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ANÁLISIS DEL PROCESO TEMPCORE PARA PRODUCCIÓN DE BARRAS DE REFUERZO CON MAYOR DUCTILIDAD

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(1)

2018

ANÁLISIS DEL PROCESO TEMPCORE

PARA PRODUCCIÓN DE BARRAS DE

REFUERZO CON MAYOR DUCTILIDAD

FACCILONGO GUTIÉRREZ, ANGELO GIUSEPPE

https://hdl.handle.net/11673/47790

(2)

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA METALÚRGICA Y DE MATERIALES

VALPARAÍSO - CHILE

ANÁLISIS DEL PROCESO TEMPCORE PARA PRODUCCIÓN

DE BARRAS DE REFUERZO CON MAYOR DUCTILIDAD

Memoria presentada por:

ANGELO GIUSEPPE FACCILONGO GUTIÉRREZ

Como requisito para optar al tÍtulo de:

INGENIERO CIVIL METALÚRGICO

Profesor Guía:

MANUEL CABRERA CONTRERAS

(3)

RESUMEN

La actividad sísmica en Chile es una de las más altas a nivel mundial, con una velocidad de convergencia de placas tectonicas mucho mayor que cualquier otra parte en el mundo. Esto ha requerido de un desarrollo en la construcción antisísmica que lo ha llevado a ser uno de los países con los estándares de construcción más exigentes. Durante los últimos años, la ductilidad en las barras de refuerzo ha cobrado mayor importancia debido a distintos estudios que la describen como imprescindible en las estructuras de hormigón armado para zonas sísmicas. Debido a esto, con el paso de los años las normas han aumentado su exigencia en torno a esta propiedad, como es el caso del Código ACI 318-14.

En la presente investigación se analizó la capacidad del proceso Tempcore instalado en AZA Colina para la obtención de barras de refuerzo con mayor ductilidad. Esto se logró mediante el estudio de los fenómenos que gobiernan el proceso, lo que permitió identificar los parámetros y variables más relevantes de este proceso. Se realizó un análisis de la producción de AZA durante el año 2017, con el cual se logró identificar que un 15% de esta producción queda fuera de los estándares requeridos por el Código ACI 318-14.

Se estudió el diseño original de las instalaciones de enfriamiento en conjunto con los padrones de operación actual. En base a estos estudios se entregaron tres propuestas de mejora relacionadas con el diámetro de las cañerías, strippers de salida de agua y con la filosofía operacional.

(4)

ABSTRACT

The seismic activity in Chile is one of the highest in the world, with a speed of convergence of tectonic plates much greater than any other part in the world. This has required a development in the anti-seismic construction that has made it one of the countries with the most demanding construction standards. During the last years, the ductility in reinforcing bars has gained greater importance due to different studies that describe it as essential in reinforced concrete structures for seismic zones. Because to this, over the years the standards have increased their demand for this property, as is the case of the ACI 318-14 Code.

The present investigation analyzed the capacity of the Tempcore process installed in AZA Colina to obtain reinforcing bars with greater ductility. This was achieved through the study of the phenomena that govern the process, which allowed identifying the most relevant parameters and variables of this process. An analysis of the production in 2017 of AZA was carried out, with which it was possible to identify that 15% of the production falls outside the standards required by the ACI 318-14 Code.

The original design of the cooling installations was studied in conjunction with the current operation patterns. Based on these studies, three improvement proposals were submitted, related to the diameter of the pipes, water outlet strippers and the operational philosophy.

(5)

NOMENCLATURA

Símbolos Significado Unidades

Fy Límite de fluencia MPa

Fu Tensión Máxima MPa

Ts Temperatura Superficial °C

Ms Temperatura inicio Transformación

martensítica

°C

Pm Porcentaje volumétrico de martensita %

Tm Temperatura medio °C

Tr Temperatura revenido °C

d Diámetro barra [mm]

dc Diámetro canaleta [mm]

rm Radio martensítico [mm]

Fn Resistencia núcleo MPa

(6)

ÍNDICE GENERAL

INTRODUCCIÓN GENERAL ... 14

1.1 Introducción ... 14

1.2 Objetivo general: ... 17

1.3 Objetivos específicos: ... 17

ANTECEDENTES BIBLIOGRÁFICOS ... 18

2.1 . Barras de refuerzo para hormigón ... 18

2.1.1 Barras de dureza natural ... 18

2.1.2 Barras microaleadas ... 18

2.1.3 Barras templadas y auto-revenidas ... 22

2.2 Tempcore ... 22

2.3 Indicadores de ductilidad de barras de refuerzo ... 25

2.4 . Norma Chilena NCh 204-06 ... 26

2.5 . Código ACI 318-14 ... 28

2.6 . Diferencias entre NCh 204-06 y ACI 318-14 ... 29

PROPUESTA TÉCNICA ... 31

3.1 . Análisis teórico ... 31

3.2 . Metodología de trabajo ... 31

3.3 Inspección de los equipos ... 32

3.4 Opciones de mejoras ... 32

3.5 Resultados esperados ... 33

PROCESO TEMPCORE ... 34

(7)

