Ferroaleación Compleja Obtenida Por Metodos Pirometalurgicos A Partir De Arenas Negras De Cuba

Autores: Rafael Quintana-Puchol, Lorenzo Perdomo-González, Amado Cruz-Crespo

Grupo de Investigación y Desarrollo de Materiales para Soldar, Centro de Investigaciones de Soldadura (CIS), Universidad Central "Marta Abreu" de Las Villas (UCLV). Carretera a Camaguaní km 5 ½, Santa Clara, VC, CP54830, Cuba. Email: rquin@fim.uclv.edu.cu;

Resumen:  

En este trabajo se expone una caracterización química y mineralógica de las arenas negras del placer Mejías de Sagua de Tánamo, el más importante placer litoral de playa del noroeste de Cuba oriental. A partir de estas caracterizaciones se desarrolla una estrategia de cálculo para la confección de la carga metalúrgica, que permite obtener simultáneamente, al ser procesada por reducción carbotérmica en un horno de arco eléctrico con crisol de grafito, una ferroaleación multicomponente y una escoria útil para la confección de consumibles de soldadura por arco eléctrico. El polvo de la escoria obtenida es aglomerado con vidrio líquido. Los pellets resultantes, debido a su comportamiento en la soldadura por arco sumergido (SAW), presentan propiedades metalúrgicas y tecnológicas que satisfacen los requisitos de una matriz de un fundente aglomerado. La composición química de la ferroaleación multicomponente está constituida por elementos metálicos (V, Cr, Mo, Ti, Nb) de alto valor metalúrgico y aleante, apropiada para la formulación de cargas aleantes de consumibles tanto para la soldadura manual (SMAW) y como para la SAW.

Palabras claves: Arenas negras, metalurgia, ferroaleaciones, escoria, soldadura por arco eléctrico

Abstract:  

These work deals with the chemical and mineralogical characterizations of the black sands of the Mejías placer of Sagua de Tanamo (the most important beach littoral placer of the northwest of oriental Cuba). Starting from these characterizations a calculation strategy is developed for the making of the metallurgical load that allows to obtain simultaneously a multicomponent ferroalloy and a useful slag for the making of electric arch welding consumables, when being processed by carbothermic reduction in an electrical arc furnace with graphite crucible,. The powder of the obtained slag is agglomerated with liquid glass. The resulting pellets, due to their behavior on the submerged arc welding show technological and metallurgical properties that correspond with the requirements of an agglomerated flux matrix. The chemical composition of the multicomponent ferroalloy is constituted by metallic elements of high metallurgical and alloyed values (V, Cr, Mo, Ti, Nb). It is appropriate for the formulation of consumables for manual welding (SMAW) and SAW, as well.

Key words: Black sands, metallurgy, ferroaleaciones, slag, electrical arc welding

1. INTRODUCCIÓN

Entre los problemas de la globalización, uno de los más significativos es el abastecimiento de la humanidad con materias primas naturales, así como su empleo racional. El rápido crecimiento de la extracción de los recursos naturales ha provocado el agotamiento de una serie de yacimientos, relativamente numerosos, de materias primas "baratas". Se ha notado que el ritmo de su explotación resulta actualmente desproporcionado respecto al incremento de las nuevas reservas, y a veces incluso el balance es negativo [1].

Los trabajos de caracterización de la capacidad de beneficio de las arenas negras y la búsqueda de modos de su aprovechamiento integral, así como su elaboración mediante esquemas eficientes y económicos, son investigaciones aun con interrogantes, que requieren de una compilación minuciosa de múltiples datas de diferentes fuentes, que a menudo resultan hasta contradictorias, así como la realización de numerosos experimentos multidisciplinarios por varias instituciones científicas e industriales.

El potencial de utilidad que puede brindarnos los minerales cubanos está distante el día de ser agotado completamente. Un ejemplo irrefutable de lo expuesto lo brinda las arenas negras de los placeres Mejía en la desembocadura del río Sagua de Tanamo [2].

Varios y acuciosos trabajos de valoración de las potencialidades de los placeres de arenas negras se han realizado por los especialistas del Instituto Superior Minero Metalúrgico de Moa [3,4,5].

Un salto cuantitativo y cualitativo en el aprovechamiento de los recursos naturales cubanos en el desarrollo de consumibles de soldadura por arco eléctrico se enmarca en las postrimerías a finales de la década del ochenta con la creación del Centro de Investigaciones de Soldadura (CIS). Los trabajos sobre el desarrollo de diferentes prototipos de electrodos tubulares revestidos para la SMAW y alambres tubulares autoprotegidos para FCAW destinados al recargue [6] y fundentes aglomerados [7,8] y fundidos para la SAW [9], entre otros son ejemplos de una tendencia creciente de emplear nuestras materias primas naturales en función de suprimir importaciones. Las materias primas naturales para ser empleadas en el desarrollo de consumible para la soldadura por arco eléctrico deben cumplir los aspectos fundamentales siguientes:

• Deben proceder de yacimientos en explotación o de fuentes de reservas capaces de mantener un suministro y una calidad estables dentro de rangos permisibles.

