor tendencia a segregarse que el carbono y su acción sobre el azufre para formar MnS, minimiza el contenido de FeS en el acero, que es el causante de la fragilidad en caliente (hot- shortness).

Silicio: Este elemento está presente en todos los aceros comerciales; estrecha la región γ, se disuelve hasta en un 2% en la austenita pura y hasta 18,5% en la ferrita; su solubilidad aumenta con el contenido de carbono. El Si incrementa la resistencia a la tracción, el límite elástico, la dureza, la resistencia al desgaste, la resistencia a la corrosión y a la oxidación en caliente ( formación de cascarilla); pero por otro lado disminuye la resiliencia, la maquinabilidad, la forjabildad, la soldabilidad, las conductividades térmica y eléctrica y la sensibilidad al sobrecalentamiento.

El Si es un enérgico desoxidante; siendo esta una de las principales razones de su utilización en los procesos de fabricación de aceros.

Cromo: Es uno de los aleantes principales en los aceros, tiene solubilidad ilimitada en la ferrita, es un potente estabilizador de carburos y estrecha la región γ (ver figura 46). El Cr incrementa la resistencia a la tracción, el límite elástico, la resistencia mecánica en caliente, la dureza, la templabilidad, la resistencia a la desgaste, la tenacidad, la resistencia al calor, la resistencia a la corrosión y a la oxidación, el magnetismo remanente y las fuerzas coercitivas; en cambio disminuye la resiliencia, la embutibilidad, la soldabilidad por presión y las conductividades térmica y eléctrica.

Este elemento forma los carburos más estables, proporcionado a los aceros de elevado contenido de Cr y C una excepcional resistencia a la abrasión.

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Figura 46Diagrama de equilibrio hierro - cromo (39).

Figura 47Diagrama de equilibrio hierro – niquel (39).

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Níquel: Es uno de los elementos aleantes fundamentales en los aceros, su solubilidad en la austenita es ilimitada y en la ferrita es de un 25% independientemente del contenido de carbono. Ensancha la región γ , por lo que los aceros con 1,5% de carbono y más de 15 % de níquel, son completamente austeniticos; además el Ni desplaza el punto eutectoide a temperaturas más bajas y a menores contenidos de carbono (ver figura 47).

El níquel no forma compuestos en el acero, excepto el NiSi en condiciones excepcionales por tanto permanece en solución sólida en la ferrita, fortaleciéndola y endureciéndola. Cuando el el acero no está tratado térmicamente, el Ni aumenta la resistencia y el límite elástico; en los aceros que sí los son, incrementa la resistencia y la tenacidad. En combinación con el cromo, el Ni hace que los aceros de media aleación tengan mayor elasticidad, templabilidad, resistencia a la fatiga, resistencia a la corrosión y resistencia al impacto que los aceros al carbono normales.

Molibdeno: Este es un aleante en los aceros que forma solución sólida con la ferrita, su solubilidad es de hasta 32% estrechando la región γ, por tanto los aceros con más de 5% de Mo y bajo carbono son ferríticos, además es un potente formador de carburos. El Mo aumenta la resistencia a la tracción, la resistencia mecánica en caliente, la resistencia a la fatiga, el límite elástico, la dureza, la resiliencia, la templabilidad (más que todos los aleantes excepto el Mn), la resistencia al desgaste, la tenacidad, la resistencia al calor y al revenido, el magnetismo remanente, la fuerza coercitiva y la fragilidad en caliente. Es un aleante muy noble y sus efectos negativos son que disminuye la fragilidad de revenido y la soldabilidad.

En los aceros inoxidables el Mo aumenta la pasividad y la resistencia química frente a los ácidos reductores y cloruros, aumentando también sus propiedades mecánicas (40).