4.1.1 Mecanismos fundamentales del proceso ... 34

4.1.2 Transferencia de calor ... 37

4.1.2.1 Intercambio de calor en la superficie ...37

4.1.2.2 Conducción térmica en la barra ...39

4.1.2.3 Porcentaje Volumétrico de martensita ...40

4.1.2.4 Temperatura de revenido/ecualización ...42

4.2 Propiedades mecánicas ... 42

4.2.1 Martensita Revenida ... 42

4.2.2 Núcleo de la barra... 43

4.2.3 Propiedades mecánicas en general ... 44

4.2.4 Efecto de parámetros principales sobre propiedades mecánicas ... 46

4.2.4.1 Temperatura de la Barra antes del Enfriamiento ...46

4.2.4.2 Velocidad de la Barra ...47

4.2.4.3 Caudal del agua ...48

4.2.4.4 Presión del agua ...49

4.2.4.5 Diámetro de la barra ...51

4.2.4.6 Diámetro de la canaleta ...52

4.2.4.7 Tiempo de temple ...53

4.2.4.8 Temperatura de Revenido/Ecualización ...56

4.3 Microestructuras barras Tempcore ... 57

4.3.1 Macrografía de barras Tempcore... 57

4.4 Aspectos Operacionales ... 61

4.4.1 Control del proceso Tempcore ... 61

4.4.2 Ventajas del proceso ... 63

4.4.3 Criterios de optimización ... 64

4.4.4 Recomendaciones de uso ... 65

TEMPCORE AZA COLINA ... 68

(8)

5.2 Diseño original sistema enfriamiento ... 70

5.2.1 Tempcore 1 ... 71

5.2.1 Tempcore 1-Barras Gruesas ... 71

5.2.2 Tempcore 2-Barras delgadas ... 72

5.2.3 Sistema de agua ... 73

5.3 Funcionamiento actual instalaciones ... 74

5.3.1 Tempcore 1-Barras Gruesas ... 74

5.3.2 Tempcore 2- Barras delgadas ... 76

5.3.3 Sistema de agua ... 78

5.4 Estado actual equipos ... 80

5.5 Calidades AZA-Colina ... 82

5.6 Análisis producción 2017 ... 83

5.7 Producción actual barra de 28[mm] ... 88

PROPUESTA DE MEJORA ... 91

6.1 Oportunidades de mejora ... 91

6.1.1 Diseño de Strippers ... 91

6.1.2 Diámetro de Canaletas ... 92

6.1.3 Filosofía Operacional ... 93

6.2 Propuestas de mejora ... 93

6.2.1 Diseño de Strippers ... 94

6.2.2 Diámetro de Canaletas ... 95

6.2.3 Filosofía Operacional ... 96

ANÁLISIS DE RESULTADOS ... 98

(9)

7.2 Micrografías y microdureza ... 101

7.3 Propiedades Mecánicas ... 105

CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ... 108

REFERENCIAS ... 110

Anexo A: Análisis de calidades por diámetro de producto ... 113

Anexo B: Configuración sistema de enfriamiento Tempcore AZA-Colina ... 124

ÍNDICE TABLAS

Tabla 2.4.1 Requisitos ensayo de tracción norma NCh 204-06[10]. ... 27

Tabla 2.4.2 Coeficiente K para distintos diámetros nominales de la norma NCh 204-06[10]. ... 27

Tabla 2.5.1 Diámetros en milímetros en función de los números de barra del Código ACI 318-14[11]. ... 29

Tabla 2.6.1 Comparación requerimientos ACI 318-14 con NCh 204-06[12][13]. ... 30

Tabla 4.1.1 Capacidad Calorífica y coeficiente de transferencia de calor[16]. ... 39

Tabla 4.2.1 Resultados tratamiento isotérmicos en baño de Pb para diferentes composiciones[19]. ... 43

Tabla 5.2.1 Parámetros operacionales Tempcore 1, diseño original[25]. ... 72

Tabla 5.2.2. Parámetros operacionales Tempcore 2, diseño original[25]. ... 73

Tabla 5.3.1 Padrón operacional actual Tempcore 1[26]. ... 74

Tabla 5.3.2 Padrón operacional actual Tempcore [27]2. ... 77

Tabla 5.3.3 Calidad del agua del sistema de enfriamiento. ... 79

Tabla 5.5.1 Calidades barras de hormigón producidas por AZA-Colina[28]. ... 82

Tabla 5.5.2 Composición química de los distintos tipos de palanquillas utilizados para las barras de hormigón[28]. ... 82

(10)

Tabla 5.7.1 Porcentaje de fases muestra 0. ... 90

Tabla 6.2.1 Comparación coeficiente de llenado Tempcore 1... 95

Tabla 6.2.2 Padrón operacional propuesto Tempcore 1. ... 96

Tabla 6.2.3 Padrón operacional propuesto Tempcore 2. ... 96

Tabla 7.1.1 Composición química de barras de prueba. ... 99

Tabla 7.1.2 Propiedades mecánicas según temperatura de ecualización calculadas. ... 99

Tabla 7.1.3 Parámetros operacionales prueba de barras 28 milímetros. ... 100

Tabla 7.2.1 Porcentaje de fases muestra 1. ... 103

Tabla 7.2.2 Porcentaje de fases muestra 2. ... 105

Tabla 7.3.1 Propiedades mecánicas pruebas de barras 28 milímetros. ... 105

ÍNDICE FIGURAS Figura 1.1.1 Diagrama proceso productivo AZA[2]. ... 16

Figura 2.1.1 Límite de solubilidad de microaleantes. ... 21

Figura 2.1.2. Efecto refinador de grano de microaleantes. ... 21

Figura 4.1.1. Mecanismos fundamentales del proceso Tempcore[15]. ... 35

Figura 4.1.2 Variación coeficiente de transferencia de calor en función de la temperatura superficial[16]. ... 38

Figura 4.1.3 Distribución de temperatura en barra de 25[mm] después del temple[15]. 41 Figura 4.2.1 Porcentaje volumétrico de martensita en función de tiempo de temple para diferentes temperaturas iniciales[8]. ... 47

Figura 4.2.2 Efecto de la velocidad de la barra (m/s) sobre el Límite de Fluencia (MPa)[9]. ... 48

Figura 4.2.3 Efecto del caudal de agua sobre el límite de fluencia[8]. ... 49

Figura 4.2.4 Efecto de la presión en las canaletas versus velocidad del agua [9]. ... 50