• Deben tener una composición química ajustables a las diferentes partes constituyente de los consumibles (sistema de óxidos y su carga aleante) acorde a los campos de su aplicación.

Con este trabajo se pretende indicar una vertiente más de las posibles utilidades que nos brinda las arenas negras de la parte nororiental de Cuba en la obtención de ferroaleaciones destinadas al desarrollo de consumibles para la soldadura por arco eléctrico. Además, en el mismo se expone una caracterización mineralógica visual bajo microscopio de las diferentes fracciones obtenidas empleando líquidos pesados (bromoformo, r = 2,891 g.cm^-3), separadores magnéticos y electromagnéticos, ofreciendo además sus respectivos análisis químicos. También, acorde a los criterios de Quintana Puchol [1] las arenas negras pueden someterse a un proceso carbotérmico de reducción en un horno de arco eléctrico con un crisol de grafito, obteniéndose una aleación de composición compleja, revelando elementos metálicos de gran perspectiva en el desarrollo de formulaciones de cargas aleantes para consumibles de soldadura por arco eléctrico.

2. MATERIALES Y MÉTODOS

El Placer Mejías de arenas negras se encuentra a ambos lados de la desembocadura del río Sagua de Tanamo, que fluye hacia el norte de la provincia de Holguín y desemboca en el Océano Atlántico al este de la bahía de Sagua de Tanamo y al oeste de la playa Mejías. La toma de muestra se realizó en su sector este del placer, en su parte más cercana de la costa, en donde las arenas son ricas en magnetita, cromita e ilmenita. Se selecciona una masa de 5 kg de la muestra inicial (Mi) de las arenas negras, que es sometida a un lavado en Jagua y posteriormente es secada a 100 ^oC, homogeneizada y cuarteada varia veces, de la cual es extrae una muestra de 3 kg, que será denominada M1.La muestras M1 es sometida a un proceso de clasificación por líquidos pesados (bromoformo, r= 2,891 g.cm^-3) y posteriormente a un proceso de separación magnética y electromagnética según el esquema presentado en la figura 1. Para la separación magnética se empleo un imán permanente tipo PKA II-38-2 de 0,76 Ohm y para obtener las fracciones electromagnéticas se empleo un separador isodimámico de Frants con campo variable [10]. El análisis mineralógico de todas las fracciones se realizó bajo un microscopio binocular estereoscópico empleando lentes de 10x a 40x [11].

Porciones de las fracciones obtenidas según los esquemas de la figura 1. Fueron triturados a un tamaño de grano < 88 mm (170 mesh) para la realización de los análisis químicos clásicos por vía húmeda. Aproximadamente un kilogramo la muestra M1 se somete durante 35 min a una reducción carbotérmica en un horno de arco eléctrico, que fue alimentado por una fuente generadora de corriente eléctrica del tipo Mansfield G 1000, VC/S de 1000 A y 48 V [8, 9]. Los análisis químicos de la aleación de la aleación obtenida se efectuaron con la ayuda de un equipo SPECTROCAST, Tipo CAV7A21B [8, 12].

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

3.1. Obtención fracciones

Una porción representativa de la muestra M1 fue sometida a un proceso de separación mediante un embudo separador con bromoformo, obteniéndose una fracción ligera (r < 2,891 g.cm^-3) y otra pesada (r > 2,891 g.cm^-3) que es 16 veces más abundante que la primera.

Por medio de un imán de campo permanente se separo de la fracción pesada las fracciones magnética (f₁^mag) y no-magnéticas (f₁^no-mag), cuya relación másica (R₁^mag = f₁^mag / f₁^no-mag) presenta un valor de R₁^mag = 0,87:1. Dicha relación indica comparativamente que la fracción no-magnética es 13 % mayor que la magnética. Posteriormente en un separador magnético isodinámico accionado a un régimen de 0.5 A (200 kA/m) se obtuvo de la fracción no-magnética (f₁^no-mag) las fracciones electromagnéticas (f₁^elmag) y no-electromagnética (f₁^no-elmag). El valor de la relación másica R₁^elmag = f₁^elmag / f₁^no-elmag

indica que la fracción electromagnética es casi 9 veces mayor que la fracción no-electromagnética. Todos estos resultados expresan que estrategia de selección se debe emplear referente a los métodos de separación empleados en la clasificación las diferentes fracciones: pesada/ligera, magnética/no-magnética, electromagnética/no-electromagnética y sirven, además, de criterio para evaluar la factibilidad económica y tecnológica del beneficio mineralógico industrial de esta mena.

3.2. Caracterización mineralógica

Bajo el microscopio binocular estereoscópico se realizó a la muestra M1y sus fracciones el análisis mineralógico semicuantitativo referido al volumen aproximado que ocupa los granos de cada espécimen mineral (V_m) de acuerdo a la ecuación siguiente:

V_m =(n_m/N_T)× 100,

donde n_m: número de granos del mineral en cuestión, N_T: número total de granos seleccionados [11].