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Vanadio: Este elemento estrecha la región γ, se disuelve de manera ilimitada en la ferrita y en la austenita se disuelve según el contenido de carbono; es un potente formador de carburos. Es un gran afinador de grano y su efecto principal en los aceros es que ayuda a controlar el crecimiento de grano durante el tratamiento térmico, permitiendo así mas endurecimiento y el uso de mayores temperaturas de normalizado. El V aumenta la resistencia a la tracción, el límite elástico, la resiliencia, la resistencia al desgaste, las resistencia al calor y la corrosión, el magnetismo remanente y la fuerza coercitiva por otro lado disminuye la embutibilidad, la maquinabilidad, la sensibilidad al envejecimiento, las conductividades térmicas y eléctricas y tiene tendencia a la segregación (40).

Wolfranio o tungsteno: Este aleante estrecha la región γ, estabiliza la ferrita más fuertemente que el Cr, con sólo 6% de W ya no es posible obtener austenita a ninguna temperatura; es un potente formador de carburos como el W2C y el WC, los cuales tiene puntos de fusión extremadamente elevados y son muy duros.

El W aumenta la resistencia a la tracción, el límite elástico, la dureza, la templabilidad, la resistencia al desgaste, la duración de los filos de corte, la resistencia a la fatiga, la fluencia lenta, el magnetismo remanente y la fuerza coercitiva; sin embargo disminuye el alargamiento, la forjabilidad, la maquinabilidad, la resiliencia, la embutibilidad y la sensibilidad al sobrecalentamiento.

El wolfranio aumenta moderadamente la templabilidad, pero en unión con pequeñas cantidades de cromo su incremento es considerable.

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Aluminio: Este elemento estrecha la región γ, se disuelve hasta un 30% en la ferrita y en la austenita hasta 1,1% según el contenido de carbono; los aceros con más de 1% de Al son ferríticos. El aluminio se utiliza principalmente como desoxidante y afinador de grano en los aceros; sin embargo puede incrementar la resistencia mecánica en caliente, la resistencia a la corrosión y a la oxidación; por otro lado reduce el alargamiento, la resistencia al desgaste y a la fatiga, la templabilidad, la maquinabilidad y las conductividades térmica y eléctrica.

El aluminio en el rango de 0,03 a 0,07%, origina una fuerte caída de la ductilidad en caliente, particularmente por debajo de los 900°C; esto se debe a la precipitación preferencial del AlN en los bordes de grano de la austenita, lo cual refina el tamaño de grano austenitico y retarda la recristalización de la austenita. Un contenido de N > 100 ppm y alto Al (> 0,05%) reduce notablemente la ductilidad en caliente.

Boro: Su principal uso en los aceros es incrementar la templabilidad sin afectar la ductilidad. La gran importancia del boro es que en pequeñas cantidades tiene el mismo efecto sobre la templabilidad que otros elementos que son más caros y se tienen que añadir en más alta cantidad, por ejemplo una adición de 30 ppm de B en aceros SAE reemplaza aproximadamente a 1,0% de Ni, 0,5% C, 0,20%Mn, 0,12%V, 0,30% Mo ó 0,4%Cr, obviamente añadiéndose por separado. El boro al igual que el Nb puede afectar la ductilidad en caliente de los aceros.

Niobio: Es un gran refinador de grano y produce un fuerte endurecimiento de los productos laminados, debido a la precipitación de carburos, nitruros ó carbonitruros duros y estables [NbC(N)]. El Nb precipita como NbC6N25 en aceros con alto nitrógeno ó como NbC75 en aceros de bajo N, la velocidad de precipitación es controlada por la difusión del Nb en la austenita.

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El Niobio al igual que el aluminio origina una fuerte caída de la ductilidad en caliente, siendo su efecto más severo a temperaturas entre 800 y 900°C. El Nb cuando se adiciona conjuntamente con el vanadio en los aceros, aumenta la resistencia a la fluencia en un grado mayor al efecto que pueda tener su adición por separado (Ver figura 48).