(11)

Figura 4.2.6 Porcentaje volumétrico de martensita en función del tiempo de temple para

diferentes diámetros[8]. ... 52

Figura 4.2.7 Aumento del Límite de Fluencia en función del tiempo de temple para diferentes coeficientes de llenado[9]. ... 53

Figura 4.2.8 Variación del limite de fluencia y el alargamiento en función del tiempo de temple [8]... 54

Figura 4.2.9 Porcentaje volumétrico de martensita en función del tiempo de temple[9]. 55 Figura 4.2.10 Temperatura de auto-revenido en función del tiempo de temple.[17] ... 55

Figura 4.2.11 Efecto del tiempo de temple sobre el Límite de Fluencia y Alargamiento en un determinado proceso[8]. ... 56

Figura 4.3.1. Macrografía típica de barra luego de Tratamiento Tempcore[9]. ... 57

Figura 4.3.2 Macrografía de la barra después de sometida al tratamiento más suave[9]. ... 58

Figura 4.3.3 Macrografía de la barra después de sometida al tratamiento severo[9]. .... 58

Figura 4.3.4 Cuantificación de Fases en los diferentes diámetros de barras (Planta Gerdau-Cearense)[9]. ... 59

Figura 4.3.5 Macrografías de varillas con capas martensíticas excentricas. ... 60

Figura 4.3.6 Perfil dureza Vickers de barras producidas por Tempcore. [18] ... 60

Figura 4.4.1 Relación del esfuerzo de fluencia con la temperatura de revenido[21]. ... 62

Figura 4.4.2 Efecto de entradas en salidas proceso Tempcore[21]. ... 63

Figura 4.4.3 Homogeneidad anillo martensítico a lo largo de una barra de refuerzo.[21] ... 65

Figura 4.4.4 Representación de un tratamiento correcto y uno incorrecto[21]. ... 66

Figura 5.1.1 Esquema proceso Tempcore para un tubo de enfriamiento con un stripper de salida de aire y uno de agua. ... 69

Figura 5.2.1 Layout sistema de enfriamiento AZA-Colina ... 70

Figura 5.3.1 Comparación operación diseño original con el actual Tempcore 1. ... 75

Figura 5.3.2 Esquematización de padrón de operación de nuevos diámetros. ... 75

Figura 5.3.3 Stripper de agua Tempcore 2 Actual. ... 76

(12)

Figura 5.3.5 Configuración sistema de bombeo Tempcore 1 y 2[25]. ... 79

Figura 5.4.1 A) Tubo numero 6 Tempcore 1, B) Extremo salida Tubo 45[mm] Tempcore 1, C) Tubos numero 5 Tempcore 1, D) Extremo salida Tubo 60[mm] Tempcore 1. ... 80

Figura 5.4.2 A) Soporte inyectores 45 y 60[mm]. B) Boquilla inyector de salida, con deformación. C) Inyector diseño original, D) Inyector original anular concéntrico. ... 81

Figura 5.6.1 Análisis de calidades producidas durante año 2017 ... 84

Figura 5.6.2 Análisis de cumplimiento con nuevas exigencias de ACI 318-14 para producción del año 2017 ... 84

Figura 5.6.3 Gráfica de cumplimiento de exigencias por alargamiento de ACI 318-14 para producción 2017 por diámetro. ... 86

Figura 5.6.4 Variación del diámetro ideal en función de los diámetros para la producción de barras del año 2017. ... 87

Figura 5.6.5 Variación Ms en función de los diámetros para la producción de barras del año 2017. ... 88

Figura 5.7.1 Resumen Micrografías muestra 0. ... 89

Figura 5.7.2 Perfil microdureza muestra 0. ... 90

Figura 6.2.1 Diseño propuesto srtipper de agua. ... 94

Figura 6.2.2 Comparación operación actual con propuesta Tempcore 1. ... 97

Figura 6.2.3 Comparación operación actual con propuesta Tempcore 2. ... 97

Figura 7.1.1 Esquematización pruebas realizadas. ... 101

Figura 7.2.1 Resumen Micrografías muestra 1. ... 101

Figura 7.2.2 Perfil microdureza muestra 1. ... 102

Figura 7.2.3 Resumen Micrografías muestra 2. ... 103

Figura 7.2.4 Perfil microdureza muestra 2. ... 104

Figura 7.3.1 Propiedades mecánicas de muestras de 28 milímetros. ... 106

Figura 7.3.2 Propiedades mecánicas de muestras de 28 milímetros. ... 107

(13)
(14)

Figura Anexo 17 Análisis propiedades mecánicas de producción 2017 de barras 32[mm]

... 122

Figura Anexo 18 Análisis propiedades mecánicas de producción 2017 de barras 32[mm] ... 122

Figura Anexo 19 Análisis propiedades mecánicas de producción 2017 de barras 36[mm] ... 123

Figura Anexo 20 Análisis propiedades mecánicas de producción 2017 de barras 36[mm] ... 123

Figura Anexo 21 Configuración de tubos sistema enfriamiento Tempcore 1. ... 124

Figura Anexo 22 Configuración de un tubo e inyector en Tempcore 1. ... 124

Figura Anexo 23 Inyector de Tempcore 1. ... 125

Figura Anexo 24 Configuración strippers de agua Tempcore 1. ... 125

Figura Anexo 25 Stripper de agua Tempcore 1. ... 126

Figura Anexo 26 Stripper de aire Tempcore 1. ... 126

Figura Anexo 27 Configuración de tubos sistema enfriamiento Tempcore 2. ... 127

Figura Anexo 28 Configuración de un tubo e inyector de Tempcore 2. ... 127

Figura Anexo 29 Inyector de Tempcore 2. ... 127

Figura Anexo 30 Configuración strippers de agua Tempcore 2. ... 128

Figura Anexo 31 Stripper de agua Tempcore 2. ... 128

Figura Anexo 32 Stripper de aire Tempcore 2. ... 129

(15)

