Hierro y Acero 45 by AIST México

Enero - Marzo 2011

Vol. XII No. 45

Medio ambiente y rentabilidad.

Tecnología energética y medioambiental en la tecnología siderúrgica. Combinar ecología y economía de forma inteligente = e². La alta flexibilidad y disponibilidad, bajos costes operacionales, la rápida amortización y una eficiente protección del medio ambiente son parámetros claves de nuestras plantas. Utilizando los recursos de forma sostenible abrimos nuevos caminos para nuestros clientes en la generación de valor agregado.

Nuestras cadenas de procesos para los materiales acero, aluminio y metales no férreos prevén tecnologías modernas y eficientes para la depuración de humos, el ahorro de energía y el tratamiento de aguas así como la recuperación de energía e insumos. Un paquete de asistencia que incluye sistemas de monitoreo ambiental completa nuestra oferta. Solicite información sobre nuestras plantas de referencia. MEETING your EXPECTATIONS

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editorial Ing. Porfirio Alfredo González Mier Presidente AIST México 2011-2012

AIST Capítulo México cumplió 15 años de estar presente en la industria del acero en México, su inspiración es ser el foro tecnológico donde se comparte las experiencias, desarrollos y nuevas tecnologías, con el elemento fundamental de las universidades, con sus grandes catedráticos y por supuesto con toda la innovación de los estudiantes, muchas personalidades han dado muchos recursos para fortalecer esta asociación, pero lo más importante es que han dado el único recurso que no podemos recuperar, que es el tiempo, dedicación y cariño a una labor altruista cuyo único fin es promover los valores de impulso a nuestra amada industria siderúrgica. Hoy toca cambio de estafeta nuevamente, y el primer pensamiento que se viene a mi mente, es el de nuestro Presidente, Ing. Valente Delgado, que supo amalgamar todas las ideas de esta mesa directiva saliente y fortalecerla con sus ideas y apoyos. Pasó por decisiones difíciles y nos apoyó con un periodo no usual de 3 años, con problemáticas económicas de nuestro sector impensables, el segundo es el de cada ex presidente aquí presente que ha dado toda su capacidad para promover los objetivos de esta asociación. Hoy escuchamos una serie de ecos de que la crisis ya se acabó y una serie de reclamos de que esto no es cierto, la verdad es que nos toca el hoy y el ahora con toda su problemática y posibilidades, la verdad es que la producción de México sigue adelante con sus ajustes de un mercado cambiante y que hoy más que nunca tenemos que compartir nuestras inquietudes tecnológicas y seguir impulsando la motivación por nuestro sector de mercado. La nueva mesa directiva está compuesta por elementos que representan a dos de los productores más importantes del país, Como son AHMSA y Ternium, también está presente la Universidad y proveedores y estoy seguro que el enfoque de promoción en base a ayudar con una oferta de servicios requeridos por las empresas será el eje de actuación. Este periodo será la base para que AIST Capítulo México cuente con una estructura sólida tanto de infraestructura, organización y económica que sea la base para un desarrollo futuro. Por último pero no lo menos importante es el impulso que los proveedores de la industria le dan a esta asociación para continuar con un foro en el cual se divulgue el conocimiento de las nuevas tecnologías. Esta nueva mesa directiva acepta el reto y reiteramos nuestro compromiso con cada uno de ustedes.

3 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

directorio Vol. XII No. 45 1

CONSEJO DE ADMINISTRACIÓN Porﬁrio Alfredo González Mier, Grúas PMP Presidente Hugo Solís Tovar, Ternium México Vicepresidente Sergio Zapata Zamora, AHMSA Secretario Édgar González Rubio, Tecniquima Mexicana Tesorero Félix Cárdenas Villarreal, Consejo Consultivo Rafael González de la Peña, Consejo Consultivo

201 Enero - Marzo

CONSEJO EDITORIAL Ramiro A. García Fuentes, GRUPO CAPSA Miguel A. Muñoz Ramírez, UNIVERSIDAD TECMILENIO Ignacio Álvarez Elcoro, FIME UANL Gerardo Maximiliano Méndez, INSTITUTO TECNOLÓGICO DE N.L. Myrna Molina Reyna, AIST MÉXICO

arrollo ando el des ls u p im T AIS ica tria siderúrg de la indus

EDITORIAL

5 ACERÍA

índice índice

• El uso de arrabio líquido en el horno eléctrico, la última experiencia en ArcelorMittal Lázaro Cárdenas Flat Carbon AIST-SEMBLANZA

12 • Se realizó con gran éxito el CONAC 2010

CANACERO

18 • CANACERO impulsa proyectos de arquitectura en acero de estudiantes mexicanos

LAMINACIÓN

22 • Control de desgaste y desbaste

de rodillos de apoyo, para un molino de laminación en caliente

PROCESOS Y USOS DEL ACERO

27 • Estudio de fases intermetálicas

de recubrimientos en aceros HSLA termogalvanizados

4 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

INTEGRANTES DE COMITÉS Industrial Acerías: Eduardo Mora METALOIDES, Florentino Luna, TYPSSA Marco Herrera, TERNIUM, , Antonio Uribe, MELTER, Demetrio Velasco, AMI GE, Luis Jorge Vélez, AHMSA, Rubén Lule, ARCELOR MITTAL, Ramiro García, GRUPO CAPSA, Javier Sandoval, AHMSA Industrial Laminación: Emiliano Montoya, GRUPO CAPSA, Luis Leduc, FIME, Homero Pérez, AHMSA, Enrique Lara, TERNIUM, Fernando Pruneda, AHMSA, Julio Muñoz, SMS SIEMAG, Eliseo Gutiérrez, AHMSA, Rafael Colás, FIME UANL, Héctor Morales, ACEROTECA, Pedro Molina, IMS-ACEROTECA CONACYT, Programas Educativos y Becas: Rafael Colás, FIME UANL, Alberto Pérez, FIME UANL, Édgar García, FIME UANL. Museo del Acero: Alberto Pérez, UANL Comunicación Electrónica: Martha Guerra, AIST México Desarrollo de Seminarios: Luis Llanes, HYL Technologies Relación AIST EU: Héctor Morales, ACEROTECA Relación CANACERO: Porﬁrio González, GRÚAS PMP Octavio Rodríguez, AMI GE

PUBLICAMOS TUS ARTÍCULOS Publica tus artículos e investigaciones sobre la industria del hierro y el acero en nuestra revista. Envía tu material escrito (máximo tres cuartillas) y las fotos e ilustraciones necesarias. Asegúrate de que tu escrito tenga enfoque práctico a la mejora de la calidad, la productividad o la solución de problemas específicos, así como una conclusión. Envía tus trabajos debidamente identificados y firmados a: info@aistmexico.org.mx rgarcia@capsagpo.com Revista Trimestral Enero-Marzo del 2011. Editor Responsable: Myrna Soledad Molina Reyna. Número de Certificado de Reserva otorgado por el Instituto Nacional del Derecho de Autor: 042004-073014323400-102. Número de Certificado de Licitud de Título: 13029. Número de Certificado de Licitud de Contenido: 10602. Domicilio de la Publicación: Tampico No. 218, Col. Las Brisas, Monterrey, N.L. C.P. 64780. Imprenta: Editora El Sol, S.A. de C.V. Washington No. 629 Ote., Monterrey, N.L. C.P. 64000. Distribuidor, AIST Capítulo México, A.C. Tampico No. 218, Col. Las Brisas , Monterrey, N.L. C.P. 64780. Tiraje: 2,000 ejemplares.

ACERÍA

uso arrabio líquido horno eléctrico de

en el

Francisco López

, Rubén Lule

, Julio Espinoza

Superintendente de Ingeniería de Procesos EAF-LF-CC

Ingeniero de Procesos EAF-LF-CC

2, 3)

francisco.lopez@arcelormittal.com; ruben.lule@arcelormittal.com, julio.espinoza@arcelormittal.com Domicilio: Francisco J. Mujica No 1-B Ciudad y Puerto Lázaro Cárdenas, Michoacán, México. Tel. 753 53 32526, 27

Introducción Introducción

En el pasado, se ha discutido ampliamente acerca del porcentaje adecuado de arrabio líquido a utilizar como insumo metálico en el horno de arco eléctrico. Los productores de acero en el mundo que cuentan con acería eléctricas basadas en el uso de 100% chatarra para la producción de acero, han utilizado arrabio líquido y arrabio granulado en diferentes proporciones con el objetivo de bajar el porcentaje de elementos residuales (Cu, Ni, Cr, Sn) así como el % N2 en la composición química final del acero que les permita entrar a un mercado más amplio y versátil. En ArcelorMittal Lázaro Cárdenas Flat Carbon

el objetivo principal al utilizar arrabio líquido, ha sido el de aprovechar la disponibilidad de metálicos entre plantas (sinergia entre plantas de sección planos y largos), además de buscar disminuir el consumo de energía eléctrica siendo éste uno de los principales insumos en el area de planos, así como la obtención de un mayor rendimiento metálico promoviendo con ello una mejora en la economía en el taller, lo cual se ha realizado con éxito. En pruebas realizadas con anterioridad en el año 2002 en el taller de acería eléctrica de ArcelorMittal Lázaro Cárdenas Sección Planos, se tuvo la oportunidad de adquirir la experiencia necesaria para comprender, estudiar y analizar las variables que se tienen que enfrentar al formar parte de la carga metálica al arrabio líquido en el proceso de fusión en los Hornos de Arco Eléctrico1.

HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

ACERÍA Una de las experiencias más valiosas que se obtuvieron fue la de entender que el taller de acería eléctrica tiene limitaciones importantes con respecto de la capacidad de inyección de oxígeno y con ello el porcentaje de arrabio líquido a utilizar debe no ser mayor al 25% del total de la carga metálica. Las reacciones químicas que se presentan durante la etapa de eliminación del Carbono no solamente afectan el rendimiento metálico y el consumo eléctrico sino también ponen en riesgo la seguridad del personal así como la integridad de los equipos instalados2. Por ello, en esta nueva etapa consumiendo arrabio líquido en el Horno de Arco Eléctrico, se desarrolló una nueva práctica operativa cuya finalidad fue la de conseguir los mejores resultados respetando siempre la seguridad de la operación. En este trabajo que documentamos se describen los parámetros más importantes observados durante este periodo. Es muy importante mencionar que en esta acería en particular, contamos con 4 hornos de arco eléctrico de 210 tons. de capacidad, de los cuales (actualmente) se encuentran en operación tres y solo dos conectados de forma simultánea, esto quiere decir que de manera constante el tercer horno tiene un periodo de desconexión de aproximadamente 30 minutos por colada y es precisamente en este lapso de tiempo donde se aprovecha para realizar la predesoxidación del remanente de acero del horno, la carga y oxidación del arrabio líquido.

EAF#1

Heat 1

Heat 2 Heat 1

EAF#2 EAF#3

Se carga una olla de 60 Ton al tercer horno en operación en la etapa de defasamiento y representa el 23% de la carga metálica total.

Heat 2

Pruebas y Resultados Eliminación del Carbono y del Silicio Previo a la Conexión del Horno. Justo antes de la carga de arrabio líquido se hace una predesoxidación del remanente de acero del horno cargando un total de 20 toneladas de fierro esponja junto con 2 toneladas de cal, cuyo material servirá de colchón para la carga del arrabio líquido. El arrabio líquido preparado en la planta de largos BOF (antes Sicartsa) es recibido en el taller de acería eléctrica en un par de ollas con 60 toneladas cada una, transportadas por medio de ferrocarril. 6 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

Uno de los problemas más fuertes al que frecuentemente se enfrentan las acerías que hacen uso de arrabio líquido, son las fuertes reacciones que se presentan durante la etapa de fusión como resultado de la vigorosa formación de CO, producto de la descarburación del baño metálico. Este efecto se agrava al cargar un porcentaje de arrabio líquido superior al 25% de la carga metálica total debido a que se presentan fuertes reacciones por la formación excesiva de CO (principalmente cuando el baño líquido alcanza temperaturas mayores a 1570°C). Durante este tiempo, la velocidad de fusión se tiene que disminuir y aun las operaciones se interrumpen para poder controlar la violencia de la reacción, afectando con ello el tiempo de conectado del horno, el consumo de energía eléctrica, el rendimiento metálico y la productividad del horno al incrementarse el tiempo de vaciado a vaciado (tap to tap).

ACERÍA Durante las pruebas realizadas, se tuvo como variable principal la inyección de oxígeno previo a la conexión del horno. Esta etapa es clave y muy importante que sea respetada, ya que la descarburación del baño se realiza sin ningún problema de reacciones violentas y/o flamas excesivas producto de la formación vigorosa del monóxido de Carbono (CO) permitiendo una operación muy segura y estable. La salida de escoria es normal a través de la puerta de trabajo con un flujo controlado sin existir reacciones violentas que den lugar a la salida de grandes cantidades de la misma, lo que favorece el incremento en el rendimiento metálico. En teoría y de acuerdo a los parámetros operativos relacionados con la carga de 60 tons, la cantidad necesaria para alcanzar la desoxidación de la carga metálica es de 3,100 Nm3

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La formación de la escoria espumosa se ve positivamente influenciada por el uso del arrabio líquido debido a su energía química adicional en la forma de Carbono y Silicio. Los hornos de arco eléctrico incrementan la cantidad de oxígeno inyectado para realizar la descarburación del baño metálico y bajo estas circunstancias el Carbono, Silicio y Manganeso son altamente exotérmicos y suministran calor al baño. El aporte de energía por el Silicio es particularmente alto y depende del contenido de este elemento en el arrabio, a mayor sea el contenido de este elemento, mayor será su contribución de energía al baño metálico. Impacto del tiempo de conexión del horno. La siguiente figura muestra el comportamiento del Tiempo Conectado del horno en función de la cantidad de arrabio cargado por colada.

Certificaciones • Estampas: “U”, “S” y “R”. • ISO - 9001-2000

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HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

ACERÍA

Tiempo de Conectado del Horno en Función de la Carga de Arrabio

Es importante remarcar el hecho de que los hornos eléctricos tienen una menor velocidad de descarburación que los BOF’s debido a que utilizan un flujo menor de oxígeno (135 Nm3O2/min vs 400 Nm3O2/ min, por lo tanto la cantidad recomendada de arrabio a utilizar en el horno de arco eléctrico es menor a 25% del total de la carga metálica para promover las mejores condiciones de operación. En las pruebas realizadas en planta se utilizó el 23% de arrabio en la carga metálica. En la figura 2 se muestra el consumo de energía por colada en función de la cantidad de arrabio consumido por colada. Mediante esta es posible establecer que el ahorro en el consumo de energía es de 3.1 Kwh por cada tonelada de arrabio líquido cargado y/o bien 8.1 Kwh por cada 1% de arrabio líquido cargado.

un menor tiempo de conectado y con ello un menor consumo de energía eléctrica. La contribución de la energía química que el arrabio líquido le suministra al baño metálico por la eliminación del Carbono y del Silicio permite que la productividad del EAF se incremente a medida que el arrabio aumenta en la carga metálica, pero hasta cierto punto. Como se puede apreciar en la siguiente figura, los ahorros más notables se consiguen al incrementar la cantidad de arrabio por colada, sin embargo de manera proporcional la formación de CO también se incrementará con el riesgo de presentarse una reacción violenta lo que afectará todas las operaciones subsecuentes, principalmente al rendimiento metálico por la salida violenta, de metal por la puerta de trabajo. La siguiente figura muestra la generación de CO en función del %C en la carga.

Si los hornos de arco eléctrico no cuentan con instalaciones adecuadas para hacer un uso intensivo de oxígeno, la máxima cantidad de arrabio que hemos encontrado para que tengamos una operación segura es que se le puede cargar 15 y 25%. Eliminación del Carbono.- Al cargarse el arrabio líquido sobre el líquido remanente de la colada anterior (50-60 ton de hot heel), el Carbono contenido en el arrabio hace reacción inmediatamente con el % FeO del líquido remanente generando la reacción: [ C ] + (FeO) = [

Consumo de Energía Eléctrica en Función de la Carga de Arrabio

Como establecimos anteriormente, la cantidad de oxígeno a inyectar durante el tiempo de preparación del horno se significó como la etapa más importante durante este periodo de pruebas, ya que se observó que a mayor consumo de oxígeno, la descarburación del baño metálico es mayor, dando como resultado 8 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

Fe ]

+ CO (g)

En altas concentraciones de Carbono en el baño metálico (> 0.20%), el FeO disuelto en el baño es inmediatamente reducido tan pronto se forma, dando como resultado una disminución del %C en el acero. La velocidad de descarburación está fuertemente relacionada con el % Silicio y la temperatura del arrabio así como por el flujo de oxígeno inyectado. El taller de acería eléctrica tiene la limitante de inyectar 8,600 Nm3O2/Hr. La descarburación del baño metálico se realiza de manera directa en el área circundante al jet supersónico de oxígeno y debido al movimiento del baño

ACERÍA (promovido por la vigorosa formación de CO y por la inyección de oxígeno) siempre tendrá una superficie nueva por decarburar. En la medida en que el %C en el baño metálico disminuye, la concentración del % FeO en la escoria se incrementa. En la práctica real para contenidos de Carbono menores a 0.10%, el %FeO en la escoria se incrementa de forma muy rápida.