Titanio: De todos los elementos formadores de nitruros, es el único que favorece a la ductilidad en caliente. El titanio elimina los efectos nocivos del aluminio, porque minimiza la formación de AlN, debido a que hay una combinación preferencial de este con el nitrógeno (TiN) y se forma un precipitado basto menos dañino. Los precipitados de TiN se distribuyen a traves de la matriz y durante el proceso de laminación impiden el crecimiento anormal de los granos de austenita. En los aceros con Ti es particularmente importante el contenido de Nb, dado que estos carburos tienen la misma formula química y pueden disolverse mutuamente formando un solo carburo (Ti - Nb)C. Contenidos de Ti entre 0,01 y 0,05% pueden incrementar el esfuerzo de fluencia de los aceros, debido al endurecimiento por precipitación de Ti(C,N); sin embargo altos niveles de Ti (>0,025%) afectan la tenacidad como se muestra en la figura 49 y afectan también a la soldabilidad.

Cobre: Este elemento se añade en el acero, principalmente para mejorar su resistencia a la corrosión. En las cantidades usuales (0,20 a 0,60%), no afecta significativamente las propiedades mecánicas aunque la templabilidad aumenta. Por otro lado el Cu se oxida en la superficie de los semielaborados durante el calentamiento y la laminación; tal oxido se forma en los limites de granos y causa fragilidad en caliente.

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Figura 48Influencia del Vanadio (V) y el Niobio (Nb) sobre la resistencia de fluencia en los aceros (41).

Figura 49Influencia del Titanio (Ti) sobre la energía de impacto (Tenacidad) en los aceros (42).

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Estaño: En los aceros no se añade Sn, su presencia se debe al uso de chatarra contaminada y queda como residual. El estaño fragiliza los aceros y origina superficies defectuosas en las operaciones de conformado en caliente; en proporciones entre 0,40 y 0,50% reduce la tenacidad y la ductilidad. En combinación con el cobre produce la fragilidad del acero en caliente. El efecto del Cu y el Sn sobre la aparición de grietas en los productos laminados, se estudiara en detalle en el capitulo “Fragilidad de Aceros”.

Plomo: No se utiliza como elemento aleante, puede quedar como residual en los aceros debido a carga de chatarra con elementos de plomo. En general no afecta las propiedades mecánicas de los aceros, pero con contenidos de 0,15 a 0,35% mejora la maquinabilidad.

Los elementos no metálicos que se encuentran el el acero como P, S, Se, As, N, H y O, por lo general empeoran las propiedades de los aceros y se les considera impurezas, excepto en los aceros resulfurados y refosforados como ya se discutio antes. De los gases solo el Nitrógeno puede tener un efecto positivo sobre las propiedades mecánicas en ciertos grados de aceros microaleados.

En resumen se clasifica la influencia de los elementos aleantes de la siguiente manera:

Elementos formadores de carburos: Cr, W, Ti, Nb, V, Mo y Mn.

Elementos grafitizantes: Si, Co, Al y Ni.

Elementos estabilizadores de la austenita: C, Mn, Co, Ni y Cu.

Elementos estabilizadores de la ferrita: Cr, W, Mo, Al, V y Si.

Elementos formadores de nitruros: Ti y Al. Page 116


7- TEMPERATURA DE LIQUIDUS.

El hierro cuando se le añade carbono y otros elementos aleantes para obtener lo que denominamos aceros y fundiciones ya no solidifica a 1536 +/- 2°C, lo hace en un amplio intervalo de temperaturas en función del contenido de carbono; este intervalo esta delimitado por una temperatura de líquidus y una de sólidus. En el diagrama de equilibrío Fe – C ( figura 42), la línea de líquidus corresponde a la unión de los puntos ABCD y la línea de sólidus a los puntos AHJECF, para ambas líneas el punto común es el eutéctico (C), donde el hierro líquido pasa directamente a hierro sólido, siendo este punto la mínima temperatura de fusión.