Para calcular el porcentaje másico del mineral es necesario conocer la densidad del mineral r _m y de la muestra _{r M,} está última se realizó por el método picnométrico. El contenido ponderado del mineral m_m se calcula acorde a: 

m_m = (V_{m× r m})/r _M

A partir de la cuantificación mineralógica visual aproximada de cada una de las fracciones obtenidas de la muestra M1 puede realizarse una apreciación por recálculo de cuanto podría aportar cada mineral cuantificado en elementos metálicos con vista a estimar el origen de otros elementos metálicos ocultos en dichos minerales.

En la tabla 2 se muestra la composición mineralógica de las diferentes fracciones de la muestra M1 determinadas por apreciación visual bajo microscopio.

La fracción magnética f₁^mag representa 43.68 % de la masa de M1 respectivamente y está aparentemente constituida, casi totalmente, por magnetita (M1 = 93 %) que representa un potencial aproximado del 29 % en hierro (Fe) para la muestra M1.

La cromita "Fe Cr₂O₄" se aprecia visualmente como uno de los constituyentes principales de la fracción electromagnética (f₁^elmag) y representa aproximadamente 20 % de toda la masa de M1, aportando potencialmente el 9,2% del cromo y el 5,8 % de hierro respectivamente. Otros minerales importantes según su aporte másico son los piroxenos (9 % de M1) y la epidota (11 % de M1) que contribuyen con sílice (SiO₂) y óxidos de calcio (CaO) y magnesio (MgO). La ilmenita (FeTiO₃) puede constituir cerca del 2 % de la muestra M1 y aporta potencialmente 0,57 % del titanio y el 0,66 % de hierro a M1 respectivamente. El rutilo (TiO₂) y la esfena [(CaTi(SiO₄)O] son los principales minerales portadores de titanio en la fracción no-electromagnética y representan respectivamente un contenido potencial de 0,71 y 3.28 % referido a la muestra total M1. Ambos minerales constituyen 0,43 % del titanio en M1. El circón (ZrSiO₄) es otro constituyente importante de la fracción no-electromagnética. Los contenidos de circonio (Zr) que aporta este mineral son 0,43 % referido a M1.

3.3. Caracterización química

El análisis químico de la fracción magnética presenta, en especial, un déficit aproximadamente del 15 %. Este déficit no se corresponde con el contenido, que debe presentar el conjunto de óxidos de la fracción magnética determinados por recálculo del análisis mineralógico

El contenido de aproximadamente de un 42 % de Fe (» 60 % del Fe₂O₃) determinado analíticamente está muy por debajo del potencial determinado visualmente de la fracción magnética, que debe ser mayor a un 65 % de Fe (> 90 % de Fe₃O₄), lo que significa que la fracción magnética está constituida no solo por magnetita si no, posiblemente, por minerales magnéticos de apariencia similar como la titanomagnetita, cromotitanomagnetita y cromo espinelas magnéticas, que justifican los relativos altos contenidos de TiO₂ y Cr₂O₃ en el análisis químico para la fracción magnética y posible reservorio (depósito) de los elementos químicos: V, Ni, Mo, Nb, entre otros (ver tablas 3 y 8).

Es conocido que el vanadio se encuentra, en muchas ocasiones en niveles relativamente altos de concentración en menas de hierro titanífero como la titanomagnetita, sustituyendo al ion Fe³⁺ en forma de V⁴⁺ en correspondencia a los potenciales de REDOX de ambos elementos. También el vanadio puede estar oculto en minerales del titanio (ilmenita, esfeno y rutilo) sustituyendo al ion Ti⁴⁺.

3.4. Reducción carbotérmica

En el caso del molibdeno, por el contrario, los minerales de hierro titaníferos son pobres en molibdeno. Por regla los minerales de molibdeno se disuelven fácilmente durante la meteorización y forman ocres y óxidos hidratados por ejemplo molibdenita MoO o FeO× 3MoO_3× 8H₂O ilsemanita, que está muy difundida como producto de la oxidación de los minerales del molibdeno. Sin embargo, el nivel relativamente alto de iones Ca²⁺ de las aguas fluviales provoca la precipitación de la mayor parte del molibdeno como constituyente de las arenas analizadas.

El niobio puede encontrarse en concentraciones relativamente notables en rocas ultrabásicas, lo que se debe con toda evidencia a su alto contenido en titanio. A pesar de la semejanza de sus radios iónicos, el niobio no sustituye al Fe³⁺ en sus minerales en cantidades apreciables, si no que sustituye de preferencialmente al Ti⁴⁺. El niobio se encuentra con preferencia en minerales del titanio independientes, como es el caso de la esfena.

Para obtener la aleación ferrosa se partió de una muestra de 2 kg de la muestra M1, que se sometió a una reducción carbotérmica en un horno de arco eléctrico con un crisol de grafito desarrollado en el Centro de Investigaciones de Soldadura (CIS) [8]. La capacidad de carga del horno está enmarcada en un volumen libre de 1439 cm³.

