Estudio para la mejora de los perfiles de trabajo de un horno eléctrico de arco para fabricación de acero

Curso: 2023-2024 Director/Directora: García Romero, Ane Miren Estudiante: Martínez De Zúñiga Saldaña, Raúl ESTUDIO PARA LA MEJORA DE LOS PERFILES DE TRABAJO DE UN HORNO ELÉCTRICO DE ARCO PARA LA FABRICACIÓN DE ACERO MÁSTER UNIVERSITARIO EN INGENIERÍA DE MATERIALES AVANZADOS TRABAJO FIN DE MASTER Fecha: Bilbao, 19 de Febrero de 2024 1 INDICE 1.INTRODUCCIÓN ............................................................................................................. 10 2.OBJETIVOS ..................................................................................................................... 17 3.BENEFICIOS QUE APORTA EL TRABAJO ................................................................... 19 4. ANÁLISIS DEL ESTADO DEL ARTE ........................................................................... 20 4.1. EL PROCESO DE FABRICACIÓN DE ACERO EN LA RUTA DE ACERÍA ELÉCTRICA ................................................................................................................... 20 4.1.1. Procedimiento de fusión en el HEA de ArcelorMittal Sestao ................................ 21 4.1.2. Oxidación de los elementos del HEA ................................................................... 24 4.1.3. Defosforación del acero ....................................................................................... 25 4.2. EL HORNO DE ARCO ELÉCTRICO (HEA) DE ARCELOR-MITTAL SESTAO ... 26 4.2.1. Cuba del horno .................................................................................................... 28 4.2.2. Bóveda ................................................................................................................ 29 4.2.3. Electrodos ............................................................................................................ 30 4.2.4. Equipo de sujeción de electrodo ........................................................................... 32 4.2.5. Módulos de inyección .......................................................................................... 33 4.2.6. Transformador del horno ..................................................................................... 34 4.2.7. Extracción y depuración de humos ....................................................................... 35 4.3. MATERIALES ......................................................................................................... 35 4.3.1. Materiales metálicos ............................................................................................ 35 4.3.2. Materiales creadores de escoria ............................................................................ 41 2 4.3.3. Materiales de oxidación y carburación ................................................................. 43 4.4. ESCORIA DEL HEA ................................................................................................ 44 4.4.1. Funciones de la escoria ........................................................................................ 46 4.4.2. Desocidación del FeO y espumación de la escoria ................................................ 47 4.4.3. Beneficios de la espumación ................................................................................ 48 4.4.4. Viscosidad y las partículas de segunda fase .......................................................... 51 4.4.5. Influencia de la basicidad ..................................................................................... 53 5. PLANTEAMIENTO......................................................................................................... 57 5.1. DESCRIPCIÓN DE UN PERFIL DE INYECCIÓN .................................................. 57 5.2. DIAGRAMA DE GANTT ........................................................................................ 60 5.3. PROBLEMAS ACAECIDOS DURANTE LAS PRUEBAS ...................................... 64 5.3.1. Pie de baño alto ................................................................................................... 64 5.3.2. Mal funcionamiento de los inyectores de carbón .................................................. 65 5.3.3. Aparición de infundidos en el baño metálico ........................................................ 65 5.3.4. Desprendimiento de trozos de electrodo ............................................................... 65 5.3.5. Interrupción de la secuencia de coladas con 1 cesta por coladas en las que se cargan 2 cestas. ......................................................................................................................... 65 6. ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS ............................................................................... 66 6.1. PERFILES DE INYECCIÓN .................................................................................... 66 6.2. SITUACIÓN DE HORNO FUNCIONANDO DE CONTINUO ................................ 69 6.3. SITUACION DE HORNO FUNCIONANDO CON PARADAS ............................... 73 3 6.3.1. Situación Parada 1 ............................................................................................... 73 6.3.2. Situación de Parada 2 ........................................................................................... 76 7. ASPECTOS ECONÓMICOS ........................................................................................... 81 8. CONCLUSIONES ............................................................................................................ 84 9. BIBLIOGRAFÍA .............................................................................................................. 86 4 ÍNDICE DE TABLAS Tabla 1. Producción anual de acero de las empresas a nivel mundial en el año 2022 [2]. ...... 12 Tabla 2. Parámetros químicos de los materiales producidos mediante reducción directa [5]. 38 Tabla 3. Propiedades físicas del arrabio [5]. ......................................................................... 40 Tabla 4. Características típicas de los constituyentes del arrabio [5]. .................................... 40 Tabla 5. Perfil P1, perfil propuesto en este TFM para horno funcionando de continuo. ........ 59 Tabla 6. Etapas de inyección de coque y oxígeno del perfil P1. ............................................ 66 Tabla 7. Etapas de inyección de coque y oxígeno del P2. ..................................................... 68 Tabla 8. Etapas de inyección de coque y oxígeno del P3. ..................................................... 69 Tabla 9. Costes por peso del carbón de inyección y el de tolva/cesta. ................................... 81 Tabla 10. Consumos y costes de los diferentes usos del carbón en el perfil P1 y el perfil viejo. ............................................................................................................................................. 82 Tabla 11. Costes y consumos eléctricos obtenidos con los perfiles P1 y el perfil viejo. ........ 82 5 INDICE DE FIGURAS Figura 1. Uso del acero en los diferentes sectores de la industria [2]. ................................... 11 Figura 2. Producción de los países en base a la producción total a nivel mundial de acero en 2022 [2]. ............................................................................................................................... 12 Figura 3. Producción de acero por diferentes rutas de diferentes [2]. .................................... 13 Figura 4. Localización de la acería ArcelorMittal en Sestao [1]............................................ 14 Figura 5. Instalaciones de la planta siderúrgica de ArcelorMittal Sestao [1]. ........................ 15 Figura 6. Proceso de fusión del Horno de arco eléctrico [5]. ................................................ 23 Figura 7. Horno de arco eléctrico de corriente directa (DC) [5]. ........................................... 28 Figura 8. Cuba del horno de arco eléctrico [5]. .................................................................... 29 Figura 9. Bóveda del HEA con orificio de electrodo y tubo de extracción de humos [5]....... 30 Figura 10. Electrodos superiores del horno de arco eléctrico [5]. ......................................... 31 Figura 11. Equipo de sujeción de electrodos [5]. .................................................................. 33 Figura 12. a) Vista del módulo en su conjunto con sus respectivos inyectores, b) distribución de los módulos en el HEA. ................................................................................................... 34 Figura 13. Chatarra metálica usada en el HEA [5]. .............................................................. 36 Figura 14. Materiales de reducción directa en forma de a) CDRI y b) HBI. .......................... 37 Figura 15. Arrabio usado para el proceso de fusión en el Horno de arco eléctrico [5]. .......... 39 Figura 16. Cal calcinada dentro de su respectivo silo [5]. ..................................................... 42 Figura 17. Cal dolomítica dentro de su respectivo silo [5]. ................................................... 43 Figura 18. Representación esquemática de los tetraedros de sílice en la sílice a) cristalina y b) fundida. Los átomos de oxígeno se muestran en blanco y los átomos de sílice en negro. [8].. 44 6 Figura 19. Representación esquemática de un óxido metálico divalente en la sílice fundida. Los iones metálicos son representados con átomos grises o sombreados. La concentración de los óxidos metálicos aumenta de izquierda a derecha [8]. ...................................................... 45 Figura 20. Mecanismo de reacciones en la interfase acero-escoria debido a la inyección de oxígeno y coque en el proceso de espumación de la escoria. ................................................. 48 Figura 21. Burbujas esféricas observadas en una escoria bien espumada [11]. ..................... 49 Figura 22. Efecto en la pérdida de calor al cubrir el arco con escoria espumosa durante el proceso de HEA [4]. ............................................................................................................. 50 Figura 23. Efecto de la escoria espumada en la perdida de energía con el aumento del factor de potencia [4]. ..................................................................................................................... 51 Figura 24. Líneas de isoviscosidad para el sistema FeO − CaO − SiO2 a 1450ºC (mol %) [3]. ............................................................................................................................................. 