La línea de líquidus ABCD, establece la temperatura a la cual el acero comienza a solidificar y depende principalmente del contenido de carbono y en menor grado de los elementos aleantes en el acero. Para el proceso de colada continua esta temperatura es muy importante, ya que para que el acero liquido pueda ser vaciado en los moldes, tiene que tener una temperatura mayor a la de líquidus. Todos los elementos presentes en el acero, reducen la temperatura de líquidus en mayor o menor proporción dependiendo de su concentración, en función de lo cual se han determinado experimentalmente y luego industrialmente, formulas matemáticas para su calculo. A continuación algunas de las formulas normalmente utilizadas:

Tliq = 1538 - (81%C + AE) . Donde Ae es el aporte de los elementos alaeantes.

Tliq = 1538 - (81.%C + 5.%Mn + 15.%Si + 35.%P + 40.%S + 3.%Al + 2.%V + 2.%Cr + 3.%Mo + 10.%Sn + 3,5.%Ni + 8.%Nb + 15.%Ti + 2,5.%Cu)

Esta formula es la que utilizamos en nuestras acerías. También se tiene otra formula que es normalmente utilizada en las acerías de productos largos con vaciado a chorro abierto:

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Tliq = 1536 - (90%C + AE) . Donde AE es el aporte de los elementos aleantes.

Tliq = 1536 - (90.%C + 1,7.%Mn + 6,2.%Si + 28.%P + 40.%S + 1,5.%Cr + 4.%Ni + 5.%Cu)

Como información general también se tiene la siguiente formula utilizada por la empresa Danieli.

Tliq = 1536,6 - (Z.%C) - ∑(%Ei x W)

Donde Z= Factor multiplicador para el carbono, %Ei = Contenido de los elementos de aleación, W = Factor multiplicador para los elementos de aleación. El factor Z varía según el rango de carbono establecido en la siguiente tabla (43). C% Z E W

0.06-0.10 89 Si8

0.11 -0.50 88 Mn 5

0.51-0.60 86 P30

0.61-0.70 84 S25

0.71-0.80 83 Cr1.5

0.81-0.90 82 Ni4

Cu 5

Mo 2

V 2

Al 5.1 Page 118


Entonces utilizando la tabla anterior para %C entre 0,06 y 0.10, se tiene que :

Tliq = 1536,6 - (89.%C) - ∑(%Ei x W)

Tliq = 1536,6 - (89.%C) - (8.%Si + 5.%Mn + 30.%P + 25.%S + 1,5.%Cr + 4.%Ni + 5.%Cu + 2.%Mo + 2.%V + 5,1%Al).

La temperatura de lÍquidus corresponde con el inicio de la solidificación de los aceros, pero para el vaciado en los moldes de las maquinas de colada continua, es necesario un sobrecalentamiento (∆T), el cual está generalmente en un rango de 15 a 35°C por encima del valor obtenido para la temperatura de líquidus con las formulas anteriores.

El sobrecalentamiento (∆ T) es un aspecto determinante para el vaciado del acero, pero sí este es muy alto (> 60°C) favorece el crecimiento de la zona columnar durante la solidificación y se reduce la zona central de granos equiaxiales, lo cual favorece la formación de grietas internas, aumenta la severidad de la segregación central, la porosidad central y la formación de óxidos (ver figura 50); por otro lado un alto ∆T favorece la fluidez y mejora por lo tanto el flujo del acero en el molde. En función de lo anterior para elegir un ∆T adecuado, se tiene que establecer una relación de compromiso entre la fluidez del acero y la calidad interna de los semielaborados,. En general el ∆T debe ser lo más bajo posible sin que afecte la colabilidad del acero.

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La figura 50 muestra como se reduce el tamaño de la zona equiaxial con el incremento del sobrecalentamiento (∆T). Analisis realizado a palanquillas de 250 x 300 mm para un acero con %C> 0,45, sin agitación electromagnética.

Figura 50Efecto del sobrecalentamiento ∆T sobre la formación de la zona equiaxial sin agitación electromagnetica (44).

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8- DESGASIFICACIÓN AL VACÍO DE LOS ACEROS.

Los gases presentes en el acero, oxígeno, hidrógeno y nitrógeno (O, H, N) en general afectan sus propiedades mecánicas, excepto el N para algunas aplicaciones especiales (aceros microaleados) en consecuencia es necesario reducir su presencia al mínimo posible, para lograr este objetivo se utiliza la tecnología de desgasificado al vacío.