Descarburación del Baño Metálico y Formación de CO en el EAF

Eliminación del Silicio.- Es el elemento químico contenido en el arrabio más energético por unidad de masa. Debido a su fuerte afinidad con el Oxígeno, el Silicio es eliminado rápidamente en la etapa inicial durante la inyección de oxígeno mediante una reacción muy similar a la reacción para la eliminación del Fósforo: 2 (FeO) + [Si] = (SiO2) + 2 [Fe] La sílice resultante actúa como un óxido ácido muy

fuerte y es neutralizado como un silicato dicálcico 2CaO.SiO2 por el óxido de calcio (CaO) presente en la escoria. La adición temprana de cal siderúrgica (durante la etapa de horno desconectado) le permite al proceso EAF la neutralización del efecto ácido que representa la formación de la sílice. Se debe de señalar que la eliminación del Silicio es una reacción de dos etapas: Primeramente, se realiza la oxidación seguido de la neutralización del óxido ácido resultante, posteriormente forma 3CaO.SiO2. Esta es una reacción de oxidación altamente exotérmica, lo que promueve el calentamiento del baño metálico y la cual se desarrolla muy bien a bajas temperaturas en la etapa inicial del proceso. Eliminación del Manganeso.- La eliminación del Manganeso se realiza principalmente por la inyección de oxígeno durante la etapa de horno desconectado del EAF y concluye durante la etapa de alimentación continua del DRI. El Manganeso se oxida para formar MnO el cual se disuelve en la escoria. Debido a que esta oxidación es también exotérmica se puede presentar una reversión del elemento siempre y cuando se tenga una alta temperatura en el baño metálico así como un bajo contenido de FeO (<15%) en la escoria. Normalmente, la eliminación de manganeso culmina cuando la fusión de la chatarra ha concluido y toda la cal está en solución en la escoria. La reacción que se presenta es la siguiente: (FeO) +[Mn] = (MnO) + [Fe] En el EAF que utiliza una gran proporción de DRI en la carga metálica, la eliminación de manganesa es benéfica debido a que el (MnO) resultante, actúa como un fundente acelerando la eliminación del fós-

9 HIERROy ACERO/AIST MÉXICO

ACERÍA foro desde la etapa inicial de fusión. Eliminación del Fósforo.- El contenido de fósforo contenido en el arrabio utilizado es de (0.040%) y no representa un fuerte problema para su control en el EAF. Sin embargo debido a los cuidados previos para llevar a cabo la neutralización del efecto ácido por la sílice producida, la adición de cal siderúrgica desde la etapa de horno desconectado le permite al proceso tener condiciones adecuadas para su control. La T° durante la fusión en el EAF se debe de mantener inferior a los 1,580°C para asegurar que el mecanismo de eliminación del fósforo se desarrolle de manera adecuada. Desde el punto de vista oxidación, la eliminación del fósforo es muy similar a la del silicio, mediante la reacción:

Rendimiento Metálico vs Arrabio Líquido

5 (FeO) + [2P] = (P2O5) + [5e] Este óxido tiene una acidez muy alta y es una reacción extremadamente exotérmica, se desarrolla principalmente a bajas temperaturas. Debido a ello, la eliminación más adecuada del fósforo en el EAF se desarrolla en la etapa inicial de la fusión cuando se tienen T°s en el rango de 1,520-1550°C. Sin embargo, contrario al comportamiento de la sílice, el pentóxido de fósforo no es estable y a menos de que esté combinado con un alto % CaO, rompe fácilmente bajo la influencia de las altas temperaturas dentro del fósforo (es decir, se revierte al elemento). Por ello se requiere un alto contenido de CaO para sostener el fósforo en el baño, debido a que los fosfatos mono-cálcicos y di-cálcicos no son estables.

Rendimiento Metálico El rendimiento metálico es afectado principalmente por la calidad de DRI, tal como se observa en la gráfica 5, al incrementarse la carga de DRI disminuye el rendimiento metálico aun cuando se carga chatarra y arrabio, lo anterior obedece a que el %Fe total del DRI es en promedio 4-5% menor que la chatarra y/o arrabio líquido. Una tendencia clara que se observó es que al incrementar la cantidad de arrabio en la colada por su alto contenido de Carbono el %FeO en la escoria generada en el EAF es menor y se tiene un ligero aumento en el rendimiento metálico. La siguientes figuras muestran este efecto. 10 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

Eaf's Process Variables

El compuesto formado es sujetado firmemente en la escoria lo cual le impide revertirse al metal. Ocasionalmente cuando la escoria contiene un bajo %CaO y un bajo % FeO, cualquier incremento en la temperatura dará como resultado, la inevitable reversión del pentóxido de fósforo al acero3.

% FeO en Escoria del EAF vs Arrabio Líquido Process

Unit

Heats Power On Melting rate DRI Liquid Pig iron Total Metallics Liquid Steel Metallic Yield Oxygen Oxygen Coke Graphite Burnt Lime Dolomitic Lime Refract. Waste Total Fluxes Total Fluxes Electrical Energy Electrical Energy EAF's Tapping T°C EAF's Tapping ppm[O] %C %P %S CaO SiO2 MgO FeO Basicity

# Min/heat Ton/min Ton/heat Ton/heat Ton/heat Ton/heat % Nm3/heat Nm3/Tls Ton/heat Kg/heat Ton/heat Ton/heat Ton/heat Ton/heat Kg/Tls Mwh/Heat Kwh/Tls °C # % % % % % % % #

100% DRI Hot Metal Difference 5349 61.7 4.2 261.0 0.0 261.0 211.4 81.0 5701.4 27.1 0.8 110.6 9.3 6.2 0.4 15.9 75.3 133.0 628.7 1648.2 930.0 0.062 0.010 0.014 29.0 15.0 6.8 36.2 2.0

535 44.4 5.7 194.5 59.6 254.1 209.4 82.4 7864.8 37.6 0.2 147.0 8.1 6.5 0.1 14.7 70.2 92.2 439.4 1646.1 942.0 0.067 0.010 0.022 31.6 15.4 6.6 31.0 2.1

-17.4 1.5

1.4 10.5

-1.2 -5.1 -189.2

0.008

-5.2

Resultados La tabla de resultados muestra una comparación

ACERÍA entre procesos, el Normal (100% fierro esponja –DRI-) y éste del que documentamos (con carga de arrabio líquido), han sido consideradas cerca de 6,000 coladas producidas de enero – agosto del 2010. Observaciones de los indicadores de proceso:

CONCLUSIONES 1.- La adición de DRI, Fundentes, Coke y Chatarra previo a la carga del arrabio líquido promueven una buena pre-desoxidación del remanente líquido del EAF, generando condiciones menos oxidantes lo cual permite evitar las fuertes reacciones que se presentan por la fuerte generación de CO, debido al alto contenido de Carbono en el arrabio y el exceso de FeO en la escoria de la colada previa.

✔ El tiempo de conexión del horno es al menos 17 minutos por colada menor cuando se consume arrabio líquido. ✔ Basados en el punto anterior, la velocidad de fusión es 1.4 ton/min mayor cuando se consume arrabio líquido. ✔ Debido a que con la práctica actual evitamos cualquier reacción violenta que dé como consecuencia que parte de los metálicos salgan del horno, este indicador ha sido mejorado, en parte por el mayor %Fe total de la carga metálica, pero por otro porque el %FeO de la escoria es al menos 5% menor. ✔ La cantidad de oxígeno cuando se consume arrabio líquido es mayor (10.5 Nm3/Tal) debido a la necesidad de eliminar mayor cantidad de carbón del baño de acero líquido. ✔ El consumo eléctrico es 189 Kwh/Colada, 3.1 Kwh/Tonelada de acero líquido u 8.1 Kwh por cada 1% de arrabio líquido, es el ahorro comparando el proceso con carga de arrabio líquido contra el proceso normal de 100% fierro esponja. ✔ El consumo de fundentes mayor en 5.2 kg/ TAL al incrementar el uso de fierro esponja (DRI) debido a su mayor contenido de ganga total.

2.- Por razones de seguridad, la inyección de oxígeno en la etapa de horno desconectado es “Clave”, permite al proceso llevar a cabo la oxidación del Carbono del arrabio líquido que permite incrementar la temperatura del baño metálico acelerando la velocidad de fusión de los metálicos consiguiendo una disminución del consumo de energía eléctrica y de los tiempos de conexión del horno. 3.- Una de las experiencias más valiosas que se obtuvieron fue la de entender que el taller de acería eléctrica tiene limitaciones importantes con respecto de la capacidad de inyección de oxígeno y con ello el porcentaje de arrabio líquido a utilizar en nuestro caso en particular no debe ser mayor al 25% de la carga metálica. Las reacciones que se presentan durante la etapa de eliminación del Carbono no solamente afectan el rendimiento metálico y el consumo eléctrico sino también, ponen en riesgo la seguridad del personal y la integridad de los equipos instalados. Referencias 1.- F. López, R. Lule, R. Torres, D. Hernández, S. Aguilar “El Uso de Materiales Metálicos Alternos en la Fabricación de Acero en los Hornos de Arco Eléctrico en Ispat Mexicana” Ispat Mexicana, Abril 2002.