52 Figura 25. Relación entre el índice de viscosidad y la viscosidad efectiva [8]. ..................... 53 Figura 26. Comportamiento de la espumación efectiva en función de la basicidad y el contenido de FeO en la escoria [8]. ....................................................................................... 55 Figura 27. Efecto de la basicidad de la escoria en el índice de retención de gas [11]. ........... 56 Figura 28. Diagrama de Gantt de la metodología seguida en el trabajo. ................................ 61 Figura 29. Evolución del óxido ferroso (FeO) respecto a la cantidad de coque de inyección y de cesta (tolva) en Continuo.................................................................................................. 70 Figura 30. Evolución del óxido ferroso (FeO), magnesia (MgO) e índice de basicidad (IB) de las coladas en la situación Continuo. ..................................................................................... 71 Figura 31. Efecto del % de FeO y el tiempo de funcionamiento del horno (min) en el consumo eléctrico del HEA. ................................................................................................. 72 Figura 32. Evolución del óxido ferroso (FeO) respecto a la cantidad de carbón de inyección y de cesta (tolva). .................................................................................................................... 73 7 Figura 33. Evolución del óxido ferroso (FeO), magnesia (MgO) e índice de basicidad (IB) de las coladas en la situación Parada 1...................................................................................... 75 Figura 34. Efecto del % de FeO en el consumo eléctrico del HEA. ...................................... 76 Figura 35. Evolución del óxido ferroso (FeO) respecto a la cantidad de coque de inyección y de cesta (tolva) en Parada 2. ................................................................................................. 77 Figura 36. Evolución del óxido ferroso (FeO), magnesia (MgO) e índice de basicidad (IB) de las coladas en la situación Parada 2...................................................................................... 78 Figura 37. Efecto del % de FeO en el consumo eléctrico del HEA. ...................................... 79 Figura 38. Costes totales de los perfiles P1 promedio, con/sin cuchara disponible y perfil viejo. .................................................................................................................................... 83 8 ÍNDICE DE ABREVIATURAS AC Corriente Alterna 𝐵𝐹 Horno Alto (Blast Furnace) BOF Convertidor Básico de Oxígeno CDRI Cold Direct Reduction Iron DC Corriente Continua DRI Direct Reduction Iron HBI Hot Briquetted Iron HC Horno Cuchara HDRI Hot Direct Reduction Iron 𝐻𝐸𝐴 Horno de Arco Eléctrico HMI Human Machine Interface 𝐼𝐵 Indice de Basicidad 𝑈𝐸 Unión Europea 𝑈𝑆𝑀𝐶𝐴 Unión de Estados Unidos, México y Canadá 15 - Dos hornos de cuchara: donde se dará la desoxidación y desulfuración de la colada que llega proveniente del horno de arco eléctrico (HEA). Además, se realiza el ajuste de la composición química en base al grado de acero solicitado por el cliente. - Dos líneas de colada continua: el acero líquido se transforma en sólido, cayendo este por una artesa y un molde que le dará la forma deseada. Una vez solidificado, se corta en planchones gracias a una tijera perpendicular. - Dos hornos túnel: ayudan a mantener la temperatura del planchón y a homogeneizarla. - Un tren de laminación: el planchón es laminado y ve su espesor reducido de 60 mm hasta 1 mm. - Bobinadora Flejadora: las bandas laminadas son bobinadas en caliente. - Una línea de decapado: se elimina mediante ácido clorhídrico la capa de óxido formada en la superficie del producto durante la laminación en caliente. - Instalaciones auxiliares: Cucharas, Depuración de Humos, Laboratorio, Planta de Tratamiento de Aguas y Subestación Eléctrica. La mayoría de las instalaciones mencionadas pueden ser observadas en la Figura 5. Figura 5. Instalaciones de la planta siderúrgica de ArcelorMittal Sestao [1]. 16 En el proceso de fusión de la chatarra para obtener acero líquido dentro del horno de arco eléctrico, varios factores y elementos desempeñan labores indispensables en el control del proceso, como son la calidad de la chatarra y de las adiciones, la inyección de carbón y oxígeno al proceso, el pie de baño del horno entre otros. La eficiencia y coste económico del producto final depende de la operación del horno en un rango estrecho de valores de cada elemento que interviene en el proceso, los cuales además se encuentran interrelacionados. Entre estos elementos se encuentra la escoria negra del HEA. La escoria negra a temperatura ambiente es un sólido formado por una mezcla de óxidos metálicos. A la temperatura de trabajo en el horno de arco eléctrico es un líquido formado por una solución iónica de óxidos metálicos fundidos o parcialmente fundidos que flota sobre la capa de acero. Juega un papel importante al ser espumada durante la fusión de la chatarra, ya que afecta de manera positiva en los consumos varios del proceso, entre los que se encuentran los consumos del ladrillo de refractario dentro de las paredes y cuba del horno, el consumo de la columna de grafito denominada como electrodo y en el consumo eléctrico que se usa para ayudar a fundir la chatarra gracias al arco eléctrico que se forma. Por ello, es de vital importancia y esencial controlar la espumación, viscosidad y otras características de la escoria dentro del Horno de arco eléctrico. Este control se establece eficientemente gracias a la inyección de carbón y oxígeno en la interfase de aceroescoria donde se dan las reacciones de espumación y oxidación. Adicionalmente, se controla la adición de elementos creadores de escoria como son la cal y la cal dolomítica. Mantener una escoria óptima es esencial para una correcta fundición de chatarra. 17 2.OBJETIVOS El objetivo de este proyecto es identificar los rangos de trabajo que conduzcan a optimizar el funcionamiento y uso del propio horno de arco eléctrico en referencia a la inyección de carbón y oxígeno que se realiza para espumar la escoria negra de HEA. El HEA es un elemento que tiene dos situaciones recurrentes en su manera de trabajar: - Funcionamiento de continuo, es decir, sin tener interrupciones o paradas que provoquen detener la producción de acero. - Funcionamiento con paradas. Estas paradas provocan que el horno de arco eléctrico deba apagarse, lo cual hace que durante estas paradas el horno se enfríe y entre oxígeno, oxidándolo y provocando que el baño metálico y la escoria se oxide en exceso, provocando la pérdida de hierro en forma de óxido ferroso (FeO). Debido a esto, se tiene como objetivo primordial lograr controlar la composición de la escoria gracias a las recetas/perfiles. Estas, añaden cierta cantidad de carbón y oxígeno al proceso de fusión del horno de arco eléctrico (HEA). Este tiene dos situaciones de funcionamiento recurrentes: funcionamiento de continuo (sin interrupciones ni paradas durante las coladas) y de funcionamiento con paradas entre coladas. La receta/perfil en situación de funcionamiento continuo, tiene como objetivo principal mantener el % de óxido ferroso contenido en la escoria entre los rangos de 27.0-35.0%, rangos que están ligados a una buena espumación de la escoria, además de mantener el % de Magnesia (óxido de Magnesio) en la misma escoria por encima del 8.0% y llegando a alcanzar como máximo un 10.0% de contenido en la escoria, lo cual indica que la escoria está saturada con este elemento y no trata de obtenerlo del material refractario del horno, consiguiendo así no desgastarlo en exceso. Además de ello, se busca disminuir el consumo eléctrico respecto al perfil usado previamente en ArcelorMittal Sestao. Este consumo eléctrico está ligado al % de FeO de la escoria, ya que si se mantiene entre los valores de 27.0-35.0 %, la espumación de esta es buena y la transmisión térmica del electrodo al baño metálico es más eficiente. Por otro lado, las recetas/perfiles en situación de funcionamiento con paradas, tienen como objetivo principal disminuir el % de FeO, ya que la parada provoca que el baño se oxide y el oxígeno reaccione con el hierro (Fe), dándose una oxidación excesiva del HEA. Esto conlleva 18 que la escoria sea de carácter muy poco viscoso (líquida) y no se retengan el tiempo suficiente las burbujas de CO que pasan a través de la escoria, teniendo una mala espumación. Es por ello, que se busca disminuir el % de FeO hasta valores menores a 35.0%. 19 3.BENEFICIOS QUE APORTA EL TRABAJO Entre los beneficios del proyecto destaca la mejora de los perfiles/recetas de inyección de oxígeno y carbón a la hora de controlar la composición de la escoria del horno de arco eléctrico. En el control de la escoria es un elemento esencial en el proceso de fusión de chatarra ya que esta nos indica del desgaste del material refractario dentro del horno gracias a la magnesia (MgO). Además, mejorar el control del óxido ferroso (FeO) de la escoria puede conllevar de ciertos beneficios al proceso: mejorar la transmisión térmica, evitar el consumo del material refractario dentro del HEA, disminuir el consumo eléctrico, entre otros. Este elemento es indicativo de la espumación de la escoria, si los valores de este se encuentran entre 27.0-35.0%, es indicativo que las burbujas de CO que se generan debido a la desoxidación del FeO y pasan a través de la escoria, tienen un tiempo de retención suficiente para aumentar el volumen de esta y espumarla adecuadamente. Si se obtienen valores superiores a 35.0%, implica que la escoria es líquida y el tiempo de retención de las burbujas de CO no es suficiente como para espumarla, por lo que se da una espumación de la escoria inadecuada. Por otro lado, valores inferiores a 27.0% indican que la escoria que se obtiene es demasiado viscosa y las burbujas de CO no logran pasar a través de ella, impidiéndose una buena espumación. Por lo que está claro que ejercer un control sobre el nivel del FeO en la escoria es vital en el proceso de fusión de la chatarra. En caso de mantener el FeO dentro de los rangos previamente mencionados, la transmisión térmica del arco es buena, se protege el refractario del arco generado por los electrodos inferiores y el electrodo superior y se consigue disminuir el consumo eléctrico del proceso. Gracias a lo mencionado, si se consigue disminuir el consumo eléctrico gracias a la inyección de carbón y oxígeno se puede a la vez, disminuir los costes energéticos del proceso de fusión de chatarra en el horno de arco eléctrico. 