La confección de la carga metalúrgica se realizó teniendo en consideración la composición química y mineralógica de M1 (ver tablas 2 y 3).

El primer paso estuvo dirigido a formular las mezclas de ajuste mineral de la muestra M1 con el objetivo de obtener en la escoria un contenido (> 60%) y una relación de óxidos principales (SiO₂, Al₂O₃ y CaO) correspondiente a un punto en el diagrama de fase ternario SiO₂-Al₂O₃-CaO, que presente buenas propiedades metalúrgicas y tecnológicas requeridas tanto para realizar eficientemente el proceso de reducción carbotérmica de la muestra M1 como para obtener una escoria que cumpla con los requisitos de la matriz de un fundente aglomerado durante el proceso de soldadura por arco eléctrico (SAW).

Para confeccionar las mezclas de ajuste se seleccionaron tres componentes: caliza (53% de CaO), arena sílice (93% de SiO₂) y alúmina (99% Al₂O₃).

Para el cálculo de la cantidad de coque necesario destinado a la reducción de los minerales que conforman la muestra se tomo, en consideración a su composición en óxidos, como base 1000g de concertado lavado (M1). La reducción carbotérmica se considera con un factor de eficiencia (F_efc) entre 90 y 95% para las ecuaciones siguientes [13]:

Me₃O₄ + 4C = 3Me+ 4CO; F_efc» 95%; Me: Fe, Mn

Me₂O₃ +3C = 2Me + 3Co; F_{efc »} 90%; Me: Fe, Cr

MeO₂ + 2C = Me + 2CO; F_{efc »} 95%; Me: Ti, Si

MeO + C = Me + Co; F_{efc »} 95%; Me: Mn

Los cálculos estequiométricos del carbono demandado por las cuatros reacciones y del necesario para la formación de carburos(» 25% adicional) arrojan un monto total de 248.30 g de coque con un 87% de carbono activo para reducir 1000 g de M1 [12, 13]. Para que la formulación de la carga metalúrgica tenga desde el principio el doble propósito de servir al proceso de reducción carbotérmica y, a la misma vez, de obtener en la escoria un sistema de óxidos que garantice adecuadas propiedades metalúrgicas y tecnológicas requeridas en la conformación de una matriz de un fundente aglomerado destinado para la SAW, es necesario conformar una mezcla complementaria que ajuste el sistema de óxidos inicial, que aporta la muestra inicial (M1).

Para poder utilizar la escoria como matriz de un fundente aglomerado hay que plantearse previamente una estrategia de ajuste en la conformación de la carga metalúrgica a partir de la composición química y de las características mineralógicas de la muestra que será sometida a la reducción carbotérmica.

En el caso de que se redujese directamente la muestra M1 con carbono sin otro componente adicional, se esperaría que los productos de la reducción estuvieran constituidos aproximadamente por 73% de ferroaleación y 27 % de escoria, en ésta última el sistema de óxidos SiO₂-Al₂O₃-CaO constituiría aproximadamente el 80% de su composición química, pero su relación de óxidos (SiO₂:Al₂O₃:CaO = 3.824:1.764:1) se encontraría distante de la zona requerida en el diagrama de fase SiO₂-Al₂O₃-CaO (ver figura 2). 

Acorde a los requisitos correspondientes a la matriz de un fundente, ésta debe presentar aproximadamente una temperatura de fusión 200 ^oC menor que el metal depositado por SAW y mantener una buena estabilidad del arco eléctrico. Por estas razones es que se eligió estratégicamente de la zona de la seudowollastonita del sistema ternario SiO₂-Al₂O₃-CaO el eutectico, representado por el equilibrio CAS₂ + a-CS = L, cuyas características fundaméntales están definidas por la composición química de 47.30% de SiO₂, 18.60% de Al₂O₃ y de 34.10% de CaO (SiO₂:Al₂O₃:CaO = 2.543:1:1.833) y la temperatura de fusión de1680 K (1307 ^oC) [14]. Para lograr esta relación entre los óxidos en la escoria es necesario hacer un acertado cálculo en el balance de la composición química de la carga metalúrgica. Esto puede efectuarse por adición de otra mezcla de componentes (óxidos) a la muestra (M1).El cálculo de la composición de mezcla de ajuste a adicionar a la muestra M1 puede realizarse por dos métodos para lograr la relación de óxidos deseada en la escoria, después de su reducción carbotérmica.

Figura 2: Diagrama de fase del sistema ternario SiO₂-Al₂O₃-CaO

Primer Método: cálculo algebraico

Este método se basa en la formulación de ecuaciones algebraicas. Los contenidos de los óxidos se expresan en fracciones en masa y representan los factores de las variables X, Y y Z (los tipos de óxidos), que conforman las tres ecuaciones fundamentales normalizadas

1- la ecuación que representa el sistema de óxidos elegidos y ponderados de la muestra inicial, 2- la ecuación que constituye el sistema de óxidos de la escoria a obtener y 3- la ecuación correspondiente al sistema de óxidos de la mezcla para el ajuste químico de la muestra M1 (ver tabla 3).