La siguiente tabla muestra el análisis de arrabio líquido consumido durante el periodo considerado además de la calidad del DRI utilizado en cada mes. Liquid Pig Iron

M onth

Fet

Fe°

Met

< 3/8"

SiO 2

CaO

M gO Al 2 O 3

G angue

4.379

Jan

0.540

Feb

89.08

42.43

3.34 1.16

0.59

1.17

6.25

0.612

89.83

83.58 93.83 2.41 84.31 93.85 2.38

0.0035

Mar

0.0030

43.34

3.14 0.92

0.53

1.05

5.64

Apr

90.08

84.64 93.96 2.29

0.0023

46.91

3.30 0.85

0.45

0.82

5.42

0.053

May

89.41

84.03 93.99 2.38

0.0040

43.07

3.32 1.14

0.55

0.97

5.97

0.061

Jun

89.57

84.12 93.96 2.43

0.0038

48.90

3.26 1.11

0.52

0.94

5.84

0.030

Jul

89.86

52.31

3.31 1.03

0.49

0.82

5.65

0.022

Aug

89.59

84.46 93.99 2.51 83.79 93.71 2.40

48.32

3.52 0.96

0.45

0.81

5.75

Sep

0.005

O ct

0.002

Nov

89.22

83.53 93.62 2.34

0.0031

43.90

3.40 1.18

0.58

1.19

6.34

0.0024

Quality DRI-2010

0.015

Dec M ax

0.001

90.08

84.64 93.99 2.51

0.0040

52.31

3.52 1.18

0.59

1.19

6.34

M in

89.08

83.53 93.62 2.29

0.0023

42.43

3.14 0.85

0.45

0.81

5.42

0.373

Prom

89.58

84.06 93.86 2.39

0.0032

46.15

3.32 1.04

0.52

0.97

5.86

2.-

Kwang Lee, Jong Min Park from R&D Posco Korea “The Proper Hot Metal Ratio in the EAF and Its Effect on the Refining Behavior”.

3.-

R. Lule G “La Reversión del Fósforo en el Acero” Boletín Informativo Interno, ArcelorMittal Lázaro Cárdenas Flat Carbon, Enero 2010.

11 HIERROy ACERO/AIST MÉXICO

AIST-SEMBLANZA

Se realizó con gran éxito el

12 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

AIST-SEMBLANZA Por cuarta ocasión y cada vez cobrando mayor notoriedad y expectativa entre integrantes de la industria siderúrgica nacional e internacional se llevó a cabo el Congreso y Exposición de la Industria del Acero (CONAC) que organizan la Association for Iron and Steel Technology (AIST) Capítulo México en conjunto con la Cámara Nacional de la Industria del Hierro y el Acero (CANACERO) de nuestro país. El esperado evento tuvo lugar del 3 al 5 del pasado mes de octubre en las instalaciones del Centro CONVEX en la ciudad de Monterrey, N. L. El inicio fue con los interesantes cursos cortos programados para la mañana del domingo en los que los asistentes pudieron conocer detalles sobre Oxidación de Aceros, Sistema de Potencia y Cuidados del Transformador HEA y las Mejoras en el Diseño de Engranes de Flechas de Transmisión y Coples Flexibles impartidos por destacados expertos en las materias referidas.

Un reflejo claro de la gran aceptación que ha conseguido este Congreso y Exposición está representado por los aproximadamente 600 visitantes al área de exhibición que fueron atendidos por los estimados expositores. En otro rubro igual de trascendente se destaca el total de asistentes inscritos a las 36 Conferencias programadas, el cual fue cerca de 240, quienes a partir del lunes 4 de octubre atendieron en dos días la totalidad de las sesiones sobre temas de Acería, Laminación, Procesos y Usos del Acero, además de Procesos Primarios y Mantenimiento. Digno es destacar que dentro del grupo de asistentes a las Conferencias y en congruencia con el espíritu de la AIST, se tuvo la asistencia de un número nutrido de estudiantes de importantes instituciones educativas de educación superior de México.

13 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

AIST-SEMBLANZA Para el formal momento inaugural se tuvo en esta ocasión la ceremonia de apertura encabezada por el Ing. Valente Delgado en su papel de Presidente de la AIST Capítulo México 2007 - 2010 y del Lic. Héctor Morales, quien se desempeñó como Director del Comité Organizador del CONAC 2010. Es de destacar además la participación en el pódium del Ing. Luis Zamudio, director General de Ahmsa, Ing. Hugo Solís, Director Industrial de Ternium, Ing. Octavio Rangel, Director de Canacero, Ing. Porfirio Gonzalez, VicePresidente AIST México, Ronald E. Ashburn, Director AIST EU, y como orador principal en la interesante Conferencia Magistral al Señor Bill Chisholm, Director General de Arcelor Mittal México. Un adicional momento distintivo para esta edición del CONAC fue la presentación de la AIST como institución que busca colaborar con el desarrollo de la industria siderúrgica de México ante un importante grupo de capitanes y líderes de empresas del ramo acerero de MéxiValente Delgado, William P. co. Esta reunión se desarrolló en una sesión especial y contó con

Nuestra experiencia mundial en el corazón de su proceso de aceración

la relevante presencia de William P. Breedlove, quien es Vice President, Business Development and Engineering, Harsco Metals Americas y actual Presidente (2010 – 2011) de la AIST en los EUA. La serie de actividades oficiales contempladas para los días de duración del Congreso y Exposición se vieron complementadas y gratamente selladas con una visita a las instalaciones de la empresa Ternium Planta Guerrero que amablemente abrió sus puertas para los interesados en conocer de cerca algunos de sus procesos para la producción de aceros planos. El aspecto social también estuvo presente en forma institucional en la celebración de un torneo de golf durante el domingo, así como de comidas programadas especialmente para los dos primeros días de actividades. El momento culminante de la convivencia entre los miembros de la AIST, amigos, invitados y patrocinadores fue en las Breedlove y Marco Herrera. instalaciones emblemáticas del Museo del Acero Horno

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AIST-SEMBLANZA 3 en el Parque Fundidora durante la cena oficial del evento en la que se tuvo el mensaje principal por parte del Ing. Raúl Gutiérrez en su carácter de Presidente del Patronato del Museo anfitrión. Se decidió preparar una ceremonia especial para la misma noche de convivencia en el Museo del Acero, ya que este año guardaba un significado demasiado emotivo al coincidir con la celebración de los primeros 15 años de existencia de la asociación, primero como una sección local de la ISS (Iron and Steel Society) de los Estados Unidos y desde el año 2004 como la AIST Capítulo México.

Como parte de las ceremonias programadas para la relevante noche se presentó a los asistentes un video conmemorativo que reflejaba la evolución que ha tenido la AIST México desde su fundación y además se prepararon reconocimientos especiales que serían entregados para los 11 Presidentes que ha tenido la asociación desde su formación y para distinguidos colaboradores que en estos 15 años han participado de manera especial en actividades diversas de la original ISS en nuestro país y ahora la AIST México. Los intensos días de exposición y de convivencia fueron atendidos también por estimados representantes oficiales de la AIST de los Estados Unidos, quienes nos han brindado siempre su respaldo para la organización de estos magnos eventos y el cual forma parte de una estrecha colaboración mutua que se ha forjado al paso de los años. Esta relación recíproca aún se podría incrementar en una saludable sinergia y sin perder de vista el beneficio para la industria del acero y sus miembros que la conforman. Las circunstancias previas en el mercado y la economía global fueron un reto a vencer en

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15 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

AIST-SEMBLANZA el camino para cristalizar esta edición del CONAC 2010. Por las dimensiones del acontecimiento y la importancia que se le brinda, la organización del Congreso y Exposición demanda que un incansable grupo de colaboradores entre ellos representantes de fabricantes, proveedores y académicos de prestigiadas Universidades e Institutos dediquen en forma loable una notable cantidad de tiempo que pudieran otorgar a sus actividades personales, sociales y familiares para dedicarlo sin fines de lucro en participar en esta misión. Mención muy especial y un enorme agradecimiento por apoyar el desarrollo de esta edición del CONAC merecen los cerca de 70 expositores que incluyeron a fabricantes, proveedores de la industria del hierro y del acero y un selecto de grupo de patrocinadores de este esfuerzo por reunir en un solo sitio en días determinados a todos aquellos representantes de los diversos sectores del mercado del acero para intercambiar experiencias y conocer nuevos desarrollos tecnológicos en beneficio de la industria siderúrgica de México. La consolidación del CONAC como el evento referente en su tipo para la industria del hierro y del acero en nuestro país es inminente al continuar desarrollándolo en forma periódica y con la intención de superar siempre en todo sentido al anterior inmediato. El CONAC es además una de las fuentes más importantes de generación de recursos para la AIST México que posteriormente se devuelven a la sociedad con la que convive en forma de becas para notables estudiantes del área siderúrgica, entre otras actividades desarrolladas entre la realización de cada edición del CONAC. CAMBIO DE MESA DIRECTIVA Y ENTREGA DE BECAS AIST 2010 Posterior a este evento el día primero de diciembre se llevo a cabo la tradicional posada Navideña, reunión anual donde los miembros y sus distinguidas esposas e invitados tienen la oportunidad de festejar el nacimiento de Jesús y la culminación de un año más y qué mejor celebración puede haber que entregando frutos del trabajo que han desarrollado y del tiempo que han donado a esta institución en becas a estudiantes que aplicaron para obtenerla y que por sus méritos se la ganaron, la ceremonia de premiación, fue encabezada por el Ing. Valente Delgado y el Dr. Édgar García, en esta ocasión los galardonados fueron: NOMBRE DEL ACREEDOR A LA BECA AIST 2010 INSTITUCIÓN Claudia Nayeli Ramón Reyna

FIME, UANL

Juanita Yazmin Guevara Chávez

Fac. de Metalurgia, UACoah.