INTRODUCCIÓN GENERAL

1.1 Introducción

La producción de barras de refuerzo de hormigón constituye un mercado muy importante para la industria siderúrgica. El acero para estos productos se elabora en gran medida en acerías eléctricas, como es el caso de AZA, una compañía chilena que formó parte del grupo brasileño Gerdau. En Chile, se dedica a la producción y abastecimiento de

barras y perfiles de acero laminado en caliente, atendiendo a los sectores de construcción

civil y de industria metalmecánica. Cuenta con dos plantas productivas ubicadas en la

zona norte de Santiago y cuatro centros de reciclaje en las ciudades de Antofagasta, Viña

del Mar, Concepción y Temuco[1].

AZA inicia sus actividades en 1953 como una pequeña empresa, fabricando herraduras y ganchos para techumbres. En los años 60 derivó a la fabricación de aceros y productos de acero laminados. En 1992, se convierte en propiedad del Grupo Brasileño Gerdau, uno de los conglomerados siderúrgicos privados más importantes del mundo. En el año 2018 Gerdau AZA es comprada nuevamente por capital de inversión chileno y recupera su nombre volviendo a sus orígenes como AZA.

En AZA el proceso de fabricación del acero se inicia con la selección, procesamiento y corte de trozos de acero en desuso, la chatarra, que es la materia prima básica para el proceso. AZA es el principal recolector de chatarra en Chile, recolectando anualmente sobre 250.000 toneladas desde sus centros de reciclaje.

A continuación, se describe el proceso productivo de la empresa[2].

(16)

eléctrico (HAE). Al interior de éste se desarrollan dos etapas; la fusión y afino. Durante la fusión, la chatarra pasa del estado sólido al líquido alcanzando aproximadamente 1.540°C. Durante el afino se ajusta la composición química y pureza del acero mediante reacciones químicas, en esta etapa se inyectan cantidades importantes de oxígeno para remover impurezas.

Luego, en el horno de cuchara se realiza el proceso de afino secundario, el cual consiste en una homogenización térmica y química del acero liquido, en esta etapa también pueden llevarse a cabo ajustes finales a la composición del acero. Una vez que el acero líquido cumple con los requisitos de composición, es vaciado a la cuchara a aproximadamente 1.650°C para luego ser trasladado a la colada continua, donde es vaciado a un distribuidor que alimenta las líneas de colada, compuestas por moldes de cobre refrigerados por agua, que tienen una sección cuadrada de 130[mm].

Una vez solidificado el acero en los moldes, la línea es inspeccionada y cortada de acuerdo a los largos requeridos por medio de cizallas hidráulicas (8 metros para la planta de Renca y 12 metros para la planta de Colina). Es luego de este corte que el acero solidificado se denomina palanquilla, la cual pasa a ser la materia prima del proceso de laminación.

Previa a laminación, las palanquillas son ingresadas al horno de recalentamiento, donde son calentadas hasta aproximadamente 1.200°C. En la etapa de laminación en caliente, las palanquillas son ingresadas al tren de laminación y deformadas en pases sucesivos hasta obtener el diámetro y forma requeridas. Esta etapa concluye con el tratamiento térmico Tempcore que es en el cual se enfocará esta investigación. En la Figura 1.1.1 se presenta un esquema representativo del proceso productivo de AZA Colina[2].

(17)

parte, la gran variabilidad de los resultados actuales no permite la fabricación de aceros de mayor grado, los que exigen aumento en términos de resistencia mecánica, y márgenes más ajustados para la tensión de fluencia y resistencia a la tracción. Es por esto, que este proyecto apunta a realizar un análisis para determinar si es posible mediante el manejo del sistema de enfriamiento Tempcore lograr aceros para barras de refuerzo con el fin de dar cumplimiento a estas nuevas exigencias mediante el aumento de la resistencia y ductilidad.

Figura 1.1.1 Diagrama proceso productivo AZA[2].

(18)

1.2 Objetivo general:

 Determinar la capacidad del proceso Tempcore para la obtención de barras de

refuerzo con mayor ductilidad.

1.3 Objetivos específicos:

 Evaluar el funcionamiento de los equipos de Tempcore dentro de la planta AZA–

Colina.

 Correlacionar las temperaturas de trabajo con temperaturas de transformaciones críticas, de manera de buscar las condiciones en las que se puedan obtener mayores ductilidades.

(19)

ANTECEDENTES BIBLIOGRÁFICOS

2.1. Barras de refuerzo para hormigón

Las barras de refuerzo son productos de sección circular, con nervios longitudinales y nervios inclinados respecto a su eje, en conformidad a los requisitos de la norma chilena NCh 204-06. Son utilizadas en la confección de armaduras de cualquier elemento de hormigón armado, como por ejemplo: vigas y columnas, muros de contención, estanques de agua, edificios en altura, represas, diques, etc.

En la actualidad existen tres mecanismos para obtener las propiedades requeridas por las barras de refuerzo:

2.1.1 Barras de dureza natural

Estas obtienen sus propiedades mecánicas debido a la acción de su alto porcentaje de carbono el cual genera una variación en la proporcion de ferria-perilta, aumentando los porcentajes de perlita. Por otra parte, su alto contenido de manganeso genera un endurecimiento por solución sólida. Debido a esto, presentan un alto carbono equivalente, lo que se traduce en una reducción en su soldabilidad, en especial en diámetros mayores. A pesar de esto, están presentes en muchos mercados debido a su buena relación sísmica propiedad, también conocida como relación de endurecimiento por deformación, la cual está directamente relacionada con la ductilidad[3].