Los factores a, b, c … de las respectivas ecuaciones son las concentraciones expresadas en fracciones de masa.

 En el caso de la muestra M1, la expresión de las ecuaciones es la siguiente:

1: Muestra inicial M1: 0.5805X + 0.2677Y+ 0.1518Z = 1

2: Escoria deseada: 0.4730X + 0.1860Y + 0.3410Z =1

3: Mezcla de ajuste: aX + bY + cZ = 1

La solución de estas ecuaciones arroja que los valores de las concentraciones de los óxidos de la mezcla de ajuste son: 36.55% de SiO₂(X), 10.43% de Al₂O₃(Y) y de 53.02% de CaO(Z).

Este método implica que los óxidos de la mezcla de ajuste y los de la muestra inicial deben estar en la proporción 1:1, es decir que la masa de la muestra resultante se incrementa en un 40 % respecto a la masa inicial M1. La magnitud de este incremento depende del contenido de los óxidos seleccionados en cada uno de los componentes de la mezcla de ajuste.

Segundo método: Calculo por adición sucesiva

Este método se basa esencialmente en ajustar la composición de una muestra inicial a partir de adiciones sucesivas y selectivas de componentes individuales (óxidos), de esta forma se obtendrán nuevas muestras en las cuales se repite el mismo procedimiento. Se realizarán tantas adiciones como sea necesario, hasta lograr la concentración deseada de cada óxido en la muestra final.

La fórmula fundamental que determina el cálculo de la cantidad de cada componente a adicionar para ajustar una concentración deseada de un componente (oxido) se expresa de la forma siguiente.

Donde:

1. n significa el orden de la adición de un componente (óxido: i, j, k,…) a una mezcla dada; por ejemplo n = 1 se refiere a la primera adición del componente; cuando el supraíndice n no está indicado, se refiere a la cantidad o concentración  iniciales de un componente (i,j,k,…) o a la masa total de la mezcla inicial, si n = * es el estado final.

2. (ƒ_іⁿ) y (ƒ_і^*) son las concentraciones iniciales y finales (deseadas) expresadas en fracciones de masa de un componente (i,j,k,…) en una mezcla dada después de su adición.

3. (m_iⁿ) es la cantidad resultante de un componente determinado ( i, j, k …) en la nueva muestra formada al adicionar una cantidad (m_iⁿ   - _mi ^n-l )  del componente seleccionado a la anterior muestra (n-1).

   4.  (M_T^N ) es la masa total de una muestra formada por adición de un componente.

En la tabla 4 se expone esquemáticamente la estrategia del ajuste químico y másico de la formulación de la mezcla metalúrgica a partir de la muestra de inicial(M1), cuyo calculo puede realizarse con la ayuda de un sencillo programa Microsoft-EXCEL.

A partir de la suma de las diferencia de las masa 

en cada etapa se conforma la masa de la mezcla adicional, que se añade a las mezcla inicial. Las mezclas de adición para el ajuste mineral obtenidas según los métodos de cálculo expuestos acorde a sistema de ecuaciones (mezcla I) y a la adición sucesiva de componentes (mezcla II) se exponen en la tabla 5

De la tabla 5 se observa que por el método de adiciones sucesivas de componentes se logra obtener una mezcla que es 50.46% menor en masa que la obtenida por el método de ecuaciones algebraicas y con el correspondiente ahorro de alumina. Tanto a partir de la mezcla I como en la II se logra que la relación de óxidos de la escoria sea SiO₂ : Al₂O₃: CaO = 2.54:1.0:0.83 acorde a la concentracion predeterminada de eutéctico en la zona de la seudowolastonita, que es modificada con la adición de fluorita (CaF₂) (ver tabla 6).

Los componentes de la carga metalúrgica se mezclaron y homogeneizaron, acorde a un tamaño de grano de 0,2 mm, en un tambor mezclador según procedimientos establecidos [7].

La temperatura de trabajo del horno fue de 1600 ^oC y estuvo controlada con un picnómetro checo marca Metra. El crisol y el electrodo de grafito están conectados a los polos de una fuente de corriente directa del tipo Mansfield G 1000 VC/S de 1000 A y 48 V (48 kW), que trabajo a un 70 % de su capacidad por un periodo de 35 min. Durante todo el periodo de fusión-reducción hubo una buena estabilidad del arco eléctrico de las dos formulaciones metalúrgicas finales, no obstante la muestra metalúrgica se proceso con cierta mayor facilidad y la separación escoria metal resulto también mas fácil de acuerdo al vertido empleado.

La operación vertido de la masa fundida se realiza sobre agua a temperatura ambiente, donde se produce un fuerte choque térmico. En esta etapa es importante controlar con cierta exactitud la temperatura, la altura y la velocidad de vertido para lograr los efectos deseados en los productos de la fusión-reducción, estableciéndose para esta etapa los parámetros siguientes:

• Altura = 0,5 – 0,6 m.