20 4. ANÁLISIS DEL ESTADO DEL ARTE 4.1. EL PROCESO DE FABRICACIÓN DE ACERO EN LA RUTA DE ACERÍA ELÉCTRICA La obtención de acero líquido a través del Horno de arco eléctrico consiste en fundir chatarra de acero mediante el empleo de energía eléctrica suministrada al baño metálico dentro del horno a través de un electrodo. Entre la materia prima y los electrodos se genera un arco eléctrico cuyo calor desprendido funde la chatarra. Este arco se genera gracias a que el electrodo actúa como cátodo, y al sumergirse en el horno interactúa con 4 electrodos más pequeños que están situados en la parte inferior de la cuba del horno (estos actúan como ánodos). Gracias a esta interacción se hace saltar un arco, formándose un circuito eléctrico, que proporcionará la energía térmica necesaria para fundir la chatarra. Esta característica corresponde a los HEA de corriente continua (DC). El horno de ArcelorMittal Sestao corresponde a este tipo de hornos. Generalmente se suelen usar más los de corriente alterna (AC), los cuales poseen tres electrodos superiores que son más pequeños que el de DC y no poseen ningún electrodo inferior. Las características de este tipo de horno se discutirán más adelante. El proceso de obtención del acero como producto final en forma de planchones (producto plano), consiste en varias etapas. Primero, se cargan las cestas con chatarra de acero. Estas cestas cargadas se transportan hasta el HEA donde se deposita la chatarra. Se cierra la bóveda , se inserta el electrodo y se procede a fundir la chatarra. En el HEA se distinguen dos etapas. - Etapa de fusión: se funde la chatarra mediante la energía eléctrica proporcionada por el arco generado entre el electrodo superior y los cuatro electrodos inferiores, además del remanente de baño metálico que se deja con este propósito. Este último se conoce como pie de baño. - Etapa de afino: se oxidan varios elementos que pasan a la escoria. Esta última es espumada mediante la inyección de carbón y se desoxida el óxido ferroso (FeO) para recuperar el hierro y evitar su pérdida. Se da la defosforación del acero. Estas etapas serán explicadas en más profundidad más adelante. Para proceder con el vertido del acero líquido que se obtiene como producto final, es necesario medir la temperatura del baño y el nivel de oxidación del mismo. Este último se mide 21 habitualmente en mV ya la desoxidación del baño se relaciona con el voltaje aplicado. Cuando se alcanza una temperatura de 1620ºC y una oxidación de entre 200-210 mV se procede a colar. Este acero líquido se vierte sobre una cuchara de transporte, en la cual se lleva y vierte al Horno cuchara (HC), etapa conocida como etapa de afino. En ella, se dan los procesos de desulfurización y desoxidación. Estos procesos alteran la composición química del acero y se la adecua hasta obtener la composición deseada. Al finalizar esta etapa de afino, se lleva la cuchara a la zona de colada continua, donde se vierte el acero sobre una artesa, la cual tiene un agujero por la que se vierte el acero. Gracias a un molde, se le da la forma deseada. El acero llega hasta una cortadora que le da la longitud deseada al planchón. El producto se calienta homogéneamente mediante un horno túnel para que llegue con cierta temperatura hasta laminación, dónde se da la laminación en caliente. En esta etapa se reduce el espesor del producto hasta 1 mm. Posteriormente el producto se bobina en caliente mediante una bobina flejadora y se decapa, es decir, se elimina mediante ácido clorhídrico la capa de óxido formada en la superficie del producto durante la laminación en caliente. 4.1.1. Procedimiento de fusión en el HEA de ArcelorMittal Sestao Inicialmente, se carga cuidadosamente la chatarra y/o el menú seleccionado en una cesta en el parque de chatarras. Esta carga, aparte de tener chatarra, incluye fundentes y agentes carbonosos (cal, carbón…) que aportarán el C necesario para la fusión. A continuación, se lleva la cesta con grúas hasta el EAF y se procede a cargar la materia prima en el horno por la parte superior de este tras haber desconectado la potencia de los electrodos y haber abierto la bóveda. Cuando la cesta está dentro del diámetro de bóveda del horno, habiéndose asegurado que la posición en la que está hará que toda la carga caiga dentro del horno, se abre la cesta por la parte inferior y la carga cae sobre el pie de baño (remanente de acero líquido de la colada anterior que ayuda a fundir la carga). Una vez haya caído todo, se cierra la bóveda y se baja el electrodo de grafito. Cabe recalcar que la disposición de la chatarra, fundentes y agentes carbonosos dentro de la cesta es esencial. La mala colocación de la carga puede ocasionar problemas, cómo, por ejemplo, si se coloca la cal sobre la carga no se formará el arco eléctrico y se puede ocasionar la rotura del electrodo. El modo de carga del horno afectará a la eficiencia de este y a la vida útil de los electrodos. La disposición de la carga en la cesta ha de seguir el siguiente procedimiento para asegurar una máxima eficiencia en el proceso: 22  Chatarra gruesa deberá ser cargada en el centro de la cesta  Los formadores de escoria deberán de ir en las zonas laterales para terminar cerca de las paredes del horno y ayudar a proteger al material refractario.  Chatarra ligera, fundentes y carbón en el fondo para evitar caída de material fino de la cesta y protege el crisol.  Chatarra fina en la parte superior, ya que, asegura una buena penetración del electrodo y una buena ignición. Una vez se cierra la bóveda, se baja el electrodo y éste penetra la capa de chatarra ligera hasta contactar con la capa de chatarra más pesada. Una vez en posición, el electrodo de grafito actúa como cátodo y transporta la energía eléctrica al interior del horno al interactuar con los cuatro electrodos más pequeños, colocados en la parte inferior del horno, que actúan como ánodo. Gracias a esta interacción, se hace saltar un arco y se forma un circuito eléctrico, proporcionando la energía térmica necesaria para comenzar a fundir la chatarra, además de oxígeno. Cada vez que se carga una cesta de chatarra, se inyectará gas natural junto con el oxígeno a través de los tres inyectores (conocidos como MORE) colocados dentro del horno de arco eléctrico. Esta inyección de Gas Natural viene acompañada con caudales de oxígeno que funcionan como quemadores y ayudan a fundir la chatarra. A medida que se va fundiendo la chatarra, el material cae hacia el fondo de la cuba, lo que aumenta el volumen en el interior del horno. Dependiendo del tipo de proceso en el que se trabaje se fundirá con una o dos cestas. En caso de ser la segunda opción, se cortará el suministro eléctrico cuando se alcancen 19.000 kWh de proceso y se abrirá la bóveda para cargarse otra cesta de chatarra. Una vez hecho esto, se cierra la bóveda y se vuelve a formar el arco entre los electrodos para proseguir con la fusión. En esta segunda cesta, se volverá a inyectar gas natural para calentar la carga, además de oxígeno. 23 Figura 6. Proceso de fusión del Horno de arco eléctrico [5]. Una vez cerrada la bóveda se continua con el suministro de energía eléctrica a través del electrodo y con la inyección de oxígeno y carbón a través de los inyectores situados dentro del horno de arco eléctrico. En esta etapa se darán varias reacciones de oxidación que tienen como objetivo liberar el baño de impurezas y que aportarán de energía química al proceso, ya que dichas reacciones son exotérmicas. Por otro lado, se dará el proceso de espumación, el cual espuma la escoria gracias a reacciones entre el C y el oxígeno que darán a paso a la creación de burbujas de gas, aumentando su volumen hasta cubrir el arco, dándose una clara disminución del ruido proveniente del horno. A medida que pasa el tiempo, la escoria espumada irá abandonando el proceso, sacándose esta a través de la puerta de desescoriado. Durante todo el proceso, se generarán humos los cuales serán extraídos por el orificio de extracción de humos situados sobre la bóveda del horno de arco eléctrico. Cuando, se alcanza cierta cantidad de kWh, se procede con la medición de la temperatura y el nivel de oxidación del baño mediante un sistema de medición denominado como Catfis, el cual posee una lanza sobre la cual se coloca el Celox (elemento de medida de oxidación y temperatura) y se procede a insertarlo al baño. Dicho proceso ronda alrededor de 10 segundos. Una vez se alcanza la temperatura de vertido 24 de 1650ºC y un nivel de oxidación de 210 mV, se procede a colar el acero, inclinando el horno encima de una cuchara sobre la que caerá el acero por el agujero de la piquera, el cual está situado sobre la zona de EBT. Posteriormente, esa cuchara se llevará al horno cuchara (HC) para las etapas de afino y desoxidación. El propio HEA, después de terminar de colar, vuelve a su posición original y se prepara para la carga de las cestas de chatarra para la próxima colada y repetir el proceso. 4.1.2. Oxidación de los elementos dentro del HEA El oxígeno es introducido en el Horno de arco eléctrico a través de los inyectores de oxígeno, conocidos como OxygenJet, que se encuentran en los módulos de inyección repartidos en tres localizaciones diferentes del horno. Este elemento juega un papel vital en el proceso de obtención del acero líquido. El empleo del oxígeno en el horno tiene tres motivos fundamentales - Oxidar elementos que están en exceso en la carga para obtener una composición química adecuada. - Junto con la inyección de carbón, espumar la escoria hasta ocultar el arco, mejorando el aprovechamiento de la energía química, así como disminuir el consumo de refractario dentro del horno y el propio electrodo. - Generar energía química que complementa a la energía eléctrica, ayudando a acortar la duración del proceso. Esta última situación se da, debido a que al oxidar elementos como lo son el C, Mn, P, Si, Al y Cr, los cuales son añadidos por la chatarra, o de manera predeterminada con inyectores o adiciones, gracias a las reacciones de oxidación, se libera energía química que aporta calor al proceso de obtención del acero, gracias a que se trata de reacciones exotérmicas. Dichas reacciones pueden ser observadas a continuación, con su respectiva cantidad de energía liberada. 