Itzel Castillo Müller

FIME, UANL

Claudia Lucia Prieto Nieto

Instituto Tecnológico de Saltillo

Omar Adán Guerrero Ávila

Fac. de Metalurgia, UACoah.

Uno de los principales motivos de esta reunión también fue el cambio de mesa directiva, el 16 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

AIST-SEMBLANZA Ing. Valente Delgado, Presidente de la AIST México 2008-2010, entregó la estafeta al Ing. Porfirio Gonzalez y él a su vez presentó al resto de los integrantes de su mesa directiva: Ing. Hugo Solís, Vicepresidente, el Ing. Sergio Zapata, Secretario, y el Ing. Édgar González, Tesorero. Aprovechamos este espacio para agradecer la excelente labor, tiempo y toda la atención que la anterior mesa directiva brindó y agradecemos la disponibilidad y compromiso de esta nueva mesa directiva y a todos los colaboradores que participan activamente en las reuniones y eventos de esta asociación. Para conocer sobre las futuras actividades de la AIST Capítulo México y las formas de colaborar en los diversos comités de trabajo, se invita a visitar frecuentemente la página de internet oficial de la asociación http://www.aistmexico.org.mx

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17 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

CANACERO

Tercera edición del Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura El Jurado Calificador del Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura 2010 seleccionó a los ganadores entre concursantes de 48 instituciones. El Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura surgió a iniciativa del Instituto Latinoamericano del Fierro y el Acero (ILAFA), con el objetivo de difundir entre los futuros arquitectos las propiedades que hacen del acero un elemento constructivo innovador, capaz de dar forma a la creatividad de los profesionales, contribuir a mejorar la calidad de vida de las personas y preservar el medio ambiente. La propuesta de ILAFA fue adoptada por la mayoría de sus países miembros, entre ellos, Argentina, Brasil, Chile, Colombia, Cuba, Ecuador, México (a través de la Cámara Nacional de la Industria del Hierro y del Acero, CANACERO), Perú, República Dominicana y Venezuela. Cada uno de estos países creó su propio premio local y desde 2008, han convocado a participar a los estudiantes de los últimos dos semestres de la carrera de arquitectura, bajo el tema y bases técnicas definidas por ILAFA y adecuadas por cada país participante. Los ganadores del Primer lugar de cada país, obtienen el derecho a participar en el concurso de ILAFA, en 2010 este concurso se celebró en el mes de octubre, en el marco del Congreso Latinoamericano de Siderurgia ILAFA-51 e ILAFAEXPO 2010, en Buenos Aires, Argentina.

Centro urbano, “Plaza Pública Techada de uso Múltiple”, tema seleccionado por ILAFA para el 2010 En el Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura 2010, que organiza CANACERO, se inscribieron 434 alumnos de 48 instituciones. Al cierre del concurso se entregaron 32 proyectos 18 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

CANACERO impulsa proyectos de arquitectura en acero de estudiantes mexicanos

CANACERO de 21 instituciones. Los participantes desarrollaron su proyecto haciendo un análisis de las propiedades y principios de este material y con el apoyo de su profesor guía. GANADORES De acuerdo con la decisión del Jurado Calificador del Premio, conformado por los arquitectos José Luis Cortés Delgado, director técnico del concurso y presidente del Jurado Calificador, Gustavo López Padilla, Bernardo Gómez-Pimienta, Benjamín Romano Jafif, Ernesto Velasco León, Enrique Norten Rosenfel y Arq. Adrián Alfonso Palafox García, representante del Arq. Lizandro de la Garza Villarreal, presidente de la Federación de Colegios de Arquitectos de la República Mexicana, el resultado del concurso fue el siguiente:

PRIMER LUGAR:

Universidad La Salle de México Alumno: Gerardo E. Ramírez Díaz Profesor Guía: Arq. Armando Ajuría González

Corredor elevado / Centro urbano

De izquierda a derecha, Arq. Ernesto Velasco León, miembro del Jurado Calificador, Arq. Bernardo Gómez Pimienta, miembro del Jurado Calificador, Arq. José Luis Cortés Delgado, director Técnico del Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura, Arq. Gustavo López Padilla, miembro del Jurado calificador, Arq. Adrián Alfonso Palafox García, representante del Arq. Lizandro de la Garza Villarreal, Presidente de la Federación de Colegios de Arquitectos de la República Mexicana. 19 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

CANACERO

SEGUNDO LUGAR:

Universidad Veracruzana, Unidad Córdoba Alumnos: Clara Luz Valiente Sánchez y Jaime Alejandro Figueroa Martínez Profesor Guía: Arq. Víctor Manuel Pablo Mora Dorantes

Universidad Veracruzana

TERCER LUGAR:

Universidad Tecnológica de México (UNITEC), Campus Sur Alumnos: Víctor Cordero Espinosa y Moisés A. Hernández García Profesor Guía: Arq. Israel López Balan

UNITEC Campus Sur, Plaza Pública Techada de Uso Múltiple en Tlatelolco, México, D.F.

De izquierda a derecha, Arq. José Luis Cortés Delgado, director técnico del Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura, Arq. Gustavo López Padilla, miembro del Jurado calificador, Arq. Adrián Alfonso Palafox García, representante de Arq. Lizandro de la Garza Villarreal, Presidente de la Federación de Colegios de Arquitectos de la República Mexicana, Arq. Ernesto Velasco León, miembro del Jurado calificador. 20 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

CANACERO La ceremonia de entrega de la Tercera Edición de este reconocimiento no se llevó a cabo en el evento de clausura de la EXPO CIHAC, como se hizo con las dos ediciones anteriores, tendrá lugar en la Asamblea Anual de la Cámara Nacional de la Industria del Hierro y del Acero (CANACERO) a celebrarse a finales del mes de marzo de 2011. Proyecto ganador del Primer Lugar del concurso CANACERO, que obtuvo también el Segundo Lugar del Premio ILAFA El segundo lugar del premio ILAFA este año fue para el alumno de la Universidad La Salle, Gerardo Ramírez Díaz, ganador del Primer Lugar del Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura que organiza la CANACERO. Corredor Elevado / Centro Urbano

De izquierda a derecha: Moisés Adrián Hernández García y Víctor Cordero Espinosa, Tercer Lugar, Gerardo E. Ramírez Díaz, Primer lugar, Jaime Alejandro Figueroa Martínez y Clara Luz Valiente Sánchez, Segundo Lugar del Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura 2010

Edificación propuesta en la Ciudad de México que pretende ser un punto neural para acercar a la gente al arte, con espacios de recreación artes plásticas y visuales, diseñados con luz natural y artificial. Cuenta con comercios y un foro al aire libre en una de las plazas públicas, en el cual las escaleras sirven como gradas para los espectadores, donde puede haber eventos masivos como eventos cotidianos de expresión cultural. Como premisa se proyecta generar un cambio en el ámbito urbano como punto detonador, buscando un equilibrio para mejorar el entorno incorporando el edificio al trazo urbano procurando la recuperación del espacio público. Este proyecto propone suspender una estructura basada en una armadura de acero con grandes dimensiones: arcos, núcleos y un “bosque de columnas de acero”, una solución en la que la construcción tenga gran ligereza. La estructura se vuelve generadora de los espacios arquitectónicos gracias a su lógica de acomodo en las trabes secundarias sobre las primarias logrando una flexibilidad ordenada.

Para mayor información sobre el Premio Nacional del Acero para Estudiantes de Arquitectura Comunicarse a la gerencia de Promoción del Acero y Desarrollos de Mercado de la CANACERO, Teléfonos: 54 48 81 63 y 67, email: acervantes@canacero.org.mx, página en Internet: www.canacero.org.mx

21 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

LAMINACIÓN

Control de desgaste y desbaste de rodillos de apoyo, para un molino de laminación en caliente Alfonso Hernandez(1) Marcelo Rebellato(2)

Luis Alfonso Borjon(1) Romualdo Servin(3)

Waldemar Braatz(2) Laura G. Castruita(3)

Altos Hornos de México, S.A de C.V. Email – direccion_acero@gan.com.mx Villares Rolls Email – rolls@villares.com.br (3) Facultad de Ingeniería Mecánica y Eléctrica-Universidad Autónoma de Coahuila Email – romualdoservinc@prodigy.net.mx (1)

(2)