El desgasificado al vacío de los aceros, comenzó a realizarse en Alemania Occidental a mediados de 1951, e inicialmente su objetivo era eliminar el hidrógeno en los aceros para grandes piezas de forja, dado el efecto de este gas sobre la pérdida de tenacidad y la rotura catastrófica de las piezas; pero con el tiempo se observó que favorecía también a la eliminación de inclusiones y la descarburación, obteniéndose aceros de muy bajo contenido de carbono (< 0,03%) y de excelente calidad interna (11).

Los métodos de desgasificación al vació, utilizan la reacción de desoxidación del carbono disuelto en el acero líquido:

[C] + [O] = {CO}

En el tratamiento al vacío del acero líquido, disminuye la presión parcial del monóxido de carbono (CO), lo cual modifica el equilibrio de la reacción de oxidación del carbono (ver figura 51). Las burbujas de monóxido de carbono que se forman en el acero líquido flotan hacia arriba y luego son removidas por el sistema de vacío. Además de esta desoxidación, el tratamiento al vació favorece la remoción del hidrógeno disuelto en el acero como ya se comentó. El H difunde dentro de las burbujas de CO y luego es removido por el efecto de las bombas de vacío. El movimiento del acero líquido originado por las burbujas de CO resulta en

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una refinación del acero, dado que las inclusiones no metálicas se aglomeran, flotan hacia arriba y son absorbidas por la escoria. Las burbujas de CO también favorecen el proceso de flotación y remoción de inclusiones de nitruros y el nitrógeno gaseoso.

Figura 51Curvas de equilibrio para la relación carbono - oxígeno en función de la presión de trabajo (11).

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8.1- VENTAJAS DEL DESGASIFICADO AL VACÍO DE LOS ACEROS

Las principales ventajas el proceso de desgasificación al vació son las siguientes (11):

Reducción del contenido de hidrógeno de 50 al 70% (< 2,0 ppm).

Reducción del contenido de oxígeno mayor al 40% en los aceros calmados.

Reducción del contenido de nitrógeno de 25 al 30%, dependiendo de la presión de trabajo.

Se minimiza el tamaño y la cantidad de las inclusiones no metálicas. La reducción en la cantidad puede variar entre 20 al 70%. Durante el desgasificado no se forman inclusiones sólidas de MnO, SiO2 y Al2O3.

Se obtiene un rendimiento de las ferroaleaciones mayor al 95%, debido al bajo contenido de oxígeno, obteniéndose una alta precisión en las especificaciones deseadas para cada elemento.

Al reducirse el tamaño y cantidad de las inclusiones no metálicas, se mejora la tenacidad, ductilidad y resistencia a la fatiga de los aceros.

Se reduce la segregación en los lingotes, tanto negativa (A) como positiva (V).

Disminución de la susceptibilidad de los aceros martensíticos a quebraduras, producto de los cambios bruscos de temperatura.

Eliminación parcial por evaporización de elementos tales como As, Sb, Sn, Cu y Pb, algunos de estos aún en muy pequeñas concentraciones, tienen un efecto fuertemente nocivo sobre las propiedades mecánicas de los aceros.

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Motivado a la agitación del acero durante el desgasificado, se reduce el contenido de azufre y se obtiene una excelente homogeneización química y térmica de las coladas.

8.2- METODOS MAS IMPORTANTES DE DESGASIFICADO AL VACIÓ.

Desgasificación estática en cuchara (Vacuum Degassing, VD)

Es el sistema más sencillo y el primero que se empezó a utilizar. La cuchara con acero líquido se introduce en una cámara al vacío (~ 30 torr), durante el tratamiento se le suministra argón por tapones porosos. La cámara o tanque posee en la tapa, una tolva con cierre al vacío para la adición de ferroaleaciones y fundentes formadores de escoria. La reacción [C] + [O] = {CO} origina la agitación del acero, la cual se intensifica con la inyección de argón, esta ebullición puede elevar el nivel de acero entre 30 y 40 cm, por tanto las cuchara utilizadas deben tener un borde libre mayor a 80 cm, para evitar el derrame de acero y escoria ( ver figura 52)

Beneficios del VD

- Remoción de Hidrógeno.