2𝐶 + 𝑂2→ 2𝐶𝑂 +11.3 MJ/kg C (1) 2𝑀𝑛 + 𝑂2→ 2𝑀𝑛𝑂 +6.9 MJ/kg Mn (2) 31 electrodo de grafito es capaz de aguantar amplios cambios drásticos de temperatura y al mismo tiempo proveer de forma continua y uniforme la fuente de alimentación al proceso. El electrodo transporta la energía eléctrica al interior del horno actuando como cátodo el cual, al sumergirse en el horno, interactúa con los 4 electrodos inferiores, que juegan el papel de ánodo y hacen saltar un arco, formándose un circuito eléctrico, proporcionando así la energía térmica necesaria para fundir la chatarra. Figura 10. Electrodos superiores del horno de arco eléctrico [5]. Los electrodos usados en el Horno de arco eléctrico de corriente continua poseen las siguientes propiedades:  Alta conductividad eléctrica  Alta resistencia a altas temperaturas  Baja conductividad térmica  Bajo consumo por unidad de acero producido  Resistencia mecánica suficiente El desgaste de los electrodos de grafito bajo las condiciones de operación en el EAF es un proceso extremadamente complejo. En él, influyen el impacto de las altas temperaturas, el impacto químico del baño de metal, la escoria y los gases oxidantes calientes y las diferentes cargas mecánicas que impactan sobre él. El proceso provoca que el electrodo tenga dos zonas de consumo/desgaste diferenciadas: a) Consumo en punta b) Consumo lateral 32 La punta del electrodo se ve afectada por el rápido movimiento del arco, la escoria liquida y el baño, lo que provoca la erosión del grafito. La reducción gradual de las superficies laterales cercanas a la punta del electrodo se debe a la acción oxidante de la propia atmósfera del horno. Por un lado, el acortamiento de la longitud del electrodo se debe únicamente a la etapa de la formación del arco, es decir, cuando se suministra potencia al horno. Por el otro lado, el desgaste de la superficie lateral se da prácticamente en todo momento en el que el electrodo se ve expuesto o sometido a altas temperaturas. La combinación de estos dos factores, determinan el proceso conocido como consumo de electrodos. Los factores que influencian el consumo del electrodo en el EAF pueden ser divididos en tres tipos:  Factores químicos, entre los que se incluyen los efectos oxidantes de la atmósfera dentro del horno y de las propias reacciones que suceden en el baño y entre la escoria y el electrodo.  Factores mecánicos, como impactos, fuerzas electrodinámicas e inclinación del horno.  Factores térmicos, como sublimación de la punta del electrodo en la zona del arco y cambios drásticos de temperatura. 4.2.4. Equipo de sujeción de electrodo En los HEA, durante la etapa previa a fusión, el electrodo está suspendido verticalmente en la posición que coincide sobre el orificio en la bóveda, de manera que pueda ser introducido y extraído sin mayor manipulación. El electrodo está dotado de una suspensión propia, la cual viene dada por el equipo de sujeción de este, tratándose de un brazo horizontal sujeto a su vez por un mástil. El equipo de sujeción de electrodo puede ser observado en la Figura 11. Dicho equipo tiene como objetivo fijar el electrodo y suministrarle corriente eléctrica. Los componentes básicos del sistema de transporte de carga en el equipo de sujeción están hechos de acero no magnético, mientras que las partes de la fuente de alimentación están hechas de cobre o bronce. La fuerza de sujeción ha de ser 6 o 7 veces superior al peso del propio electrodo. Las zapatas de sujeción del equipo generalmente están hechas de bronce debido a que la resistencia eléctrica entre el electrodo de grafito y el bronce es de las más bajas entre todos los materiales. 33 El equipo de sujeción de electrodo trabaja bajo condiciones térmicas extremas, ya que es calentado debido a la corriente de calor proveniente del propio horno y por la corriente inducida al electrodo. Por todo ello, es necesario evitar una expansión térmica excesiva, ya que esto puede causar el debilitamiento de la sujeción del electrodo. Esto se consigue refrigerando las sujeciones con agua. Figura 11. Equipo de sujeción de electrodos [5]. 4.2.5. Módulos de inyección Un módulo de inyección consiste en una unidad compuesta por inyectores refrigerados por agua: - Un inyector de oxígeno, conocido como OxygenJet - Un inyector de carbón, conocido como CarbonJet Cada módulo va sobre un panel refrigerado PAV 51 que se coloca en la pared del horno sobre la línea de refractario. En total hay tres módulos distribuidos por todo el horno, pudiéndose observar su disposición en la Figura 12, dónde el Módulo 1 está al costado de la puerta de 34 desescoriado, mientras que los Módulos 2 y 3 están uno enfrente del otro en el centro del horno de arco eléctrico. Estos tres módulos se encargan de inyectar el oxígeno y el carbón a la interfase de acero-escoria durante el proceso de fusión, desempeñando un papel fundamental tanto en la oxidación de elementos indeseados como en la recuperación del hierro (Fe) mediante la reducción del óxido ferroso y la espumación de la escoria. Figura 12. a) Vista del módulo en su conjunto con sus respectivos inyectores, b) distribución de los módulos en el HEA. Estos tres elementos se colocan en el punto más bajo posible sobre la línea de refractario para no interferir con éste. Por otro lado, los ejes de los inyectores de oxígeno y carbón se encuentran en un punto teórico conocido como punto de intersección, el cual se encuentra justo encima del nivel de acero, en la interfase de acero-escoria. 4.2.6. Transformador del horno Este elemento es parte fundamental del horno de arco eléctrico, ya que le alimenta adecuadamente adaptándose a las variaciones que se puedan originar. Este tiene varias tomas de corriente a diferentes tensiones para que se pueda trabajar con diferentes potencias en las diferentes etapas o fases del proceso de fusión. Al principio del proceso se usan generalmente 35 potencias mayores, y según éste va avanzando y se llega a las etapas finales de afino como la desoxidación del óxido ferroso, se hace uso de potencias más bajas. 4.2.7. Extracción y depuración de humos En la bóveda hay dos agujeros, uno de ellos es para insertar el electrodo, mientras que el otro es para extraer los humos y gases que se generan durante el proceso de fusión de la chatarra, este agujero se conoce como cuarto agujero. Este se prolonga en un codo de 90º y es refrigerado por circulación de agua. Gracias a este elemento, se extraen los gases y humos que se generan en la colada. Este codo conecta con el sistema de depuración de humos. 4.3. MATERIALES Los materiales usados en los procesos de fabricación de acero pueden ser divididos en tres grupos básicos: a) Materiales metálicos - Chatarra metálica - Hierro de reducción directa (DRI) - Arrabio o acero crudo b) Materiales creadores de escoria - Cal - Cal-Dolomítica c) Materiales oxidantes y carburantes - Oxígeno y carbón o carbón 4.3.1. MATERIALES METÁLICOS 4.3.1.1. Chatarra metálica Es la materia prima básica en la producción en EAF y es fuente principal para añadir hierro al proceso de fusión. Su clasificación depende de los aceros que se quieran fabricar y de la chatarra que haya disponible comercialmente. La chatarra, está clasificada dependiendo de su densidad, partiendo desde la ligera (0.5 t/𝑚3), la cual se funde fácilmente, hasta la pesada (1.0 t/𝑚3), que requiere de más energía para ser fundidad y puede aumentar el consumo del refractario dentro del horno y del electrodo de grafito. Por lo general, la chatarra ideal usada en el Horno de arco 36 eléctrico tiene una densidad de alrededor de 0.7 t/𝑚3. La geometría de la chatarra varía en sobremanera ya que existen gran variedad de tipos entre los cuales se pueden encontrar los siguientes: - Paquete de doble embutición (4A): paquete prensado de chapa fina y libre de material recubierto, estañado y galvanizado. Generalmente tiene un espesor < 3 mm. - Paquetes 4C: paquete prensado de chapa fina que puede incluir un porcentaje de material recubierto, estañado y galvanizado. Por lo general, tiene un espesor < 3 mm. - Paquete desestañado: paquetes formados a partir de latas de bebida o comida y pueden contener pequeñas cantidades de Sn. - Bobinas de doble embutición: bobinas de alambre que son flejadas con seguridad. - Recorte de embutición: recortes ligeros sueltos que pueden incluir material con recubrimiento, pero excluyendo material estañado o con recubrimiento de Cu. Tiene un espesor < 3 mm. - OA/Estructural: chatarra de acero compuesta de chapa y estructurales que puede incluir chatarra de vagón y tubos. Generalmente tiene un espesor de 6 mm. - Fragmentada: chatarra ligera de acero viejo fragmentado en piezas y exenta de humedad, metales ferrosos y cascarillas. Figura 13. Chatarra metálica usada en el HEA [5]. 37 4.3.1.2. DRI y HBI El Hierro de Reducción Direca es otro material fundamental en la carga, a parte de la chatarra, en los procesos de metalurgia en el EAF. Este material puede venir con diferentes formas y aspectos, así como granulado, en briquetas o en forma de polvo, y es procedente de la reducción directa del mineral de hierro mediante gas reductor. Para este último, se usa una mezcla de hidrógeno y CO. El DRI es creado a través del gas natural y la combustión del carbón. El mineral es reducido mientras está en su fase sólida a una temperatura de 800-1,000ºC. El proceso de producción se puede llevar a cabo en hornos de lecho fluidizado o rotatorios. Se producen tres variedades de materiales mediante la reducción directa:  Cold direct reduction iron (CDRI), se trata de hierro de reducción directa en frío.  Hot direct reduction iron (HDRI), se trata de hierro de reducción directa en caliente.  Hot briquetted iron (HBI), hierro briqueteado en caliente. Dentro de estas tres variedades de materiales de reducción directa, se ha de destacar el HBI o también conocido como Hierro briqueteado en caliente. Este es DRI que ha sido compactado a una temperatura superior a 650ºC. Gracias a que se compacta en forma de briquetas, su alimentación al horno es sencilla. Esto es una gran diferencia respecto a la chatarra, la cual, en ocasiones, ha de ser cortada. Para la composición química del HBI, se ha de tener en cuenta los indicados en el DRI. En la Figura 14. se muestran el HBI en briquetas y el CDRI en forma de pelotillas. Figura 14. Materiales de reducción directa en forma de a) CDRI y b) HBI. 38 Independientemente de la variedad, estos materiales poseen los siguientes parámetros; grado de metalización, contenido de carbón, ganga y otras impurezas. A continuación, se muestran en la Tabla 2. los parámetros químicos. Tabla 2. Parámetros químicos de los materiales producidos mediante reducción directa [5]. Parámetros químicos de materiales de reducción directa Parámetros Valor (%) Grado de metalización 90-95 𝑆𝑖𝑂2 1.0-3.0 𝐴𝑙2𝑂3 0.5-2.5 𝐶𝑎𝑂 0.1-1.5 𝑀𝑔𝑂 0.1-1.0 𝑁𝑎2𝑂 + 𝐾2𝑂 + 𝑇𝑖𝑂2 Max. 0.15 S Max. 0.01 C 0.5-2.5 Este tipo de materiales, al ser ricos en hierro, son aplicados como sustitutos de la chatarra. A pesar de que la producción de acero a través de la chatarra como materia prima principal sea la más viable económicamente e incluso desde el punto de vista de protección medioambiental, no es posible satisfacer la demanda global de acero con solo chatarra, debido a su escasez. Es por ello, que aquí entra en juego el DRI. 39 4.3.1.3. Arrabio El arrabio es un material comúnmente usado en el mundo de la metalurgia, como materia prima en el EAF. La composición química del arrabio es esencial en la práctica y en la economía de la producción de acero. En la Figura 15. se observa el arrabio en forma sólida. Figura 15. Arrabio usado para el proceso de fusión en el Horno de arco eléctrico [5]. Este es un material de bajo residuo metálico con un alto contenido en Fe, haciéndolo idóneo para la producción de productos de acero de alta calidad. A parte de ser visto como un sustituto idóneo de la chatarra, también es una fuente limpia de hierro. De media, el arrabio constituye el 5-10% de la carga metálica mundial en el EAF. Cabe mencionar, que en países en los que escasea en sobremanera la chatarra, el arrabio llega a alcanzar un 60% de la carga total. En ocasiones, en caso de superar el 30-40% del total de la carga, se prolonga la inyección de oxígeno para eliminar el C, pudiendo resultar en el daño o deterioro de los refractarios del EAF, la generación de una gran cantidad de escoria y el aumento del tiempo del proceso, conllevando un gran encarecimiento. El arrabio, para las acerías eléctricas, se añaden en forma de lingotes, siendo el peso de cada lingote de entre 3.5-45 kg. Otras características físicas de este producto pueden ser visibles en la Tabla 3. 