INTRODUCCIÓN

Resumen

El desarrollo tecnológico en los procesos metalúrgicos ha evolucionado gradualmente y los procesos de laminación hoy en día exigen la aplicación de materiales que les permitan ser más productivos. Esta evolución ha permitido que actualmente se utilicen rodillos de apoyo forjados con 5% de cromo, los cuales tienen mejores propiedades mecánicas, sin embargo este tipo de rodillos requieren de un mantenimiento más estricto y un control de desbastes en el que se involucran las principales variables de laminación, sin afectar el rendimiento, calidad del producto y mejorando la eficiencia del rodillo durante su desempeño operativo; este trabajo nació de la necesidad de aprovechar al máximo la vida útil del rodillo y controlar el consumo de rodillos de apoyo en el molino Tándem de Laminación en caliente. Utilizando variables de laminación y aplicando un modelo matemático para el control de desgaste basado en las teorías científicas de Archard, Hertz y combinándolo con la teoría de Kapadia para el control de fatiga mecánica, las cuales han sido previamente establecidas, se llegó al desarrollo de un modelo matemático aplicable para controlar y eficientar el consumo de material rectificado en el cuerpo de los rodillos de apoyo después de cada campaña de laminación. 22 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

El mundo moderno está construido con la fortaleza del acero, cuyas características han permitido concretar las ideas arquitectónicas y las obras civiles más ambiciosas y complejas imaginadas por el hombre. La industria acerera es una de las más importantes a nivel mundial, ya que es proveedora de materia prima para una infinidad de industrias, entre las que destacan la automotriz, construcción, alimentaria, etc. El proceso de laminación en caliente es uno de los más utilizados para la producción de acero y los rodillos constituyen una herramienta indispensable en el proceso de producción, por lo que resulta de gran interés el desarrollo tecnológico de este herramental. Los molinos de laminación en caliente normalmente están compuestos de cuatro rodillos, dos de apoyo que son los que soportan las cargas de trabajo y dos de trabajo que son los que están en contacto directo con la lámina. Los rodillos de apoyo de un castillo de cuatro rodillos para productos planos tienen como función soportar la carga de rolado que se transmiten al rodillo de trabajo y este a su vez transmite la deformación de la lámina tal como se muestra en la figura No. 1.

L LAMINACI ÓN no están en contacto directo con la lámina, el contacto mecánico se presenta con el rodillo de trabajo y genera desgaste que es relativamente pequeño comparado con el que sufre el rodillo de trabajo, sin embargo las campañas de laminación de los rodillos de apoyo pueden durar hasta 28 días, generando suficiente desgaste que justifique el análisis. Aplicando las teorías de Archa[2] y Hertz[3] en el proceso de laminación en caliente se ha desarrollado un modelo matemático que nos permite determinar el desgaste generado en cada campaña de laminación, el cual se calcula aplicando la siguiente fórmula[4]: (1)

Figura 1. Representación gráfica de las cargas de rolado y principio fundamental del proceso de laminación.

La continua rotación de los rodillos hace que una fuerza de compresión actúe de forma repetida sobre las superficies de contacto entre los rodillos de trabajo y de apoyo. Esto provoca que ocurra fatiga de contacto, que después de cierto período de trabajo produce deformaciones en las zonas superficiales de los rodillos[1]. La superficie de los rodillos de apoyo

En donde: Kabr= a = P= E*= L= H= W= D1 = D2 =

Coeficiente de desgaste abrasivo Longitud de arco de contacto Carga de laminación (Fuerza de rolado) Módulo elástico efectivo Longitud total de la lámina Relación de Dureza Ancho del cuerpo de rodillo Diámetro del rodillo de trabajo Diámetro del rodillo de apoyo

ACERO/AIST MÉXICO 23 HIERRO yA

LAMINACIÓN Los rodillos de apoyo requieren de un mantenimiento preventivo después de cada campaña de laminación, el cual consiste en inspeccionar superficialmente para verificar que no existan grietas que pudieran propagarse durante la operación hasta que el rodillo sufra un accidente, además de esta inspección es necesario eliminar el material que sufrió fatiga debido al trabajo mecánico a que fue sometido durante la campaña de laminación. B.M Kapadia [5], establece en su teoría que el material fatigado durante el proceso de laminación está compuesto por cuatro capas, las cuales son: Corrosión, el cual consiste en una pequeña capa de entre 0.05 y 0.10 mm de material que se oxida y corroe debido a la temperatura y humedad en contacto con el rodillo. Deformación, el cual consiste en una segunda capa de material que sufre deformación mecánica debido a las fuerzas de rolado que se aplican en los rodillos de apoyo, las cuales provocan un efecto de compresión entre las superficies de los rodillos, el cual produce como efecto la deformación antes mencionada y mide aproximadamente 0.10 mm. Agrietamiento, el cual consiste en una superficie que contiene pequeñas grietas producidas por el contacto mecánico entre los rodillos, pudiendo llegar a medir hasta 0.20 mm y, por último, la Zona Fatigada, la cual es una región de la superficie que debido al contacto mecánico genera un tratamiento termomecánico, el cual consiste en incremento de dureza debido a los constantes periodos cíclicos de carga que producen la compresión de las superficies, esta zona de fatiga puede llegar a medir hasta 0.45 mm. La representación gráfica de esta teoría se muestra en la Figura 2. Fragmentos de desgaste Wear fragments

Ejemplo de medición a una anchura dentro de la banda Example of measurement at within-strip width

A: B: C: D:

Camada Picaduras de corrosión Deformada Agrietada Fatigada

Layer A:Corrosión pits B: Deformed C: Cracked D: Deformed

Depth .05/.10 mm –.10mm –.20mm –.45mm

Figura 2.- Superficie de material fatigado, aplicando la teoría de B.M. Kapadia

Modelo de control Los tiempos muertos en un molino de laminación representan pérdida de productividad que se transforman en pérdida de dinero, por lo cual se requiere un control adecuado en el cambio de rodillos, sobre todo en los rodillos de apoyo, ya que por su volu24 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

men y peso, se requiere de tiempos prolongados para cambiarlos, además es indispensable llevar un estricto control en el rectificado de los rodillos que elimine al máximo el desperdicio de material, para llevar a cabo este control se toman en cuenta dos variables, las cuales son: • Desgaste del cuerpo del rodillo, la cual se calcula aplicando la ecuación (1) del modelo desarrollado[4]. • Material fatigado, la cual se determina aplicando la teoría de B.M Kapadia[5]. El control de diámetros en los rodillos de laminación nos lleva a establecer una ecuación, la cual se aplica para determinar el nuevo diámetro que debe de tener el rodillo después de que se ha rectificado para regresar a operación, esta ecuación nos quedaría de la siguiente manera:

∅1= ∅1 – h – h1

(2)

En donde: ∅1= Diámetro que se debe de dejar rectificado ∅0=Último diámetro de la campaña (Diámetro anterior de rectificado) h= Altura de material desgastado h1= Altura de material fatigado En la ecuación anterior se considera la altura del material desgastado, el cual se calcula con la ecuación (1), desarrollada aplicando las teorías de Archar [2] y Hertz[3]. La ecuación (2) considera también la altura del material fatigado el cual es muy difícil de cuantificar, para lo cual se aplica la teoría de B.M Kapadia[5] con las siguientes condiciones: • Si el material desgastado h, es menor a 0.45 mm, el material fatigado h1, se considerará igual a 0.45 mm, por lo tanto, el material que se debe de rectificar es de 0.45 mm, (Si h<0.45, entonces h1=0.45). • Si el material desgastado h, es mayor a 0.45 mm, el material fatigado h1, se considera que será igual al material desgastado h, por lo tanto el material que se debe de rectificar deberá de ser la misma cantidad de material que se desgastó durante la campaña de laminación (Si h>0.45 mm, entonces h1=h). RESULTADOS En la Tabla 1 se muestran los resultados que se obtienen al aplicar el Modelo Matemático para una campaña de laminación, en la cual se puede observar el valor de cada una de las variables que influyen en el proceso de laminación, las cuales están consideradas dentro del modelo matemático desarrollado, y en la Tabla 2 se muestra la hoja de control de un rodillo

L LAMINACI ÓN de apoyo, el cual ha sido monitoreado aplicando el modelo de control descrito anteriormente.

Castillo

W (mm)

F-1

Kabr (mm3/KNm)

4.7E-08

F-2 4.3E-08

F-3 F-4 F-5 F-6

1727

0.991 0.984 1.007 1.016 1.039 1.047 1.049 1.061

4E-08

P (N)

19332 15298 13214 10796

1.081 1.102 1.105 1.122

8483 5738

R1 (mm)

314.33

327.02 301.63 303.21 315.91 322.90

R2 (mm) 539.70 571.65

E*=(E1/(1-V12)) + (E2/(1-V22)) (N/mm2) 113.0569

582.40 588.20 585.85

R=(1/R1) + (1/R2) (mm) 198.637 202.809 209.426

114.9440

210.172 199.112

611.50

201.992

589.55

200.231

614.10

202.987

581.15

204.659

591.10

103.4126

205.880

581.15

207.568

586.00

208.184

L (m)

a=(3PR/

h (mm)

0.5520

0.5236

0.6535

4E)1/3 (mm)

956918

1369307 1593276 1714946 1967904 2157850

0.6407

0.6575

0.6240

0.5847

0.5538

0.6504

0.6269

0.6525

0.6371

Tabla 1.- Cálculo de desgaste para una campaña de laminación, aplicando el modelo matemático desarrollado.