- Eliminación de oxígeno.

- Promueve a una profunda desulfuración.

- Ligera decarburización.

- Adición precisa de ferroaleaciones ( homogeneización química )

- Remoción de inclusiones no metálicas. Page 124


En la figura 52 se muestra un dibujo de un VD. Estos equipos tiene un bajo costo de instalación, pero durante el tratamiento se pierde una cantidad significante de temperatura y se tiene un fuerte desgaste del revestimiento refractario.

Figura 52Dibujo esquemático de una unidad estática de desgasificado al vacío VD (45).

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Desgasificación con descarburización (Vacuum Oxigen Decarburization, VOD)

Este método fue desarrollado por Edelstahlwerk Witten en colaboración con la empresa Republic Steel; es igual al V.D, sólo que la cámara de vacío ( tanque) es equipada con una lanza vertical refrigerada con agua, para el insuflado de oxígeno en la superficie del acero líquido (ver figura 53). Se utiliza ampliamente en la fabricación de aceros inoxidables; el oxígeno es consumido principalmente por la reacción [C] + [O] = {CO} en lugar de la oxidación del cromo, que es el principal componente de estos aceros, esto permite descarburar el acero con la menor pérdida de cromo.

Las reacciones de oxidación tienen el efecto de calentar el acero, por tanto se puede alcanzar la temperatura requerida para el envío a las maquinas de colada, sin utilizar fuentes de energía adicionales. Después de la descarburización se pueden añadir desoxidantes para remover el exceso de oxígeno sí es necesario, luego se añade una escoria desulfurante en la superficie del acero líquido; la agitación del metal y la escoria causada por la inyección de argón origina una profunda desulfuración del acero.

Los beneficios de este método son similares al VD, pero además permite una buena descarburación del acero y un control eficiente de la temperatura, requisitos para la fabricación de aceros inoxidables y de ultra bajo carbono. La cuchara al igual que el V.D necesitan un borde libre mayor a 80 cm para evitar los derrames y es alto también el consumo de refractarios (11).

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La instalación del VOD es de relativamente bajo costo. En la fabricación de aceros inoxidables aunque la oxidación del cromo es mínima, se puede recuperar en más de un 98%, utilizando una escoria reductora.

Existe otra tipo de desgasificador denominado VAD (Vacuum Arc degassing), el cual es una combinación de un L.F con un VD y permite calentar el acero durante el vacío; pero su instalación es de alto costo y su mantenimiento muy complejo.

Figura 53Dibujo esquemático de un desgasificador VOD (45).

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Desgasificación por elevación y recirculación (Ruhrstahl AG – Heraus, RH).

Es uno de los procesos más utilizados, fue desarrollado por la acería Ruhrstahl AG conjuntamente con la empresa fabricante de equipos de vacío Heraus. El desgasificado por recirculación, utiliza una cámara de vacío que tiene 2 tubos de aspiración (snorkels) que se sumergen a la vez en el acero, uno de los tubos es equipado con tuberías para inyectar argón a través del revestimiento refractario. El metal líquido llena la cámara de los tubos a un nivel determinado por la presión atmosférica (4,2 pies/1,3m), luego las burbujas de argón inyectado en uno de los tubos flotan hacia arriba y por efecto del vació se produce un movimiento ascendente del acero por este tubo, que luego desciende por el otro tubo, generando la recirculación del acero (ver figura 54). Esta recirculación puede alcanzar velocidades de 150 a 200t/min, lo cual promueve la descarburación, la desoxidación y la remoción de hidrógeno, nitrógeno y azufre.