40 Tabla 3. Propiedades físicas del arrabio [5]. Características físicas Valor Densidad aparente (t/m3) 6.5 – 7.0 Contenido de finos (%) ≤ 2 El arrabio es una de las ferroaleaciones que más carbono contiene, siendo usualmente entre 3.84.5%. Además de ello, contiene otros constituyentes, los cuales son mostrados en la Tabla 4. Tabla 4. Características típicas de los constituyentes del arrabio [5]. Constituyentes Valor (%) Fe 94.0 - 95.0 C 3.5 - 4.5 S ≤ 0.05 P 0.08-0.15 Si ≤ 1.25 Mn ≤ 1.0 Cu, Ni, Cr, Mo, Sn, Pb, Zn, V Dependen de la química del carbón y el mineral de hierro Para la producción de acero, el Si y el Mn (parcialmente) pasan por reacciones de oxidación exotérmicas, de las cuales emiten calor, siendo beneficioso desde el punto de vista energético. Sin embargo, los productos obtenidos de estas reacciones son óxidos que van directamente a la escoria, aumentando su volumen y el 𝑆𝑖𝑂2 formado, genera la necesidad de añadir cal en la escoria para mantener el nivel de basicidad dentro del rango de 1.6-2.0, ya que, si no se hace 47 - Ser compatibles con el refractario, en cuanto a una adecuada saturación en MgO. - Tener buenas propiedades de espumación (espumar en el momento adecuado y mantenerlo el tiempo suficiente). 4.4.2. Desoxidación del FeO y espumación de la escoria Como bien se ha mencionado previamente, espumar la escoria aporta de grandes beneficios al proceso de obtención de acero en el Horno de arco eléctrico. Este fenómeno se produce en parte como resultado del gas proveniente de las reacciones químicas que tienen lugar en la interfase escoria-acero debido a la inyección de carbón y oxígeno. Principalmente, la espumación tiene como objetivo aumentar la eficiencia térmica del horno durante el periodo final de refinado, cuando las paredes del refractario se ven completamente expuestas a la radiación del arco. Durante esta etapa, la escoria espumosa debe aumentar su volumen y cubrir el arco, mejorando así la eficiencia térmica y la transmisión de energía a la fase de acero. Esta espumación se obtiene mediante la inyección inicial de oxígeno al acero líquido, donde se dará la reacción exotérmica de oxidación del hierro, de acuerdo a la siguiente reacción, en la que se muestra además la cantidad de energía química que aporta al proceso: 2𝐹𝑒 + 𝑂2→ 2𝐹𝑒𝑂 +7.31 MJ/kg Fe (7) Este óxido metálico se elevará y pasará del baño metálico a la interfase acero-escoria, donde a continuación, se inyecta el carbón a la interfase escoria-acero para reducir el óxido ferroso y que reaccione además con el oxígeno que se está inyectando simultáneamente. 𝐹𝑒𝑂 + 𝐶 (𝑖𝑛𝑦𝑒𝑐𝑡𝑎𝑑𝑜) →𝐶𝑂 +𝐹𝑒 (8) 2𝐶 + 𝑂2 (𝑖𝑛𝑦𝑒𝑐𝑡𝑎𝑑𝑜) → 2𝐶𝑂 (9) 48 El monóxido de carbono resultante es el elemento clave en el proceso, ya que, debido a la energía neumática que provee, en parte debido a la reacción de reducción de FeO y a la reacción con el oxígeno, se generan burbujas de CO que pasarán a través de la escoria, provocando el aumento de volumen de esta y generando el fenómeno denominado como espumación. El mecanismo de la espumación de la escoria puede ser visualizado en la Figura 20. Figura 20. Mecanismo de reacciones en la interfase acero-escoria debido a la inyección de oxígeno y coque en el proceso de espumación de la escoria. 4.4.3. Beneficios de la espumación Se dice que un medio líquido espuma cuando las burbujas de gas arrastradas se acumulan y expanden el medio, formando una estructura similar a un panal de abejas que consiste en burbujas de gas densamente agrupadas y separadas por finas películas del medio líquido [9]. Esto puede ser observado en la Figura 21, donde se observa el conjunto de burbujas esféricas de carbono monóxido en una escoria bien espumada. 49 Figura 21. Burbujas esféricas observadas en una escoria bien espumada [11]. La práctica de espumar la escoria en el HEA conlleva la creación de burbujas de gas en la escoria, creadas a partir de las reacciones químicas que ocurren durante el proceso, además de mantener una composición apropiada de la escoria para preservar estas burbujas. Una escoria bien espumada reduce las pérdidas de calor radiativo del baño, mejorando la eficiencia térmica y el consumo de energía eléctrica. Debido a ello, se permite el uso de mayores niveles de potencia sin arriesgar daño alguno sobre el material refractario del horno. El uso de mayores potencias conlleva una reducción de tiempo de fusión y tap-to-taps más cortos. [7] Por lo que los beneficios de espumar la escoria se pueden listar de la siguiente manera: - Reducción de las pérdidas de calor a través de las paredes laterales. - Mejora de la transferencia de calor del arco al acero, permitiendo el uso de mayores niveles de potencia. - Reducción de las fluctuaciones de potencia y voltaje. - Reducción eléctrica y de los niveles sonoros. - Permite el aumento del arco hasta un 100% sin llegar a aumentar la perdida de calor. - Reducción del desgaste del electrodo y del material refractario. - Disminución del tap-to-tap. Estas pueden ser visualizadas en la siguiente figura. En la Figura 21 se muestra los beneficios de espumar la escoria, previniendo la perdida de calor durante el proceso. La capa de escoria cubre el arco y ayuda a contener la mayoría del calor generado, minimizando las pérdidas de calor radiativo. Si no se hace uso de la capa de escoria espumada y no cubrir el arco, este 50 golpearía las paredes del horno dañando el refractario y se daría una alta pérdida de calor, siendo esto visible en la Figura 22. Por lo que, cubriendo el arco con escoria, esta actúa como escudo y se transmite la energía directamente al baño metálico. Figura 22. Efecto en la pérdida de calor al cubrir el arco con escoria espumosa durante el proceso de HEA [4]. Por otro lado, si se consigue establecer una buena espumación de la escoria en una etapa temprana del proceso y mantenerla por un largo periodo del mismo, se permite aumentar sustancialmente el factor de potencia mediante el uso de taps de mayor voltaje para aumentar el calentamiento del baño metálico, siendo esto visible en la Fig. X. Cabe destacar que, espumando la escoria, se permite aumentar el factor de potencia y la longitud del arco sin que conlleve ningún tipo de pérdida térmica, siendo esto representado en la Figura 23. La corriente disminuye a medida que la longitud del arco hace lo mismo, esto puede reducir el consumo eléctrico con un pequeño cambio en la potencia o en la eficiencia térmica. 51 Figura 23. Efecto de la escoria espumada en la perdida de energía con el aumento del factor de potencia [4]. 4.4.4. Viscosidad y las partículas de segunda fase La escoria dentro del horno de arco eléctrico es descrita como una emulsión de gas y líquido [6] en la cual el volumen del medio líquido es menor que el volumen total del sistema. La formación y la durabilidad del espumado, mejora con el decrecimiento de la tensión superficial y el aumento de la viscosidad de la escoria. Estos dos factores son los elementos más importantes para espumar la escoria. Sin embargo, se ha observado que las presencia en la escoria de partículas de la segunda fase en suspensión tienen un mayor impacto que las mencionadas previamente [8]. La mayoría de las líneas de escoria de refractario son básicas (magnesia o dolomía) por lo que es necesario saturar la escoria con CaO y/o MgO para minimizar el desgaste químico de los refractarios. Estos dos elementos poseen unos puntos de fusión de 2570ºC y 2800ºC respectivamente, por lo que se requieren flujos para formar escorias líquidas trabajando con temperaduras de 1600ºC, las cuales suelen ser comunes en la fabricación del acero. Partiendo de la composición típica de la escoria, se el FeO es el flujo más importante en el proceso, ya que es el único componente que está completamente fundido en las temperaturas de trabajo de 1600ºC. En la Figura 24 se observa el efecto del FeO en la viscosidad mediante las curvas de isoviscosidad para los sistemas de 𝐹𝑒𝑂 − 𝐶𝑎𝑂 − 𝑆𝑖𝑂2. 52 Figura 24. Líneas de isoviscosidad para el sistema FeO − CaO − SiO2 a 1450ºC (mol %) [3]. La escoria que logran las mejores propiedades de espumación tienen consistencia (fluidez) que se encuentra entre “cremosa” y “esponjosa”, con “acuosa” y “crujiente” en los extremos opuestos del espectro. Esto quiere decir que las escorias óptimas no son completamente “acuosas” (líquidas) sino que están saturadas respecto a los elementos CaO (se forma el compuesto sólido 𝐶𝑎2𝑆𝑖𝑂4 el cual aumenta la viscosidad de la escoria y MgO (se forma la solución sólida magnesia-wustita). Estas parículas de segunda fase sirven como zonas de nucleación para los gases, lo cual favorece en sobremanera la formación de pequeñas burbujas de gas que espuman la escoria [8]. El término de viscosidad efectiva (𝜂𝑒) es definido para relacionar la cantidad de partículas de segunda fase en la escoria y la viscosidad. Su cálculo puede observarse con la Ecuación 10. 𝜂𝑒= 𝜂(1 − 1.35𝜃)−5 2 (10) Dónde 𝜂 es la viscosidad de la escoria fundida, 𝜂𝑒 es la viscosidad efectiva de la escoria y 𝜃 es la fracción de las fases sólidas precipitadas. A continuación, se muestra en la Figura 25 la relación entre el índice de viscosidad (Σ) (el cual relaciona ratio de flujo de gas, la altura de la espuma y la vida de ésta) y la viscosidad efectiva (𝜂𝑒). 