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“Move Ahead With Us” 25 HIERRO yACERO/AIST A MÉXICO

LAMINACIÓN Control de rectificado del rodillo de apoyo 8614 Ubicación

Diámetro (mm)

Material (mm)

Castillo

Posición

Nuevo

Desgastado

Fatigado

Rectificado

F-2

Superior

1238.30

1237.43

0.406

0.044

0.457

F-5

Inferior

1237.43

1236.16

0.635

F-3

Inferior

1236.16

1235.04

0.558

F-2

Superior

1235.04

1234.38

0.228

0.449

0.457

F-4

Inferior

1234.38

1233.42

0.482

F-4

Inferior

1233.42

1232.40

0.508

F-5

Inferior

1232.40

1231.64

0.304

0.449

0.457

F-2

Superior

1231.64

1230.98

0.203

0.449

0.457

F-2

Superior

1230.98

1230.30

0.228

0.449

0.457

F-3

Inferior

1230.30

1229.23

0.533

Tabla 2.- Hoja de control para el rectificado de uno de los rodillos de apoyo.

CONCLUSIONES El modelo matemático desarrollado anteriormente considera las principales variables del proceso de laminación, el cual determina el material que se desgastará en cada campaña de laminación y complementándolo con los estudios de fatiga mecánica de Kapadia, se puede establecer un control para el rectificado de los rodillos de apoyo, existe un margen de error que puede variar en un 5%, el cual puede reducirse considerablemente si se

26 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

continúa con la línea de investigación. Este modelo se aplica actualmente en Línea de tira de Laminación en caliente de Altos Hornos de México, S.A de C.V., y ha traído como resultado la disminución de costos al incrementar la producción de 7,000,000 a 10,000,000 de toneladas producidas durante toda la vida útil del rodillo de apoyo. Con la aplicación de este control se eficientiza al máximo la producción en función del material rectificado en cada campaña de laminación, cuando el rodillo tiene campañas cortas de producción el desgaste será muy pequeño y por consiguiente el material que se debe rectificar también será mínimo, el modelo de control está diseñado para desbastar material por medio del rectificado en función del desgaste, y el desgaste está controlado por medio del modelo matemático en función de las variables de laminación. REFERENCIAS [1] [2] [3] [4] [5]

Nakagawa M.A, Consideration and decision of suitable regrinding amount of back-up roll for 4-High mills, Hitachi Review, 1975 R.D. Arnell, P.B. Davies, J. Halling, T.L Whomes, Tribology, Principles and Design Applications, The Macmillan Press Ltd., Springer – Verlag Nueva York, Estados Unidos de América, 1993. K.L. Jhonson. Contact Mechanics. Cambridge University Press, Cambridge, Gran Bretaña,1985. R. Servin, 4o. Congreso y exposición de la industria del acero CONAC 2010, Monterrey, N.L, México. 2010. B. M. Kapadia, Iron And Steel Society, Warrendale, Pennsylvania. 1998

PROCESOS Y USOS DEL ACERO

Estudio de fases intermetálicas derecubrimientos

aceros HSLA

TERMOGALVANIZADOS Debido a la importancia que tiene la calidad del recubrimiento en los aceros se han mejorado las técnicas de galvanizado dando un tratamiento térmico posterior a la inmersión, este tratamiento se conoce como termogalvanizado (galvanneal). En este trabajo se estudiaron las condiciones que favorecen una mejor adhesión en el recubrimiento, tomando en cuenta el crecimiento, morfología y contenido de hierro de las diversas fases intermetálicas que se encuentran presentes. El material se obtuvo en condiciones de proceso de una línea industrial y en muestras inmersas en un simulador de laboratorio. Por medio de análisis de microscopia electrónica de barrido se caracterizaron las fases y se determinaron los contenidos de hierro en la capa de zinc. Se encontró que al incrementar los tiempos de permanencia en el horno post¬inmersión se tiene un crecimiento en el espesor de las fases que favorecen la adhesión (gama y delta). Palabras clave: acero, termogalvanizado, microestructura.

Resumen Resumen

Maribel de la Garza1, Mayra Moreno1, Martha Patricia Guerrero1, María de Jesús Nañez1, Rafael Colás1, Antonio Mani2 e Yvan Houbaert3 1 2 3

Facultad de Ingeniería Mecánica y Eléctrica, Universidad Autónoma de Nuevo León Ternium Recubrimientos Departamento de Ciencia de Materiales, Universidad de Gante

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PROCESOS Y USOS DEL ACERO INTRODUCCIÓN La industria automotriz se encuentra bajo constantes cambios e innovaciones, esto se debe a la demanda de productos que cuenten con una mejor calidad, por lo que los aceros que se utilizan tienen que ser remplazados por otros que ofrezcan mejores propiedades. Los aceros HSLA cumplen con las expectativas del mercado al tener una alta resistencia gracias a sus elementos microaleantes. Estos aceros presentan buenas propiedades mecánicas y de soldabilidad, las cuales son comparables o mejores que las de los aceros al carbono tradicionales[2], también presentan buena formabilidad, tenacidad y alta resistencia a la corrosión atmosférica[1,3,4], lo que los hace muy atractivos para la industria automotriz. El método más común con el que se protege a los aceros de la corrosión es el galvanizado por inmersión en caliente, se utiliza principalmente debido a las ventajas que presenta de bajo costo contra vida útil. Los recubrimientos de zinc se usan en su mayoría para evitar la corrosión del acero por medio de dos métodos, la protección de barrera y la protección galvánica. En lo que respecta a la protección de barrera, el recubrimiento de zinc, el cual separa el acero del ambiente corrosivo, se va a corroer antes de que éste alcance el acero. En la protección galvánica, el zinc es menos noble o anódico que el hierro a condiciones ambientes y se va a sacrificar corroyéndose para proteger el substrato de acero, aun cuando parte del acero esté expuesto tal como esquinas cortadas o rayaduras en el recubrimiento[7,8]. En un proceso de termogalvanizado continuo la lámina de acero se calienta en un horno después de ser sumergida en el baño de zinc. La lámina de acero se calienta y se mantiene a una temperatura entre 530560 °C durante un tiempo determinado para permitir la difusión del Fe en el Zn. Como resultado se obtiene un recubrimiento con un contenido aproximado de 90% de Zn y 10% de Fe. La concentración de Fe que se obtenga en el recubrimiento depende del ciclo de calentamiento, ya que la difusión está en función del tiempo y la temperatura[7,10,11]. La cinética de formación de fases depende de los parámetros de proceso, la composición química del baño de zinc y del acero. El tiempo y la temperatura en el horno post-inmersión son factores importantes que ayudan a controlar las fases Fe-Zn durante el termogalvanizado, ver Figura 1. Las fases del recubrimiento que se requiere estén presentes dependerá de la aplicación del producto final, como el caso de la soldadura eléctrica, donde las fases gama y delta son necesarias para mejorar la soldabilidad.

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Figura 1. Diagrama esquemático del fenómeno que se presenta durante el termogalvanizado, donde t0 corresponde a un tiempo cero de la estructura galvanizada. los cambios se dan conforme se incrementa el tiempo de t1 a t5[8].

Experimentación El material utilizado en este estudio fue un acero HSLA con una composición química de 0.062 C, 0.615 Mn, 0.013 P, 0.005 S, 0.047 Cu, 0.013 Ni, 0.020 Nb, 0.010 Cr, 0.026 Al z 0.003 Mo (% peso). La lámina de acero fue termogalvanizada en una planta industrial y en un simulador por inmersión en caliente. Este equipo está diseñado para simular el proceso de galvanizado a escala de laboratorio con parámetros similares a los utilizados en planta, tales como gases de enfriamiento, elementos aleantes del baño fundido, temperaturas de recocido y enfriamiento, así como velocidad y tiempos de inmersión. En la Figura 2 se muestra el simulador utilizado, las condiciones de operación se pueden consultar en otro trabajo[13]. El acero termogalvanizado en planta y en el simulador fue decapado y laminado en caliente, tiene un espesor de 2.05 mm (Calibre 14). Se tomaron muestras a la entrada y a la salida de la planta industrial de galvanizado continuo. La lámina fue cortada en secciones de 1 m de largo por el ancho de la lámina (1.20 m), el acero sin recubrir se cortó en placas de 200 mm de largo por 110 mm de ancho en dirección de la laminación para posteriormente ser termogalvanizadas en el simulador. La composición química del baño de zinc en el simulador contenía 0.12 % Al y 0.10 % Bi y en planta 0.13 % Al y 0.10 % Sb. El Bi y el Sb no afectan el recubrimiento termogalvanizado, se utilizan para controlar el tamaño de flor en el galvanizado[14]. Los ciclos térmicos fueron diseñados variando la temperatura de enfriamiento forzado en tres niveles bajo 440°C medio 460°C y alto 480°C. La temperatura en el horno infrarrojo para el recocido después de la inmersión fue de 480, 500 y 520°C y los tiempos de sostenimiento fueron 4, 8 y 16 s. Las muestras se precalentaron durante 1 minuto a 750°C antes del

PROCESOS Y USOS DEL ACERO proceso de inmersión. La temperatura del baño fue constante y fue de 460°C, el tiempo de inmersión fue de 1 s para todas las muestras. Las placas termogalvanizadas fueron inspeccionadas y evaluadas. En la Tabla 1 se muestran los parámetros de operación y las condiciones del baño fundido de la lámina termogalvanizada en planta y en el simulador.