• Temperatura = 1500 –1600 ^oC.

• Velocidad de vertido = 1,0 –1,5 litros/min.

• Volumen de la cubeta receptora = 50 veces mayor que el volumen de la masa fundida.

El choque térmico provoca un efecto de granulación previa y altas tensiones internas en la ferroaleación ocasionando que sea frágil, lo que favorece su posterior trituración. En el caso de la escoria fundida, al caer ésta en el agua se solidifica bruscamente con un alto grado de vitrificación y amorfismo con una textura muy porosa y extremadamente frágil. Estas propiedades, entre otras, de ambos productos de la reducción determinan favorablemente el procedimiento de su separación y su ulterior procesamiento. La separación de la escoria y de la ferroaleación se realiza acorde a las etapas siguientes:

Secado: La escoria húmeda (40 % de agua) se escurre y orea hasta que alcance una humedad de 20 - 25 %. Posteriormente se concluye el secado en una estufa a 200 ^oC, alcanzando una humedad de 0,1 %.

Tamizado grueso: A consecuencias del proceso de granulación de la masa fundida por choque térmico en agua se produce una diferencia notable entre el tamaño y la fragilidad de los granos de la escoria y los de la ferroaleación, lo que facilita que casi el 90 % de la ferroaleación sea separada mecánicamente por tamización (malla 5 mm).

Trituración y tamizado fino: La escoria tamizada por la malla de 5 mm se somete a un proceso leve y corto (5 min.) de trituración en un molino de bolas de cerámica. A consecuencia de la marcada diferencia de dureza y fragilidad de ambos productos se provoca una notable diferencia de tamaño de grano entre la escoria y los granos de ferroaleación atrapados en ella. Posteriormente se pasa la masa molida por un tamiz de 1 mm de apertura, recuperándose el 85 % (>1 mm) de la ferroaleación retenida en la escoria. Lo que significa que finalmente la escoria podría contener posiblemente < 1,5 % de ferroaleación compleja residual.

Separación magnética: La recuperación del resto (99%) de la ferroaleación (< 1.5 %) contenida en la escoria se realiza mediante un proceso de segregación magnética, debido a que la ferroaleación presenta características ferromagnéticas, en cambio la escoria es netamente diamagnética.Con esta secuencia de procesamientos de los productos de la reducción obtenidos a partir de las cargas metalúrgicas diseñadas, se obtiene aproximadamente 440 g de ferroaleación y 510 y 378 g de escoria correspondientes a las formulaciones metalúrgica de la mezcla-I y mezcla-II respectivamente por cada 1000g de concentrado mineral de M1 procesado, lo cual expresa una eficiencia promedio para ambas formulaciones metalúrgicas del 92%. La capacidad promedia de producción del horno es de 1,5 kg de ferroaleación y 1.74 kg de escoria por hora.

2.5. Caracterización de los productos

Escorias

Las composiciones químicas de las escorias vítreas y amorfas se encuentran registradas en la tabla 7. Las escorias son pulverizadas (<0,1 mm) y posteriormente aglomeradas por rodadura (pelitización) con vidrio líquido (30% de la masa seca de escoria) y son secadas a 300 ^oC durante 2 horas.

El proceso de aglomeración por rodadura arroja que más del 85 % de las masas granuladas se encuentran en el rango granulométrico de 0,25 hasta 3,0 mm. [6,7]. Las masas granuladas y secas (0,25-3,0 mm, 0.1% H₂O) se somete a un proceso de soldadura automática por arco eléctrico (SAW) con alambre de bajo contenido de carbono, donde presentan buena estabilidad del arco, emanan poco humo, no hay presencia de llama y los cordones depositados presentan buen aspecto superficial, todo lo cual indica que las escorias presentan buenas características para ser empleadas como matriz de fundentes aglomerados.

Ferroaleaciones

En el caso de las aleaciones obtenidas se sometan primeramente a un proceso de trituración en un molino de mandíbulas y posteriormente en uno de bolas durante 15 min. Aproximadamente más del 85% de la masa de la ferroaleación se encuentra en rango granulométrico entre 0.08 y 2.5 mm. Rango que se emplea frecuentemente en la confección de formulaciones de cargas aleantes de consumibles de soldadura por arco eléctrico.

Posteriormente se somete estas ferroaleaciones a una caracterización química, que se efectúa en un equipo SPECTROCAST, Tipo CAV7A21B de potencia 1250 VA, 60Hz y alimentación 230V bajo atmósfera controlada de argón. El resultado promedio del análisis químico de 17 elementos químicos de las ferroaleaciones se resume en la tabla 8.

A partir de la compleja e interesante composición química de las aleaciones obtenidas, no puede clasificarse éstas ni como acero ni tampoco como hierro fundido. Resulta interesante valorar en las ferroaleaciones obtenidas el posible origen de los contenidos relativamente altos de los elementos metálicos Mo (2,87-2.76 %), Nb (>1,80 %) y V (>1,20 %) que son caros y escaso en la naturaleza (ver tabla 8). El posible precio de la ferroaleación en su forma primitiva se calcula aproximadamente en 38 veces lo que puede valer un acero de baja aleación y bajo contenido de carbono (ver tabla 8). En el caso de que estas ferroaleaciones sean trituradas e insertadas en las cargas aleantes de los consumibles para la soldadura el valor agregado se incrementara en varias veces más.