53 Figura 25. Relación entre el índice de viscosidad y la viscosidad efectiva [8]. Se observa que a medida que la viscosidad efectiva relativa se ve aumentada, el tiempo de residencia de las burbujas de gas en la escoria es prolongado, extendiendo la estabilidad y subsecuentemente la vida de la espuma. Se observa además que hay un límite máximo crítico de partículas de segunda fase, el cual es beneficioso para la estabilidad de la espuma. Una vez se excede este punto, la escoria se vuelve demasiado “crujiente” (sobresaturada) y el índice de espumación disminuye [8]. 4.4.5. Influencia de la basicidad Los componentes de la escoria se dividen en dos grupos: los refractarios u óxidos básicos (entre los que se encuentran MgO y CaO) y los óxidos ácidos (FeO, MnO, 𝐴𝑙2𝑂3, 𝑆𝑖𝑂2 y 𝐶𝑎𝐹2). En la producción de acero se busca mantener un balance entre los óxidos básicos y ácidos, de modo que la escoria sea compatible con el refractario básico y sea adecuado para espumar. Adicionalmente, saturar la escoria con óxidos básicos, como lo son CaO y MgO, es esencial para una buena espumación además de asegurarse un menor desgaste y consumo del refractario dentro del horno [8]. 54 Como se ha mencionado, alcanzar un balance entre los óxidos básicos y ácidos es esencial en la práctica de la metalurgia. Es aquí donde entra el concepto de índice de basicidad (IB). Este parámetro será el que indicará el balance entre los óxidos. Actualmente existen varias formas de definir el IB, pero en este trabajo de fin de máster se hará uso del índice de basicidad terciario ( 𝐼𝐵3 ), el cual se muestra en la Ecuación 11. 𝐼𝐵3=%𝐶𝑎𝑂 %𝑆𝑖𝑂2+ %𝐴𝑙2𝑂3 (11) La basicidad de la escoria no ejerce una influencia directa sobre la formación de la escoria espumosa, pero si está relacionada con la viscosidad y ésta si influye en el grado de espumación. Cuando se tiene una viscosidad baja las burbujas de CO que se generan debido a la desoxidación del óxido ferroso (FeO), atraviesan fácilmente la escoria para salir a la atmósfera del horno y no se espuma adecuadamente. Es por ello que la escoria debe de tener una viscosidad óptima para que las burbujas de CO tarden más en atravesarla y espumen más. La composición adecuada de la escoria para una buena formación de escoria se basa en un índice de basicidad (IB) de 1.5-2.0 y un contenido en la escoria de FeO de 27.0-35.0 %. De esta forma se da una moderación en el desgaste del revestimiento refractario del horno que está fabricado en base MgO. Cabe destacar que gracias a investigaciones llevadas a cabo previamente, se ha demostrado que existen un amplio abanico de composiciones de escoria posibles que permiten obtener buenas propiedades de espumación. Esto viene siendo apoyado por las prácticas de escoria en el HEA a través de la industria siderúrgica dónde la basicidad de la escoria varía desde 1.5 hasta más de 3.0 con niveles de FeO de entre 10-50% mientras que se siguen obteniendo buenos comportamientos de la escoria espumada. La Figura 26 muestra la efectividad de la espumación en base al índice de basicidad para cierto contenido de FeO. Esta figura muestra la disminución de la solubilidad de la magnesia (MgO) a medida que aumenta el índice de basicidad, así como el contenido de óxido ferroso (FeO) en la escoria [8]. 55 Figura 26. Comportamiento de la espumación efectiva en función de la basicidad y el contenido de FeO en la escoria [8]. Cabe destacar que ciertos investigadores llevaron a cabo pruebas a la hora de analizar la relación entre la basicidad y el índice de espumación o la altura de espumación, mediante el uso de un índice de basicidad modificado para diferentes sistemas y bajo varias condiciones. Gracias a esto, se observó que el índice de espumación decrecía con el aumento del índice de basicidad hasta cierto valor, y posteriormente aumentaba junto con la basicidad, segiriendo que la precipitación de las partículas de segunda fase, como lo es 2𝐶𝑎𝑂𝑆𝑖𝑂2 , tienen una influencia importante en la estabilidad de la espuma. Una de estas investigaciones fue la que llevaron a cabo [11]. En esta, se hizo uso del índice de retención de gas como función de la basicidad, expresada como 𝐶𝑎𝑂/𝑆𝑖𝑂2, la cual mostraba una curva parabólica con un máximo de basicidad de 2.5. Esto puede ser visualizado en la Figura 27. 56 Figura 27. Efecto de la basicidad de la escoria en el índice de retención de gas [11]. 63 lo tanto, se descarta este perfil y se tiene en consideración lo previamente mencionado para ajustar la cantidad de oxígeno y carbón que se inyecta. Gracias a los datos recopilados, se tiene en cuenta la necesidad de decarburar del perfil Prueba 2. Es por ello que se decide aumentar la relación COR aumentando hasta 2000 𝑁𝑚3/h el caudal de oxígeno en el rango de 25.000-35.000 kWh además de aumentar el carbón de inyección a 20 kg/min, logrando una relación COR de 0.60 kg C/𝑁𝑚3O2. De esta forma se obtiene el perfil P3. Este perfil se inserta en el ordenador que controla los inyectores y se deja para ser usado en las coladas posteriores de 1 cesta. El perfil Prueba 3 ha sido usado a lo largo de 18 días. Durante esta etapa, ha habido una semana de parada por mantenimiento. El pie de baño ha estado alto durante varias coladas, lo que ha provocado que se obtengan niveles de FeO altos. Por otro lado, cuando el nivel del pie de baño ha estado a una altura adecuada, se ha observado que los niveles de FeO no han conseguido mantenerse entre el rango de 27.0-35.0% y ha sido necesario decarburar en alguna colada. Es por ello que se ha decidido modificar el perfil Prueba 3. Se ha desarrollado el perfil P1, el cual inyecta menos cantidad de carbón en el rango de 35.00048.000 kWh, teniendo un caudal de 17 kg/min. Se inserta en el ordenador que controla los inyectores para ser usado en las coladas posteriores. Han sido necesarios 3 días únicamente para comprobar que este perfil controla el % de FeO y MgO entre los rangos propuestos. Los primeros dos días hubo varios problemas por desprendimientos de electrodo que recarburan el baño, pie de baño alto e interrupciones de coladas de 1 cesta por cargarse 2 cestas. El día 3 de las pruebas se ha dado la situación de tener 6 coladas consecutivas de 1 cesta en la que se ha podido observar adecuadamente el funcionamiento del perfil P1. Gracias a que se observa que el perfil P1 tiene un buen desempeño en cuanto a control de % de FeO, espumación y consumo eléctrico, se decide desarrollar los perfiles para cuando hay paradas de 2-3 horas. Las paradas provocan que el oxígeno entre dentro del horno y oxide el hierro del remanente de acero líquido que se deja como pie de baño y se obtengan valores de FeO superiores a 35.0 %. Por lo que estos perfiles inyectan más cantidad de carbón con el fin de reducir el FeO progresivamente a lo largo de las coladas. 64 Estos perfiles se insertan en el ordenador que controla los inyectores para ser usados en las coladas. Estos perfiles han sido usados en dos situaciones de parada distribuidas en dos días. Se ha observado que efectivamente, se reduce el FeO y el consumo eléctrico a lo largo de las coladas, demostrando un correcto funcionamiento de los perfiles de inyección de parada. Para analizar la viabilidad económica del perfil P1, el cual será usado en situaciones de funcionamiento de continuo, se ha contactado con la persona encargada de compras de los materiales usados en ArcelorMittal Sestao. Se ha analizado la viabilidad económica del perfil P1 únicamente, ya que los perfiles P2 y P3 son usados exclusivamente en situaciones excepcionales de parada. Finalmente, una vez se han recopilado todos los datos necesarios para este Trabajo de Fin de Máster, se ha procedido a redactar este documento a lo largo de 70 días. 5.3. PROBLEMAS ACAECIDOS DURANTE LAS PRUEBAS Desde el inicio de las pruebas que se han llevado a cabo, han surgido diferentes situaciones o problemas que han obstaculizado verificar el correcto desempeño de los perfiles/recetas de inyección de oxígeno y carbón. Entre estos problemas se encuentra, pie de baño alto, mal funcionamiento de los inyectores de carbón, aparición de infundidos en el baño metálico, desprendimiento de trozos de electrodo, interrupción de la secuencia de coladas de 1 cesta por coladas en las que se cargan 2 cestas. 5.3.1. Pie de baño alto Este problema ha sido recurrente durante las pruebas. El principal problema que conlleva es que, al inyectar el carbón, este, en vez de adicionarse en la interfase acero-escoria, se inyecta directamente al baño. Esto provoca que el carbón no reaccione con el óxido ferroso (FeO) y lo reduzca/desoxide adecuadamente, lo que se traduce en la obtención de un contenido en escoria alto de FeO, perdiéndose hierro al desescoriar. El tener FeO superiores a 35.0% implica tener una escoria líquida y una disminución de la solubilidad de la Magnesia, obteniendo valores inferiores a 8.0%, lo que genera un aumento en el desgaste del material refractario del horno. Para solucionar este problema y que no pase en la colada siguiente se ha de adicionar menos toneladas de carga en la cesta. 65 5.3.2. Mal funcionamiento de los inyectores de carbón Como bien se ha mencionado al inicio de este apartado, se ha observado que no es posible seleccionar caudales de carbón inferiores a 10 kg/min (los inyectores toman esos valores como nulos y no se inyecta carbón) y valores iguales o mayores a 25 kg/min (los inyectores sufren atascos y no se adiciona la cantidad estipulada). Esto conlleva que el óxido ferroso contenido en la escoria obtenga valores superiores a 35.0% y se disminuya la solubilidad del MgO. Este problema ha de ser solucionado por mantenimiento aumentando el caudal de aire del CarbonJet. 5.3.3. Aparición de infundidos en el baño metálico La generación de infundidos se debe a que, al tener el pie de baño bajo con una escoria muy viscosa, a la hora de adicionar la chatarra, esta se ve envuelta por la escoria viscosa, recubriéndola y evitando que esta se funda. Estos trozos solidificados pueden provocar atascos en la piquera a la hora de colar el acero líquido además de dificultar una correcta homogeneización de la temperatura en el baño. Para solucionar este problema ha de calentarse más el baño aplicando más consumo eléctrico. 5.3.4. Desprendimiento de trozos de electrodo Al estar hechos de grafito puro, los trozos de electrodo que caen al baño alteran la composición química del mismo y lo recarburan. Se puede traducir en la obtención de una escoria baja en oxido ferroso (valores inferiores a 27.0%). 