2.1.2 Barras microaleadas

(20)

Los elementos microalentes en conjunto con nitrógeno y carbono, presentan baja solubilidad en la austenita, como puede apreciarse en la

Figura 2.1.1. Esto produce que, durante la solidificación de las palanquillas, el proceso de

laminación en caliente y/o el enfriamiento posterior a este, se produzca la precipitación de carbonitruros que generan un incremento en la resistencia mecánica.

Por otra parte, el niobio y el vanadio actúan de forma distinta, debido a que como se puede apreciar en la

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

0 0,005 0,01

V an ad io [ % ] Nitrogeno [%] 1000 ºC 900 ºC 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

0 0,1 0,2 0,3

(21)

Figura 2.1.1 la solubilidad del carburo de niobio es menor que la del nitruro de vanadio.

Como consecuencia se tiene un efecto refinador de grano más poderoso por parte del niobio y más leve por parte del vanadio. Esto se ve reflejado en la Figura 2.1.2 donde se puede apreciar que las cantidades necesarias de niobio para producir el refinamiento de grano ferrítico son inferiores a las de vanadio, del orden de 0.04% para el niobio y 0.1% para el vanadio. Este refinamiento de grano se produce debido a que, al encontrarse en forma de precipitados, estos detienen el crecimiento de grano austenítico durante el precalentamiento de las palanquillas, y generan mayores puntos de nucleación para la ferrita¡Error! No se encuentra el origen de la referencia..

0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

0 0,005 0,01

V an ad io [ % ] Nitrogeno [%] 1000 ºC 900 ºC 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

0 0,1 0,2 0,3

(22)

Figura 2.1.1 Límite de solubilidad de microaleantes[31].

Figura 2.1.2. Efecto refinador de grano de microaleantes[29][30]. 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

0 0,005 0,01

V an ad io [ % ] Nitrogeno [%] 1000 ºC 900 ºC 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14

0 0,1 0,2 0,3

(23)

2.1.3 Barras templadas y auto-revenidas

Estas últimas son sometidas a un sistema de enfriamiento una vez terminado el proceso de laminación en caliente, cuando la barra aún se encuentra en estado austenítico. El sistema de enfriamiento es refrigerado con agua a una presión y caudal específicos que permiten el enfriamiento de la capa superficial de la barra por debajo de la temperatura de formación de la martensita (Ms). Al momento en que la barra abandona el tren de enfriamiento, el calor acumulado en el centro que aún se encuentra en estado austenítico, es conducido hacia el exterior produciéndose un auto-revenido de la capa exterior de martensita. Finalmente, la barra pasa al lecho de enfriamiento en donde el núcleo finaliza su transformación a ferrita y perlita. De esta manera se obtiene una combinación de estructuras que permiten a una barra obtener altas resistencias, con bajos contenidos de carbono y manganeso en comparación a las barras de dureza natural. Estas son las barras que se producen a través del proceso Tempcore, el cual será descrito a continuación y se estudiará a lo largo de este trabajo[5].

2.2 Tempcore

El proceso Tempcores es un tratamiento térmico en línea para barras producidas mediante laminación en caliente, el cual fue desarrollado en Bélgica por el “Centre de Rechaerches Metallurgiques” (C.R.M.) a principios de la década de los 70[19].

Este proceso funciona bajo la premisa de que luego de la laminación en caliente, las barras de refuerzo se encuentran aún en estado austenítico, por lo que se aprovecha el calor contenido en la barra para realizar un tratamiento térmico de temple y posterior auto-revenido, de manera tal de conseguir mayores resistencias incluso en aceros de baja aleación.

(24)

intensamente hasta lograr la transformación martensítica, mientras que el centro de la barra permanece a altas temperaturas. Al final de esta etapa la barra tiene una capa exterior de martensita, mientras que el núcleo aún se encuentra en estado austenítico. En la zona intermedia se encuentra una capa con una serie de microestructuras intermedias entre la martensita y la ferrita-perlita. Tanto la microestructura final como la proporción de las distintas capas, puede ser controlada mediante la selección de la intensidad de enfriamiento con respecto a la temperatura de la laminación, diámetro de la barra y la velocidad de pasada[6].

Una vez finalizada la etapa de temple, la barra continúa su enfriamiento a temperatura ambiente y es aquí donde se produce un segundo tratamiento térmico; el auto-revenido de la martensita, debido al calor contenido en el núcleo de la barra, el cual por el gradiente de temperatura es conducido al exterior. Las temperaturas de revenido que se pueden alcanzar durante el proceso pueden llegar aproximádamente a los 650℃.

El segundo tratamiento térmico se considera terminado una vez que la capa exterior ha alcanzado su máxima temperatura y comienza a descender, debido al calor en el centro de la barra y a las condiciones de enfriamiento del aire, las que dependerán del área superficial de la barra y la conductividad térmica de esta.

Posteriormente la barra pasa por el tercer proceso en la parrilla de enfriamiento, en la cual es enfriada hasta la temperatura ambiente en aire calmo. Con esto, la microestructura final dependerá principalmente de la composición química, el diámetro de la barra, la temperatura de la última pasada de laminación y la intensidad de enfriamiento en la etapa de temple[6].

(25)

Figura 2.2.1 Enfriamiento de barras durante proceso Tempcore[21].

El proceso completo puede ser trazado sobre un diagrama CCT como se presenta en la Figura 2.2., en la cual por simplicidad solo se presentan las curvas de Ms (comienzo de formación de la martensita), la de ferrita y la de bainita[5]. A su vez, son trazados los distintos caminos de enfriamiento tanto para la capa exterior, intermedia y el núcleo. Viendo estos enfriamientos y las distintas microestructuras, el producto final tiene distintas propiedades mecánicas en las diferentes zonas, como lo son una alta resistencia en la capa exterior, seguida por una zona intermedia en la cual esta decrece. Esta situación está representada en la Figura 2.2..