Tabla 1. Condiciones del proceso de termogalvanizado Industrial Laboratorio Velocidad de recubrimiento (mm/s) Antes de la inmersión

Durante la inmersión

400

Pre-calentamiento (ºC)

644

750

Enfriamiento forzado (ºC)

455

440

460

480

Temperatura del baño de cinc (ºC)

459

460

Al (%)

0.13

0.12

Sb (%)

0.099*

Bi (%)

0.10

217.6

480

477

616

471

480

500

520

4, 8 4, 8 4, 8 y 16 y 16 y 16

Potencia (kW) Temperatura de recocido (ºC)

Después de la Tiempo de inmersión permanencia en horno recocido (s) Tasa de enfriamiento (ºC/s)

Figura 2. Simulador por inmersión en caliente.

RESULTADOS Y DISCUSIÓN El acero de alta resistencia baja aleación presentó un tamaño de grano de 5.6 µm (ASTM 12) en su condición de laminado en caliente con una dureza en la escala Brinell (HRB) de 74.73. Las propiedades mecánicas del acero sin recubrir y recubierto se obtuvieron ensayando probetas troqueladas a 0º, 45º y 90º con respecto a la dirección de laminación de acuerdo a la norma ASTM E8. El esfuerzo de cedencia más alto se encontró a 90º en todos los casos. El valor promedio de esfuerzo de cedencia del acero laminado en caliente fue de 393 MPa y el esfuerzo medio de cedencia de las muestras termogalvaniza-

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PROCESOS Y USOS DEL ACERO das en planta fue de 426 MPa y 410 MPa para las muestras termogalvanizadas en el laboratorio. Todas las muestras presentaron una elongación promedio del 26%. La composición química del recubrimiento de las muestras recubiertas en planta es de 9.43 Fe, 0.30 Al, 0.0038 Sb, 0.0026 Pb y el balance de Zn (% peso). La Figura 3 muestra algunas placas termogalvanizadas en el simulador. Se analizó el recubrimiento en cortes transversales usando un microscopio electrónico de barrido.

Figura 3. Placas termogalvanizadas por inmersión en caliente en simulador usando una temperatura de enfriamiento forzado de 480º C y una temperatura de recocido después de la inmersión de 480º C (placas de 200 x 110 mm).

El espesor del recubrimiento de las muestras termogalvanizadas en el laboratorio así como las procesadas en la planta industrial se midió. Como resultado se encontró que el espesor de la capa de zinc de las muestras procesadas en el simulador, Figura 4, es aproximadamente el doble de las muestras termogalvanizadas en planta, Figura 5. La diferencia encontrada se debe al uso de las cuchillas de aire instaladas en la planta industrial que funcionan para controlar el espesor. Se puede observar que la muestra termogalvanizada en planta tiene una capa de fase gama más definido y grueso (1-1.5 µm) que la que se muestra en la Figura 5 procesada en el laboratorio (0.2-0.3 µm); la capa de la fase zeta se controla de una mejor forma debido a estos sopladores de gas. Se evaluaron las diferentes condiciones de las muestras termogalvanizadas (Tabla 1) para tener un mejor entendimiento de la cinética de formación de fases como se puede ver en la Figura 6. El espesor de las fases gama y delta se incrementa en función de la temperatura y del tiempo en el horno pos-inmersión. El espesor de la fase zeta permanece constante a pesar del incremento en tiempo y de temperatura aunque a la temperatura y tiempo más altos (520º C por 16 s) la fase desaparece. 30 HIERRO yACERO/AIST MÉXICO

En un trabajo previo se termogalvanizaron placas de acero laminado en caliente en el simulador utilizando condiciones similares a las que se aplicaron a las muestras en esta investigación. El tiempo de sostenimiento en el horno post-inmersión fue de 5, 10 y 20 s y el baño de zinc fue similar al utilizado en planta. Se evaluó el contenido de Fe en el recubrimiento, y se comparó con los resultados de este trabajo, ver Figura 7.

Figura 4. Sección transversal vista por SEM de lámina de acero termogalvanizada en el simulador (480ºC por 4 s en horno postinmersión). Figura 5. Sección transversal vista por SEM de lámina de acero termogalvanizada en planta. Figura 6. Espesor de fases gama (A), delta (B) y zeta (C) presentes en el recubrimiento de zinc en función del tiempo y la temperatura en el horno infrarrojo post-inmersión.

PROCESOS Y USOS DEL ACERO

El contenido de Fe presente en el recubrimiento de zinc se calculó para este trabajo de acuerdo a la siguiente ecuación:

ΣFei χi %Fe= i xt

(1)

Donde χi es el espesor de cada fase, χt el espesor total y n el número de fases contenidas en el recubri-

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PROCESOS Y USOS DEL ACERO miento. De acuerdo a esta ecuación se analizó la relación entre el contenido de hierro en el recubrimiento termogalvanizado y los tiempos de permanencia. Se observó que para tiempos de sostenimiento cortos en el horno post-inmersión la concentración de Fe en el recubrimiento es pobre en comparación con los que fueron mantenidos por tiempos más largos, de forma similar el contenido de Fe se incrementa cuando la temperatura del horno post-inmersión se incrementa.

b= -0.0275 c= 6.46 x 10 –5

(4)

Este ajuste valida el uso de mediciones puntuales de concentración de hierro para calcular el total de la ecuación (1)

CONCLUSIONES Las condiciones involucradas en la formación del recubrimiento en el simulador fueron similares a las de planta. La ventaja de usar un simulador es evitar los costos asociados con los experimentos en planta. Los resultados muestran que la temperatura en el horno de recocido es la variable que ejerce la mayor influencia en la formación de fases encontradas en el recubrimiento. La temperatura del horno post-inmersión afecta el contenido de Fe presente en las fases Fe-Zn, a una temperatura mayor la formación de fases es más uniforme. El espesor total del recubrimiento es un factor importante para el control de las fases Fe-Zn, una capa más gruesa implica una mayor temperatura y mayor tiempo para obtener una calidad adecuada del recubrimiento. Se encontró que la fase zeta desaparece a la temperatura y tiempos más altos utilizados en este proyecto. Figura 7. Contenido de hierro en muestras termogalvanizadas en función de la temperatura y tiempo de sostenimiento en el horno post-inmersión.

Se encontró que el contenido de hierro en la capa es una función de la temperatura y el tiempo en el horno post-inmersión. Los resultados mostrados en la Figura 7 del contenido de Fe se ajustaron de acuerdo a:

%Fe= (x) • (t)1/2

C.G.H. Brun, M.J.M. Munier; “High Strength Low Alloyed Steel Strips Today”, Usinor– Montataire, 1994, France, pp 941-950.

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D.S. Sharma “Microstructural Characteristics of HSLA Steels”, Conference HISPA’99, 1999, Ranchi; pp 20-24.

International Iron and Steel Institute; “High Strength Low Alloyed Steel”; Committee on Technology; 1987, Belgium; pp 6-7.

American Iron and Steel Institute-Auto/Partners Steel Committee; Automotive Steel Design Manual (ASDM); 2002, EUA; chapter 2.2 -2.3, http:// www.a-sp.org/database/default.asp?doc=28

(3)

donde T se expresa en °C y los coeficientes b y c están dados como:

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(2)

donde t representa el tiempo en segundos y χ está dada por:

x= b • T + cT 2

REFERENCIAS

PROCESOS Y USOS DEL ACERO 6.

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A.R. Marder, “The Metallurgy of Zinc Coated Progress in Material Science”, Vol. 3; 2000, pp 191¬271.

“AMS Handbook Volume XIII”; ASM International Handbook Committee, The Material Information Society, Specific Alloy Systems; 1987; EUA; pp 526, 765-766.

10.

W. Warnecke, R. Bode, R. Kothe, L. Meyer, “Modern Hot Dip Coated Sheet Steel-Processing, Coating Characteristics and Fabricating Properties”, Zinc Based Steel Coating Systems: Metallurgy and Performance; The Minerals, Metals & Materials Society; 1990; EUA; pp 3-7.

11.

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12.

“Galvannealed Coatings, How do they Differ from Galvanized?”; GalvInfoNote #5, The International Lead Zinc Research Organization; 2003; EUA; pp 1-5.

13.

M. Moreno, Eng, M. (Mat.) Thesis, “Caracterización del recubrimiento termogalvanizado en aceros HSLA”. Universidad Autónoma de Nuevo León, San Nicolás de los Garza, 2006, pp 81-124.

14.

M. De la Garza, M. P. Guerrero, P. Zambrano, R. Colás, and Y. Houbaert, “Surface Characterization of Hot and Cold Rolled Low-Carbon Steel Strips after Galvanizing and Galvannealing” Materials and Manufacturing Processes, 2007, 22, pp 323–327.

AGRADECIMIENTOS Los autores agradecen el apoyo financiero de CONACYT, Paicyt y FIME-UANL.

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