5.3.5. Interrupción de la secuencia de coladas con 1 cesta por coladas en las que se cargan 2 cestas. Las coladas que requieren cargarse 2 cestas hacen uso de un perfil de inyección completamente diferente a los que se proponen en este Trabajo de Fin de Máster. La composición química del baño y de la escoria que se deja como pie de baño para ayudar a fundir la siguiente colada tiene una composición química diferente, por lo que influenciará a la siguiente colada. 66 6. ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS El propósito de este proyecto ha consistido en la optimización de los perfiles de inyección de oxígeno y carbón en el horno de arco eléctrico con el fin de mejorar la espumación de la escoria en la etapa de refino. Para ello, se han modificado los parámetros de proceso asociados a la inyección de oxígeno y carbón (caudal y tiempo), obteniéndose 3 perfiles, P1, P2 y P3 para operar en función del % de FeO en la escoria negra. 6.1. PERFILES DE INYECCIÓN Perfil 1P1 El perfil que se ha denominado como P1, es el perfil estándar de operación, es decir, el perfil que se emplea en todas las coladas para mantener el FeO en la escoria entre 27.0-35.0%. Para mantener esta composición, la cantidad de coque inyectado busca que los niveles de óxido ferroso se mantengan estables entre los valores de 27.0-35.0%. De esta forma, la escoria que queda en el pie de baño influye a la siguiente de una manera comedida, permitiendo que no haya desvíos de óxido ferroso entre los límites marcados. El perfil P1 se ve en la Tabla 6. Tabla 6. Etapas de inyección de coque y oxígeno del perfil P1. OXYGENJET GN(𝑁𝑚3/h) 350 0 0 0 0 0 0 0 0 0 O2 (𝑁𝑚3/h) 350 400 750 1000 1500 2000 2500 2000 2500 2000 CARBONJET O2 (𝑁𝑚3/h) 350 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Carbón (kg/min) 0 0 10 12 17 20 17 10 0 0 kWh×100 80 120 170 190 250 350 480 550 610 990 67 Perfil 2P2 El perfil P2 se ha diseñado para emplearlo en la primera colada después de que el horno eléctrico haya estado parado durante 2-3h. Durante este tiempo de parada, el horno se enfría, por lo que se ha de aportar un extra de 3.000 kWh al proceso para que la chatarra cargada en el horno se funda correctamente y alcance la temperatura de vertido (1650ºC). Dado que el tiempo ON del horno aumenta, además, es necesario retrasar la inyección del oxígeno y el coque. Cuando el horno estÁ parado, además, el hierro en estado líquido en su interior en presencia del oxígeno atmosférico se oxida a FeO, por lo que se parte de la acertada suposición de que los valores de FeO serán superiores a los valores establecidos como límite máximo del mismo (35.0%). Es por ello que este perfil inyecta una cantidad de coque superior al perfil 1, con el objetivo de que el óxido ferroso presente en el baño y la escoria, reaccione con el carbono y disminuya hasta tener un porcentaje en la escoria inferior a 35.0%. En la Tabla 7. se muestra el perfil P2, indicando la cantidad de coque y oxígeno a inyectar por cada Módulo al alcanzar los kWh especificados en la parte inferior de la tabla. Como se ha mencionado previamente, al cargar la chatarra se inyecta junto al 𝑂2 Gas Natural para ayudar a fundir la chatarra, no volviéndose a hacer uso de este en lo que resta de proceso. Inicialmente el caudal de oxígeno (700 Nm3/h) es el necesario estequiométricamente para combustionar el caudal de gas natural (350 Nm3/h) y se va aumentando progresivamente (hasta 2500 Nm3/h) a medida que la chatarra se va fundiendo para evitar que se produzcan rebotes del chorro de oxígeno con la chatarra y evitar así perforaciones de los paneles refrigerados del HEA. Por otro lado, la inyección de coque comienza a partir de 12.300 kWh, y aumenta durante las siguientes etapas hasta alcanzar una relación COR de 0.66 kg C/𝑁𝑚3𝑂2. En las etapas finales, se disminuye el coque hasta 17 kg C/min para asegurar el proceso de decarburación. 68 Tabla 7. Etapas de inyección de coque y oxígeno del P2. OXYGENJET GN(𝑁𝑚3/h) 350 0 0 0 0 0 0 0 0 0 O2 (𝑁𝑚3/h) 350 400 750 1000 1500 2000 2500 2000 2500 2000 CARBONJET O2 (𝑁𝑚3/h) 350 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Carbón (kg/min) 0 0 10 12 17 20 22 17 0 0 kWh×100 115 123 173 193 253 353 483 553 613 990 Perfil 3P3 Este perfil se usa en la segunda colada después de una situación de horno parado durante 2-3 horas, es decir, se usa después de P2. Este perfil es idéntico a P2 pero sin el extra de 3.000 kWh. El objetivo de este perfil es seguir disminuyendo el FeO, ya que, tras analizar la escoria de la colada anterior se observa que es superior al 35.0% (escoria líquida), y dado que, como ya se ha comentado anteriormente, la escoria que se deja en el pie de baño de la colada anterior influye directamente en las posteriores, es necesario usar un perfil más reductor (más carbón). El perfil P3 puede ser observado en la Tabla 8. 69 Tabla 8. Etapas de inyección de coque y oxígeno del P3. OXYGENJET GN(𝑁𝑚3/h) 350 0 0 0 0 0 0 0 0 0 O2 (𝑁𝑚3/h) 350 400 750 1000 1500 2000 2500 2000 2500 2000 CARBONJET O2 (𝑁𝑚3/h) 350 0 0 0 0 0 0 0 0 0 Carbón (kg/min) 0 0 10 12 17 20 22 17 0 0 kWh×100 80 120 170 190 250 350 480 550 610 990 6.2. SITUACIÓN DE HORNO FUNCIONANDO DE CONTINUO El funcionamiento habitual de un horno de arco eléctrico es de 24/7 es decir (operación en continuo), el proceso comienza con la carga de la chatarra en el horno, se funde, se cuela y vuelve a empezar el proceso. En base a la experiencia previa, sabemos que los parámetros de proceso críticos a controlar en la escoria negra son el %FeO, entre 27.0-35.0, %MgO, entre 8.010.0% y el IB entre 1,6-2. Para lograr mantener estos parámetros en el horno a lo largo de todas las fusiones, se ha diseñado el perfil P1. En las coladas realizadas, se ha conseguido mantener una cantidad de carbón de cesta/tolva constante de 800 kg. Como se puede observar en la Figura 29, en la primera colada de esta prueba (1), el nivel de FeO está dentro de los valores fijados como estándar (27.0-35.0 %), donde el FeO en la escoria es de 30.6% con una inyección de carbón de 1184 kg. En la siguiente colada (2), con la misma cantidad de carbón de cesta añadida, se observa un ligero incremento en el óxido ferroso, debiéndose esto a la diminución de carbón inyectado, ya que se reduce hasta 1104 kg. Por otro lado, se destaca el considerable aumento del FeO en la colada 3, ya que 70 este ve aumentado su contenido en la escoria hasta 37.1%, generando una escoria líquida, por lo que la espumación de esta no es la adecuada. El aumento del %FeO en la colada 3 es debido a que el pie de baño fue más alto de lo estándar, por lo que la inyección de carbón/oxigeno ha ido directamente al baño y no a la interfase escoria acero que se encuentra más elevada. Finalmente, en las coladas 4, 5 y 6 se consigue volver a estabilizar el FeO contenido en la escoria, obteniendo valores de 32.1%, 34,3% y 32,1% respectivamente. Figura 29. Evolución del óxido ferroso (FeO) respecto a la cantidad de coque de inyección y de cesta (tolva) en Continuo. En la Figura 30 se puede observar la evolución del FeO y el índice de basicidad durante las coladas y el efecto que ambos tienen sobre la solubilidad de la magnesia (MgO) durante el proceso. Como bien hemos mencionado en la figura anterior, se consigue mantener estables los niveles de óxido ferroso durante el periodo de uso del perfil P1, por lo que cabe esperar que el porcentaje de MgO durante estas pruebas sea superior a 8.0%, indicando que no se desgasta el refractario en exceso debido a que la escoria es debidamente saturada manteniendo unos valores de IB de entre 1.5-2.0. Esto se comprueba fácilmente al visualizar la Figura 29 ya que el índice de basicidad oscila en todo momento entre 1.48 y 1.65. Al ser el IB cercano al límite inferior establecido como aceptable, se aumenta la solubilidad de la magnesia, logrando valores de hasta 11.4 % en las coladas iniciales. Se destaca la colada 3, en la que el nivel de FeO aumenta hasta 37.1%, en ella el nivel de MgO disminuye hasta 8.7% pero al tener un índice de basicidad bajo 1184 1104 1078 1118 1080 1109 800 800 800 800 800 800 30.6 32.2 37.1 32.1 34.3 32.1 0 500 1000 1500 2000 25 27 29 31 33 35 37 39 41 43 45 47 123456 kg coque %FeO Carbon inyecc. (kg) Carbón de tolva (kg) FeO 71 (1.61), la solubilidad de la magnesia no es baja por lo que se mantiene por encima del 8.0% de contenido en la escoria. Por otro lado, en la colada 4, el IB es inferior a 1.5, debiéndose esto a que los porcentajes de sílice y alúmina en la escoria son superiores al promedio, con un 13.27% y 6.13%. A pesar de ello, el % de MgO consigue mantenerse por encima del 8.0%. En las coladas posteriores, el IB vuelve a estabilizarse siendo superior a 1.5, lo que mantiene la solubilidad de la magnesia y logrando un % de esta por encima del límite de saturación de la escoria. Figura 30. Evolución del óxido ferroso (FeO), magnesia (MgO) e índice de basicidad (IB) de las coladas en la situación Continuo. 72 Finalmente, en la Figura 31 se muestra la evolución del FeO durante el funcionamiento de Continuo y el efecto que este tiene en el consumo eléctrico. A lo largo de estas 6 coladas, se ha logrado un promedio de 459 kWh/tonelada de acero líquido. En las primeras dos coladas, 1 y 2, el consumo eléctrico ha pasado de 477 kWh/t de acero líquido a 448 kWh/t. Esta disminución se debe en parte a que el tiempo de operación del proceso de fusión de la chatarra se ha recortado en 1 min. En la siguiente colada, 3, el FeO aumenta hasta 37.1%, debiéndose por tener el pie de baño alto. A pesar de esto, se obtiene un consumo de 453 kWh/t. Finalmente, las siguientes 3 coladas (4, 5 y 6) muestran que el FeO vuelve a bajar, obteniendo valores que están dentro del rango de 27.0-35.0%. A lo largo de estas coladas se obtiene un consumo de 465, 456 y 453 kWh/toneladas de acero líquido respectivamente. Figura 31. Efecto del % de FeO y el tiempo de funcionamiento del horno (min) en el consumo eléctrico del HEA. 79 Por otro lado, en la Figura 37 se observa el consumo eléctrico del horno respecto a la cantidad de óxido ferroso (FeO) contenido en la escoria. Se vuelve a comprobar que, con niveles elevados de FeO, como en la colada 1606, el consumo eléctrico es considerablemente elevado, alcanzando 506 kWh/tonelada de acero líquido, asemejándose considerablemente a la primera colada (1590) del caso de Parada 1. En las coladas posteriores, 1607 y 1608, los niveles de FeO disminuyen hasta alcanzar un 33.0% en ambas, lo que conlleva a una disminución del consumo eléctrico. Se observa que en la colada 1608 se da un ligero incremento en los kWh/t, debiéndose esto a que se ha colado menor cantidad, es decir, si en la colada 1607 se han obtenido 128 toneladas de acero líquido, en esta han sido 127 toneladas. Por otro lado, con el aumento del óxido ferroso (36.0%) en la colada 1609, se observa que el consumo eléctrico incrementa también. Esto se debe a que, al haber una cantidad de FeO superior al límite establecido, es indicativo de que la espumación de la escoria no se está llevando a cabo adecuadamente, ya que esta se vuelve líquida y las burbujas de CO no encuentran resistencia, fluyendo a través sin aumentar su volumen. Finalmente, el FeO vuelve a bajar hasta 30.1% en la colada 1610, con un consumo eléctrico de 467 kWh/t de acero líquido, siendo el más bajo obtenido en esta situación de Parada 2. Figura 37. Efecto del % de FeO en el consumo eléctrico del HEA. En base a estos resultados, queda demostrado que los perfiles P2 y P3 consiguen estabilizar los porcentajes de óxido ferroso (FeO) y magnesia (MgO) en el proceso de fusión, ayudando en 506 469 475 482 467 45.0 33.0 33.0 36.0 30.1 25.0 27.0 29.0 31.0 33.0 35.0 37.0 39.0 41.0 43.0 45.0 47.0 430 440 450 460 470 480 490 500 510 520 1606 1607 1608 1609 1610 %FeO kWh/t kWh/t FeO 80 sobremanera al consumo eléctrico y a reducir el consumo eléctrico hasta 49 kWh/t a lo largo de las coladas. 