En la figura 2.2.3 se representa el proceso Tempcore en donde se puede apreciar la ubicación de los componentes del equipo. Esta representación se realiza para un tubo de enfriamiento el cual posee un inyector de agua, una canaleta de enfriamiento y un stripper de agua y de aire a la salida, los que impiden que el flujo de agua siga acompañando a la barra una vez terminando el proceso.

Martensita

Martensita

(26)

Figura 2.2.2 Distribución de valores de dureza en sección transversal de barra Tempcore[18].

Figura 2.1.3 Esquema proceso Tempcore para un tubo de enfriamiento con un stripper de salida.

2.3 Indicadores de ductilidad de barras de refuerzo

En la actualidad no existe una forma única de cuantificar la ductilidad de las barras de refuerzo, sino una serie de indicadores que de forma aislada o combinada logran medir esta propiedad. Entre estas se destacan[7]:

El alargamiento porcentual de ruptura

(27)

El alargamiento bajo carga máxima

Es la deformación uniforme que experimenta la probeta de acero durante el ensayo de tracción al ser sometida a la carga máxima. Es expresada mediante un porcentaje de la longitud inicial entre dos puntos marcados en la probeta. Al igual que el caso anterior, mientras mayor es este alargamiento, mayor la ductilidad del acero.

Relación entre la carga de rotura y el límite elástico (Fu/Fy)

Es la relación entre el esfuerzo máximo a la tracción y el esfuerzo de fluencia del acero, también conocida como relación sísmica.

Esta relación es un índice de la resistencia que tiene el acero luego de haber alcanzado el límite elástico. Mientras más alta es esta relación, mayor será el margen de seguridad frente a la ruptura.

2.4. Norma Chilena NCh 204-06

Esta norma establece los requisitos que deben cumplir las barras de acero laminadas en caliente directamente a partir de productos semi-terminados identificados por colada en su condición de laminación o relaminados a partir de rieles. Esta norma establece los criterios de inspección, muestreo, ensayos y de aceptación y rechazo, que se aplican a las barras de sección circular lisas o con resaltes, laminadas rectas o en rollos y a barras enderezadas a partir de rollos destinadas a emplearse en obras de hormigón armado.

Los aceros especificados por esta norma para la elaboración de barras laminadas en caliente para hormigón armado, se clasifican según su grado, el que tiene como forma general de designación AZZZ-YYYH, donde[10]:

(28)

 ZZZ: Caracteres numéricos que representan la tensión máxima del acero

expresados en MPa.

 YYY: Caracteres numéricos que representan el límite de fluencia mínimo del acero expresados en MPa.

 H: Acero para uso en hormigón armado.

En la Tabla 2.4.1 se presentan los requisitos del ensayo de tracción exigidos por esta norma.

Tabla 2.4.1 Requisitos ensayo de tracción norma NCh 204-06[10].

El coeficiente K depende del diámetro nominal y cuyo valor se indica en la Tabla 2.4.2 para los distintos diametros nominales.

Tabla 2.4.2 Coeficiente K para distintos diámetros nominales de la norma NCh 204-06[10].

Diámetros nominales, dn [mm]

Coeficiente K

6 3,0

8 2,0

10 1,0

12 0

14 0

16 0

(29)

20 0,5

22 1,0

25 2,0

28 3,0

32 4,0

36 5,0

40 6,0

2.5. Código ACI 318-14

El Código de diseño de hormigón estructural (ACI 318-14) del American Concrete Institute, proporciona los requisitos mínimos para cualquier diseño o construcción de hormigón estructural. A lo largo de los años, este código ha sido actulizado continuamente para poder alcanzar los estándares requeridos por la industria del concreto. Dentro de las nuevas exigencias que contiene este código para barras de refuerzo de hormigon para construcciones anti-sismicas se encuentran[11]:

 Todos los componentes de muros estructurales especiales incluyendo vigas acopladas y machones de muros deben cumplir con (a) o (b):

a) ASTM A706M, Grado 420,

b) ASTM A615M Grado 280 si se cumple con (i) y (ii) y ASTM A615M Grado 420 si se cumple con (i), (ii) y (iii):

i. La resistencia a la fluencia real medida en ensayos en la siderúrgica no excede Fy en más de 125 MPa.

ii. La relación entre la resistencia a la tracción real a la resistencia a la fluencia real es al menos 1.25.

(30)

En la Tabla 2.5.1 se especifica la relación entre los Diámetros No especificados en la norma y el diámetro de las barras.

Tabla 2.5.1 Diámetros en milímetros en función de los números de barra del Código ACI 318-14[11].

Diámetros No. Diámetros [mm]

10 9,5

13 12,7

16 15,9

19 19,1

22 22,2

25 25,4

29 28,7

32 32,3

36 35,8

43 43,0

57 57,3

2.6. Diferencias entre NCh 204-06 y ACI 318-14

En la Tabla 2.6.1 se especifican los requerimientos para las barras de refuerzo de contreto establecidos por el Código ACI 318-14 y la norma chilena NCh 204-06. En esta tabla es posible apreciar las equivalencias, como lo son el grado 420 de las norma ASTM A615, con el grado A630-420 de la norma chilena NCh 204-06. Pero se debe resaltar la diferencia en su mínima resistencia a la tracción, la que varía de 620 a 630[Mpa] [13].

(31)

comparación con la norma Chilena. Es esta diferencia la que motiva el estudio de la busqueda de obtener barras de refuerzo con mayor ductilidad que puedan cumplir estos requisitos, y que como se verá más adelante, AZA no cumple a cabalidad en la actualidad.