Por recálculo químico a partir de los análisis químicos de la ferroaleación y de la muestra M1 y sus fracciones, se llega a la convicción que algunos de estos elementos deben ocultarse en importantes proporciones en diferentes minerales de hierro, titanio y probablemente de cromo en la fracción magnética de las arenas negras

Resulta interesante analizar la información que brinda el contenido químico elemental de la ferroaleación compleja obtenida a partir de la muestra M1 de las arenas negras en la confección de cargas aleantes para el desarrollo de consumibles destinados a la soldadura por arco eléctrico: electrodos para la SMAW y fundentes para la SAW.

Desde el punto de vista químico se observa que la suma de los contenidos de los elementos Mo, V, Ti, Cr, Ni, Nb y Mn representan alrededor del 28% de la composición y que junto con el Fe (53%) y el carbono (C = 5,40%) constituyen el 87% de la ferroaleación obtenida. Valorando individualmente la presencia cada uno de los elementos podemos formarnos un criterio de la posible composición fásica de dicha ferroaleación como componente en el desarrollo de cargas aleantes para consumibles de soldadura por arco eléctrico.

El contenido relativamente alto de carbono (5,40 %), que presenta la ferroaleación presupone la existencia de varios tipos de carburos, que pueden ser transferidos parcialmente a los depósitos de soldadura. Los elementos de la aleación que son aptos para formar carburo en aleaciones base hierro son aquellos cuyo subnivel enérgico dⁿ(n < 6) está menos lleno que el del hierro ²⁶Fe(3d⁶) [15]. De acuerdo con lo dicho, pueden formar carburos tanto en ferroaleación multicomponente como en los depósitos de soldadura, según el orden de prioridad, los elementos ²²Ti (3d²), ⁴¹Nb(4d⁵), ²³V(3d³), ⁴²Mo(4d⁵), ²⁴Cr(3d⁵), ²⁵Mn(3d⁵).

Los carburos de los elementos que pueden conformar la aleación multicomponente obtenida, se pueden dividir en dos grupos: los del Grupo I: Fe₃C, Mn₃C, Cr₂₃C₆, Cr₇C₃, Fe₃MoC y los del Grupo II: Mo₂C, VC, TiC, NbC. Pero cuando en el proceso metalúrgico de obtención de la ferroaleación multicomponente concurren varios elementos correspondiente a uno de los dos grupos de carburos no deben formase carburos puros si no la disolución de varios elementos en un mismo tipo de carburo, por ejemplo (Cr,Mn,Fe)₂₃C₆ o (Ti,Nb)C. Los carburos correspondientes al grupo I presentan estructuras complejas semejantes a la cementita Fe₃C. En el caso de los carburos del grupo II presentan una estructura cuya red cristalina es algo menos compleja (fases de inserción) y cristalizan por lo general con déficit considerable de carbono y son difícilmente solubles en austenita [15, 16].

El análisis cualitativo del complejo patrón de difracción de rayos-X de la ferroaleación multicomponente indica la presencia de varias fases, que algunas de ellas presentan un marcado desorden reticular (tabla9).

La existencia de la posible fase (Cr,Mn)₇C₃ en ferroaleación multicomponente está caracterizada primeramente por dos bandas, que presentan características propias de la distribución de la intensidad. La primera banda presenta un máximo a 2.031Å y se encuentra ubicada en rango angular 2q = 44.50 - 45.75º. Su intensidad se distribuye asimétricamente; hacia la región de los ángulos grandes disminuye de forma paulatina, sin embargo hacia los ángulos pequeños desciende bruscamente, efecto que es provocado por la superposición parcial de varias líneas de difracción características para esta fase, cuyos máximos se sitúan desde 2.04 hasta 1,98 Å y sus intensidades descienden en sentido contrario.

En el caso de la segunda banda presenta un máximo bien definido a 1,758 Å en el rango angular 2q = 51,25 - 51.90º y la distribución de la intensidad es opuesta en el sentido opuesto al descrito, ahora el cambio brusco se encuentra en la región de los ángulos grandes y hacia la región de los ángulos pequeños desciende paulatinamente, lo que es causa de la superposición parcial de líneas características, cuyos máximos se encuentran entre 1,75 y 1,81 Å. Otra línea ancha a 2.284 Å (2q = 39.45º) está a favor de confirmar la existencia de esta fase.