81 7. ASPECTOS ECONÓMICOS El perfil P1, el cual se usa en situación de funcionamiento de Continuo, propone disminuir la cantidad de carbón de tolva en un 26.0% y aumentar el carbón de inyección en un 33.45%. Los costes de cada tipo de carbón son diferentes, y el cambio que se propone tiene un efecto en el consumo eléctrico. Debido a esto es necesario determinar si la propuesta mostrada en este Trabajo de Fin de Máster es viable económicamente. A la fecha de redactar este documento el precio del carbón de cesta y de tolva tienen los siguientes valores, mostrados en la Tabla 9. En ella, se observa que el carbón de cesta tiene un precio de 0.46 €/kg, siendo ligeramente superior al de inyección con 0.45 €/kg. Tabla 9. Costes por peso del carbón de inyección y el de tolva/cesta. Coste (€/kg) Carbón de inyección 0.45 Carbón de cesta/tolva 0.46 Una vez conocidos los costes de adicionar el carbón al horno de arco eléctrico por las dos vías (inyección y tolva) se ha de determinar las cantidades de las que se hace uso por colada. Esto se muestra en la Tabla 10. En ella se observa que el perfil P1 tiene una inyección de carbón de 800 kg y una adición por tolva de 1100 kg por colada. Al multiplicarse estos valores por los precios mostrados en la Tabla 11 y sumando ambos, se observa que el coste total de la suma de ambos carbones asciende a 914 €/colada. Sabiendo que se cuelan alrededor de 128 toneladas por colada, se obtiene el coste necesario para producir una tonelada de acero, siendo su valor de 6.77 €/tonelada de acero líquido. Por otro lado, el perfil previamente usado en ArcelorMittal Sestao, adicionaba al proceso de fusión de chatarra 1080 kg de carbón de tolva y 732 kg de carbón de inyección. Esto resultaba en un coste total de 6.5 €/tonelada de acero líquido. Se observa por lo tanto que la propuesta sugerida en este Trabajo de Fin de Máster conlleva un incremento de 0.27 €/t. 82 Tabla 10. Consumos y costes de los diferentes usos del carbón en el perfil P1 y el perfil viejo. Carbón de tolva (kg/colada) Carbón de inyecc. (kg/colada) Coste carbón de cesta + carbón de inyecc. (€/colada) Coste total carbón (€/ton acero) Perfil P1 800 1100 867 6.77 Perfil viejo 1080 732 832 6.50 A pesar del incremento en el coste del carbón para fabricar una tonelada de acero, es necesario conocer el consumo eléctrico obtenido entre ambos perfiles. En la Tabla 11 se muestra los consumos por colada obtenidos haciendo uso de ambos perfiles: P1 y perfil viejo. Se observa que el perfil P1 consigue reducir el consumo eléctrico en 22 kWh/tonelada de acero líquido. El kWh tiene un coste promedio anual de 0.085 €/kWh. Multiplicando los consumos obtenidos por el coste eléctrico, se obtiene un coste de 39.01 €/tonelada de acero líquido con el perfil P1, siendo 1.89 €/t menor que el del perfil viejo. Tabla 11. Costes y consumos eléctricos obtenidos con los perfiles P1 y el perfil viejo. Consumos (kWh/t) Costes (€/t) Perfil P1 459 39.01 Perfil viejo 481 40.90 Una vez analizados los costes del carbón y del consumo eléctrico se procede a analizar los costes totales del perfil P1 y el perfil viejo gracias a la Figura 38. En ella se observa la suma de los costes del carbón y eléctrico para cada situación. El perfil P1 alcanza unos costes de 45.78 €/t, mientras que el perfil viejo tiene un coste total de 47.4 €/t. Por lo que se consigue reducir 83 los costes en 1.62 €/t haciendo uso del perfil P1. A simple vista puede parecer que esta reducción de costes es insignificante, pero para una planta siderúrgica que produce 45.000 toneladas al mes, puede significar un ahorro de hasta 72.000 € mensuales. Figura 38. Costes totales de los perfiles P1 promedio, con/sin cuchara disponible y perfil viejo. 45.78 47.4 40.00 42.00 44.00 46.00 48.00 50.00 Perfil P1 Perfil viejo €/T 84 8. CONCLUSIONES Gracias a los resultados que se han obtenido y se han mostrado en el apartado anterior se ha logrado determinar y verificar el correcto funcionamiento de los perfiles de inyección de carbón y oxígeno. El perfil P1, ha logrado, a través de las coladas, mantener el óxido ferroso (FeO) entre el margen de 27.0-35.0% de contenido en la escoria, manteniendo una correcta espumación de la escoria dentro del horno de arco eléctrico, gracias a que inyecta de media por colada 1100 kg de carbón para una cantidad de carbón de tolva constante de 800 kg. Además, se consigue mantener el % de magnesia (MgO) contenida en la escoria entre 8.0-10.0%. Gracias a ello, se consigue evitar un desgaste mayor del material refractario dentro del horno de arco eléctrico. El consumo eléctrico está estrechamente relacionado con el % de óxido ferroso en la escoria y se observa que en las coladas en las que se hace uso del perfil P1, el consumo eléctrico es de 459 kWh/tonelada de acero líquido. Esto representa una reducción en el consumo eléctrico de 22 kWh/tonelada de acero líquido. En cuanto al aspecto económico, el perfil P1, consigue reducir el coste del proceso en 1.62 €/t respecto al perfil que se usaba previamente (perfil viejo). Esto se traduce en que, para una producción mensual objetivo de 45.000 toneladas, se consigue disminuir el coste en 72.000 €. Por otro lado, los perfiles de situación de parada, P2 y P3, los cuales tienen como objetivo primordial disminuir los altos valores de óxido ferroso esperados debido a la oxidación del baño por la parada, logran este cometido eficientemente a lo largo de 4-5 coladas. En ambas situaciones de parada, Parada 1 y Parada 2, logran que el óxido ferroso disminuya hasta valores inferiores a 35.0% y que la magnesia (MgO) se estabilice en valores por encima del 8.0%, logrando que no se dé un mayor desgaste del material refractario dentro del horno. En Parada 1 se requieren sólo 4 coladas, mientras que en Parada 2, debido a tener el pie de baño alto y su respectivo aumento de % FeO en la escoria, se necesitan 5 coladas. A pesar de esta variación, los perfiles logran cumplir con su cometido. Cabe añadir, que, gracias a la disminución del FeO, se consigue la misma tendencia en el consumo eléctrico, logrando reducirlo en 59 kWh/t en la Parada 1 y 49 kWh/t en la Parada 2. Cabe destacar que pese al correcto desempeño del perfil P1, un factor importante que afecta negativamente en la obtención de una escoria correctamente espumada (% FeO entre 27.0- 85 35.0%), es el nivel de altura del pie de baño. Tener un pie de baño alto implica que el carbón inyectado se dé directamente al baño metálico en vez de a la interfase acero-escoria y no reduzca eficientemente el FeO, provocando que se logré una escoria líquida y que las burbujas de CO que se generan, al pasar a través de la escoria no tengan un tiempo de retención suficiente como para aumentar el volumen de esta y espumarla adecuadamente, lo que conlleva a una peor distribución térmica, menor solubilidad de la magnesia (MgO) y mayor consumo eléctrico. Este caso ha sido recurrente a lo largo de las pruebas. Por lo que se sugiere establecer un método de control para mantener el pie de baño a una altura determinada con el fin de evitar los problemas previamente mencionados. Debido a lo mencionado previamente, se ha conseguido establecer una lección puntual para operar con el perfil P1, dónde se especifica que el perfil P1 ha de usarse cuando el % de FeO esté entre los valores 27.0-35.0%, y los perfiles de parada, P2 y P3 cuando se da una situación de parada de 2-3 horas de duración. Además, en caso de que por algún casual el nivel de FeO se salga de los rangos de 27.0-35.0%, se han desarrollado dos perfiles nuevos a partir del perfil P1 en la lección puntual que serán usados para los siguientes casos: - P4: perfil que inyecta menos cantidad de carbón en las etapas finales del proceso de fusión de chatarra. Este perfil será usado cuando el FeO < 27.0%. - P5: perfil que inyecta menos oxígeno y más cantidad de carbón. Este perfil será usado cuando el FeO > 35.0%. 86 9. BIBLIOGRAFÍA [1] Arcelor Mittal Sestao Informe Correspondiente, A. E. A. (s/f). Declaración Ambiental. ArcelorMittal.com. Recuperado el 8 de enero de 2024, de https://spain.arcelormittal.com/wpcontent/uploads/sestao-declaracion-ambiental-2021.pdf [2] Basson E. (2022). 2022 World Steel in figures foreword. Worldsteel.org. Recuperado de: https://worldsteel.org/wp-content/uploads/World-Steel-inFigures-2022-1.pdf [3] Bronson A., Pierre G. R. St. (1985), “Electric furnace slags”, Electric furnace steelmaking, Taylor C. R. (Ed), Iron and Steel Society, A.I.M.E., pp. 321-334. [4] Jones J. A. T., Bowman B., et al. (1998). Electric furnace steelmaking. The making, shaping and treating of steel, 11th edition, steelmaking and refining volume, The AISE Steel Foundation, Pittsburgh, Pa., vol. 1, pp. 525. [5] Karbowniczek M. (2021). Electric Arc Furnace Steelmaking. CRC Press. [6] Kozakevich P. (1969). "Foam and Emulsions in Steelmaking." Journal of Metals, vol.7, pp. 57-67. [7] Morales R. D., Romero J. A., et al. (2005). Reduction of FeO and foaming properties of steelmaking slag. 13th Process Technology Conference Proceedings, Nashville, TN, Iron and steel society. [8] Pretorius B. E. and Carlisle R. C., (1998). Foamy Slag Fundamentals and their Application to Electric Furnace Steelmaking. 56th Electric Arc Furnace Conference. New Orleans, USA. [9] Turkdogan E. (1983). Physicochemical Properties of Molten Slags and Glasses, The Metals Society [10] Verein deutscher eisenhuttenleute (1981). Schlackenatlas - Slag atlas, Verlag stahleisen. [11] Yi S. H. and Kim S. M., (2002). "Effect of surface-active species on the foam stability in the EAF slag system." Scandinavian Journal of Metallurgy, vol. 31, pp. 148-152.