Cabe destacar que los cálculos del alargamiento requeridos por la norma chilena NCh 204-06 se realizaron en torno a una resistencia máxima a la tracción de 700 [MPa] que es el promedio obtenido en la actualidad por AZA, y utilizando los coeficientes K

señalados en la Tabla 2.4.2.

Finalmente, se debe tener en cuenta la norma ASTM A706 cuyo grado 420 posee los mismos requisitos que el grado A420 de la norma ASTM A615, pero se le agregan requisitos de composición química, como el límite de elementos aleantes y carbono equivalente. Esto debido a que se trata de una noma para la producción de barras de refuerzo soldables. En el caso de la normativa chilena, actualmente la norma equivalente a la ASTM A706M sería la NCh 3334-14 la que regula la producción de barras laminadas en caliente soldables para hormigón armado. Los requisitos mecánicos de esta norma no se agregaron en la Tabla 2.6.1 debido a que son equivalentes a los de la norma NCh 204-06, solo que se agregan las restricciones de composición química del acero, como lo son el carbono equivalente y contenido de elementos aleantes.[34]

Tabla 2.6.1 Comparación requerimientos ACI 318-14 con NCh 204-06[12][13].

ACI 318-14 NCh 204-06

A706M A615M

Grado 420 Grado 280 Grado 420 A440 A630

Fu Min 550 420 620 440 630

Fy Min 420 280 420 280 420

Max 540 - - - 580

Relación Fu/Fy Min 1,25 1,25 1,25 1,25 1,25

A

la

rg

am

ie

n

t

o

Diámetro % % % % %

10 14 11 14 16 9

13 14 12 14 16 10

(32)

19 14 12 14 16 10

22 12 - 12 16 9,5

25 12 - 12 16 8

29 12 - 12 16 7

32 12 - 12 16 6

36 12 - 12 16 5

PROPUESTA TÉCNICA

3.1. Análisis teórico

El análisis teórico comienza con un estudio del proceso de producción de AZA desde donde se comenzará por el patio de chatarra, pasando por la acería hasta el laminador en donde se encuentra el proceso Tempcore.

Una vez comprendido a cabalidad el proceso productivo, se dará paso a una revisión bibliográfica exhaustiva de los archivos que posee la compañía en relación al Tempcore, ya sea puesta en marcha, mejoras, estudios, memorias, etc. Esto en conjunto con una búsqueda del estado del arte del proceso para poder realizar una comparación con la situación actual.

El trabajo se realizó en conjunto con el encargado de calidad en AZA, el encargado del laminador, el asesor de la acería y el profesor guía. De esta forma se conforma un equipo de trabajo multidisciplinario desde donde se puede tener una aproximación hacia el problema desde diferentes ángulos, ya sea desde la composición química, el enfriamiento, las pasadas de laminación hasta las propiedades mecánicas obtenidas en el producto final.

(33)

Para cada uno de estos análisis será necesario recurrir a las bases de datos de la empresa, para lo cual se comenzará analizando el mecanismo de producción que dicta la composición química, el número de pasadas por el laminador, y por último el sistema de enfriamiento requerido para cada uno de los grados en conjunto con su largo y diámetro de barra. Una vez conocida la “receta” de producción es posible realizar un análisis estadístico de la cantidad de barras que no cumplen con las propiedades requeridas por las normas NCh 204-06, y a la vez, las que no cumplirían con los requerimientos del Código ACI 318-14. Tomando esto en cuenta es posible hacer una primera aproximación de lo que se podría ganar al mejorar la capacidad de enfriamiento del Tempcore.

Para realizar el estudio del enfriamiento en el Tempcore, se trabajó en conjunto con un asesor de la empresa; Giancarlo Fay, el que posee planillas de cálculo para el proceso de enfrimiento y la determinación de los parámetros operacionales requeridos para la obtención de las diferentes propiedades mecánicas esperadas.

3.3 Inspección de los equipos

Dentro de este trabajo se propone una inspección completa de los equipos que componen el Tempcore, desde las cañerías que llevan el agua, las válvulas que controlan la presión y flujo, la calidad y temperatura del agua de enfriamiento y los sistemas de control del proceso. De esta forma será posible determinar si realmente se está utilizando a cabalidad el potencial de las instalaciones al compararlo con los parámetros de diseño y con el estado del arte del proceso a nivel mundial.

3.4 Opciones de mejoras

(34)

un nuevo segmento de mercado o, por otra parte, mantener los mismos grados ya estudiados, pero disminuyendo los costos en la acería mediante la disminución del uso de ferroaleaciones. Es principalmente por esto que se inspeccionarán los equipos y que se estudiarán las variables asociadas al proceso de manera tal que al momento de tener un vasto conocimiento sobre la teoría y el estado de este, sea posible ofrecer propuestas de mejora.

Las propuestas de mejora pueden basarse en dos ámbitos diferentes, la primera en una modificación en la operación del equipo, ya sean flujos, cantidades de boquillas de enfriamiento utilizadas, presiones y temperaturas de entrada y salida, etc.

Por otra parte, también es interesante analizar si alguna innovación tecnológica permitiría que el proceso funcione de manera más eficiente, agregando un mecanismo de control en línea ya sea de presión o flujo. O una mejora al sistema de control de temperaturas, con una relocalización de los pirómetros.

Estos análisis se basarán en los resultados obtenidos en las etapas anteriores al ponerlos en contraste con lo estudiado dentro de la búsqueda bibliográfica en conjunto con el estudio del proceso productivo. Todo esto con el fin de lograr presentar las propuestas de mejora que permitan mantener a la compañía en una zona competitiva, disminuyendo los costos de producción y ampliando la gama de productos que se fabrican.