Las líneas más importantes de patrón de difracción del carburo complejo (Cr,Mn)₂₃C₆ coincide con las del (Cr,Mn)₇C₃, pero esta fase se define complementariamente por la presencia de las líneas 2.395, 2.157 y 1,887 Å. Es conveniente aclarar que puede existir la presencia de Fe en la estructura de ambos tipos carburos complejos y por lo tanto variar la relación entre Cr y Mn en amplios diapasones, lo cual está en dependencia de la cinética de las transformaciones fásicas bajo las violentas velocidades de enfriamiento a que se sometió la masa fundida y a los factores que influye en dicha cinética, entre los que se encuentra la relaciones de concentraciones de los diferentes elementos químicos presentes en el estado fundido, por lo que no puede descartarse de forma absoluta la existencia de otros tipos de carburos mucho más complejos. La existencia de los carburos más simples del tipo Cr₇C₃, Mn₇C₃, Cr₂₃C₆, Mn₂₃C₆ u otros similares no pudo definirse mediante la difracción de rayos-X en la ferroaleación multicomponente por estar estos influenciados por el desorden reticular presente en los mismos, lo que también limita brindar una apreciación cuantitativa de las fases presentes. La presencia de grafito s atribuida a la existencia de las líneas de difracción a 3.354 y 1,677 Å. La fase principal de la ferroaleación multicomponente es aparentemente una aleación compleja del tipo Fe_xCr_zMn_y con relativos bajos contenidos de Ni, Ti, V, Mo, Nb y C, que está representada en patrón de difracción por las líneas siguientes: 2.860(100), 5.520(10), 3.707(10), 2.487(10), 3.071(9).Durante el proceso de soldadura por arco eléctrico manual y automático (SMAW y SAW) las temperaturas distribuidas por todo el baño de soldadura oscilan en un rango entre 1500 y 5000 ^oC. En este amplio diapasón de temperaturas D T » 3500 ^oC en el baño de soldadura, los elementos constituyentes de la aleación multicomponente obtenida pueden encontrarse independientes, por lo que pueden clasificarse según sus funciones y relaciones con el hierro (Fe » 53 %) o entre sí en cinco grupos:

• Elementos aleante: Cr (6,82-7.01 %), Ni (2,14-2.17 %), Mo (2,87-2.76 %), Nb (1,80 %), V (1,20 %), Mn (10.25-10,47 %), Ti (3.25-3,60%) y Si (4,56 %)

• Formador de carburo: C(>5,40%).

• Desoxidantes: Al 2,40 %), Mg (0,4 %), Si (4,56 %) y Mn (10,47 %).

• Poco solubles en Fe: Cu (4,20 %), Pb (0,36 %) y Sn (0,35 %).

• Impurezas: S (0,003 %) y P (0,07 %).

En la formación de los cordones de soldadura, los elementos Al, Si, Sn, Mo, V, Ti, Cr (según su por ciento en la ferroaleación) son los que bajan la temperatura A₄ y eleva la A₃ estrechando la región de existencia de la fase gamma (g , ampliando la región alfa, a ), mientras los elementos Mn y Ni (el 21 % de la ferroaleación) elevan la temperatura A₄ y bajan a A₃, es decir amplían la región gamma (estrechan la región alfa, a ).

La presencia de cierta cantidad de elementos del primer grupo (alfágenos) estabiliza el estado a en los cordones base hierro desde la temperatura de fusión de las aleaciones hasta la del ambiente, que son denominadas, por tal efecto, como ferríticas (a ), por otro lado ciertos contenidos de Mn y Ni estabilizan el estado g en los cordón base hierro en igual diapasón de temperatura, denominándose éstos austeníticos (ver los diagramas de fase en [14]).

4. Conclusiones

• Los análisis mineralógicos y químicos de las diferentes fracciones pesadas y ligeras, así como de las magnéticas y electromagnéticas de la muestra M1 del placer de las arenas negras Mejías conllevan trazar una estrategia para el cálculo y el desarrollo de formulaciones adecuadas de la carga metalúrgica, que permiten obtener por reducción carbotérmica con buen rendimiento y de forma simultánea una escoria vítrea y porosa con alto grado de fragilidad y una ferroaleación multicomponente, ferromagnética y frágil, propiedades que permite su relativo fácil procesamiento y separación en más de un 98 % de la escoria.

• La caracterización química de las escorias arojo que el conjunto de óxidos SiO₂, Al₂O₃ y CaO constituye entre el 63 y 72 % de su composición química y que la relación entre ellos es la esperada (SiO₂:Al₂O₃:CaO = 2.54:1.0:1,83), determinando, en la práctica, el buen comportamiento tecnológico y metalúrgico de los polvos de la escoria granulada con vidrio líquido como matriz de un fundente aglomerado para la SAW.

• Mediante un proceso de reducción carbotérmica de cargas metalúrgicas de la muestra M1 es factible obtener de forma rentable polvos de carburos complejos de Cr y Mn y de aleaciones complejas constituidos por elementos metálicos alfagenos y gammagenos de gran interés industrial y en especial de alto valor metalúrgico para el desarrollo de cargas aleantes de consumibles para soldadura por arco eléctrico (SMAW y/o SAW) con amplio diapasón de aplicaciones en el campo del recargue y la soldadura propiamente dicho.

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