Las cámaras de vacío están equipadas con tolvas para la adición de ferroaleaciones y fundentes formadores de escoria. Este método no necesita un borde libre tan alto, pero la pérdida de temperatura puede ser importante. Es un proceso muy rápido y la ausencia de gas inyectado por el fondo de la cuchara, permite alcanzar presiones de tratamiento mucho más bajas que en los desgasificadores de tanque (VD/VOD), lo que favorece la desgasificación.

Los beneficios superan a los desgasificadores de tanque por su mayor productividad, pero su instalación es costosa y el consumo de refractarios es bastante elevado (11).

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En la figura 54 se observa la recirculación del acero, en un desgasificador RH., la cual puede ser regulada actuando sobre la potencia de las bombas de vacío.

snorkels

Figura 54Dibujo esquemático de un desgasificador RH (45).

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Desgasificación por recirculación con lanza de oxígeno en el tope (RH - OB).

Este método es similar al RH, pero a la cámara de vacío se le coloca en la parte superior, una lanza vertical refrigerada con agua, para la inyección de oxígeno en la superficie del acero, lo cual permite una rápida y efectiva descarburización. Además las reacciones de oxidación, permiten alcanzar las temperaturas solicitadas sin necesidad de otra fuente de energía. Se utiliza en la fabricación de aceros inoxidables y aceros intersticiales de muy bajo carbono (20ppm), ver figura 55.

Figura 55Dibujo esquemático de un desgasificador RH – OB (45).

snorkels

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9- DESCARBURACIÓN POR OXÍGENO Y ARGÓN ( AOD).

El proceso AOD fue desarrollado en los laboratorios metalúrgicos de la Union Carbide Corporation USA ( luego Praxair 1992), en conjunto con la acería de Joslyn Stainless Steel de Fort Wayne, Indiana USA en 1953. Este método utiliza un convertidor especial con inyección simultanea de oxígeno y argón por el fondo ( también puede ser lateral) y en muchos casos el oxígeno es insuflado por una lanza en la parte superior. El insuflado de esta mezcla de gases, permite la descarburación de aceros con alto contenido de cromo, hasta niveles muy bajos de carbono (≤ 0,01%), con muy pequeñas pérdidas de cromo y manteniendo el acero líquido a temperaturas por encima de 1600°C. La descarburación es controlada por la relación de oxigeno/argón insuflada y la agitación producida favorece la remoción de hidrógeno y la desulfuración ( ver figuras 56 y 57).

En los procesos al vacío, se disminuye la presión parcial del CO, bajando la presión total del sistema, en el AOD se consigue igualmente bajar la presión del CO, pero a base de dilución con argón u otros gases.

Este proceso permite trabajar con aceros de contenido de carbono más alto, que en los procesos al vacío y la adición de ferrocromo de alto carbono que es mucho más barato que el FeCr de bajo carbono. Después de alcanzar el nivel de carbono y temperatura deseados, se procede a reducir la escoria para la recuperación del cromo, lo cual se logra utilizando aleaciones a base de silicio o aluminio; esta reducción es acompañada con adición de cal y espato fluor para mantener la escoria líquida.

El 75% de la producción mundial de aceros inoxidables se fabrican por este método.

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En la figura 56 se muestra un dibujo esquemático de un convertidor AOD, en este caso la inyección de los gases es lateral, pero puede ser por el fondo y en gran parte la inyección de oxígeno es por una lanza colocada en la parte superior.

Figura 56Dibujo esquemático de un desgasificador AOD (11). Figura 57

Sangrado en un desgasificador AOD

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45- http://www.substech.com/dokuwiki/doku.php?id=ladle_refining.

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MENSAJE DE FIN DE CURSO

Los problemas operativos que se presenten en la planta, cualquiera sea su naturaleza deben ser analizados técnicamente, utilizando las herramientas que conocemos (metodológicas, científicas e informáticas), es la única manera de llegar a su causa raíz y resolverlos, de otra forma estos pueden volver a ocurrir y cuando eso suceda seguro será con mayor severidad.

José A Maita G.

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curso de colada continua productos largos 09-10-12

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