3.5 Resultados esperados

(35)

esto, se espera presentar una propuesta de mejora de las instalaciones del proceso, es por esto que se realizará una inspección detallada de estas en base a su puesta en marcha y modificaciones posteriores. Finalmente, se espera obtener la capacidad de producir aceros de mayor resistencia en miras a lo que se exigirá en el mercado a futuro.

PROCESO TEMPCORE

4.1 Aspectos teóricos

4.1.1 Mecanismos fundamentales del proceso

En la Figura 4.1.1 se presenta una representación esquemática de los mecanismos fundamentales del proceso Tempcore y sus relaciones. Los fenómenos involucrados en este proceso se dividen en tres clases: intercambio de calor en la superficie, conducción de calor y fenómenos relacionados con la metalurgia física (líneas verticales punteadas). En lo alto del esquema se representan mediante círculos de color verde los parámetros que gobiernan el proceso. Entre estos, solo tres pueden ser consideras como variables independientes de control desde el punto de vista de operación del proceso. Estos son: el flujo de agua, el tiempo de temple (que está relacionado con el número de boquillas de enfriamiento a utilizar), y el diámetro de las cañerías.

(36)

Figura 4.1.1. Mecanismos fundamentales del proceso Tempcore[15].

De esta forma, las propiedades macroscópicas de la barra, particularmente las de tracción dependen de tres factores. El porcentaje volumétrico de martensita, las propiedades de la martensita formada y las propiedades de la estructura ferrito perlítica formada en el núcleo.

(37)

termina en el punto donde la mínima temperatura durante el proceso corresponde a la Ms.

Las propiedades mecánicas de esta capa martensítica dependen directamente de la composición química de la barra y su temperatura de revenido. Esta temperatura, a su vez, es una función del rango de temperaturas que poseen las barras en su sección transversal al abandonar el proceso Tempcore.

Las propiedades mecánicas del núcleo de la barra dependen de dos grupos de parámetros: la composición química de la barra a través del diagrama CCT y las relaciones de las microestructuras con sus propiedades mecánicas. También, de las condiciones de enfriamiento durante el proceso Tempcore y después de este en la parrilla de enfriamiento.

Por lo que, para una composición química dada, el factor determinante de las propiedades mecánicas es el rango de temperaturas producido durante la etapa de temple, y este está gobernado por las leyes de transferencia de calor en sólidos.

Para un diámetro específico, este rango de temperaturas puede ser modificado mediante un cambio en la temperatura de entrada de la barra al proceso, la duración de la etapa de temple y el coeficiente de transferencia de calor entre la superficie de la barra y el agua de enfriamiento.

(38)

4.1.2 Transferencia de calor

4.1.2.1Intercambio de calor en la superficie

Para términos de intercambio de calor, el proceso Tempcore puede dividirse en tres secciones diferentes: el violento enfriamiento durante el proceso de temple, el enfriamiento al aire durante la salida del equipo de temple hasta la parrilla de enfriamiento y finalmente el enfriamiento al aire de las barras sobre la parrilla de enfriamiento.

Se utilizará el parámetro de coeficiente de transferencia de calor (α) para describir los enfriamientos producidos en cada una de estas etapas de manera más practica, el cual está definido como[16]:

𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑓𝑙𝑢𝑗𝑜 𝑑𝑒 𝑐𝑎𝑙𝑜𝑟 (𝜑) = 𝛼 · (𝑇𝑠− 𝑇𝑚)

En donde Ts, representa la temperatura superficial de la barra y Tm, representa la temperatura del medio de enfriamiento.

Generalmente el coeficiente de transferencia de calor es sumamente dependiente de la temperatura superficial de la barra y los parámetros específicos del sistema de enfriamiento.

(39)

Figura 4.1.2 Variación coeficiente de transferencia de calor en función de la temperatura superficial[16].

Durante el paso de la barra desde el equipo de enfriamiento hasta la parrilla, el enfriamiento se produce principalmente por una combinación de radiación y convección por aire forzado, debido a las altas velocidades de la barra. El coeficiente de transferencia de calor esta en función de la temperatura de la barra y la velocidad relativa de esta en comparación con el aire.

El coeficiente de transferencia de calor en la parrilla de enfriamiento también resulta de una combinación entre la radiación, pero esta vez con convección con aire calmo. Debido a esto, el coeficiente de transferencia de calor no depende solamente de la temperatura superficial de la barra, sino que también afecta la separación de las barras en la parrilla de enfriamiento y el diámetro de estas.

0 10 20 30 40 50

0 200 400 600 800 1000

C o ef ic ie n te t ra n sf er en ci a d e ca lo r [k W /m 2 ºC ]

(40)

La Tabla 4.1.1 muestra los cambios en la capacidad calorífica y el coeficiente de conducción térmica en función de la microestructura y la temperatura. Donde se puede apreciar que los cambios en la temperatura y en la microestructura tienen un efecto marcado en ambos parámetros de transferencia de calor[16].

Tabla 4.1.1 Capacidad Calorífica y coeficiente de transferencia de calor[16].

Con:

𝛾: Austenita

𝛼: Ferrita

𝑝:Perlita

𝑏: Bainita

𝑚: Martensita

4.1.2.2 Conducción térmica en la barra

Como se presentó anteriormente en la Figura 4.1.1, para una composición química dada, las propiedades mecánicas finales de una barra tratada por el proceso Tempcore dependen principalmente del rango de temperaturas que alcanza la barra al momento en que esta sale de la caja de enfriamiento. Por lo que en esta sección se estudiará la dependencia del rango de temperaturas con los diferentes parámetros de operación.

(41)

el coeficiente de transferencia de calor presentado anteriormente. Al mismo tiempo, se requiere el conocimiento de las propiedades térmicas del acero y su comportamiento ante los cambios de temperatura, que pueden ser encontradas en literatura. Finalmente, se requiere un sistema computacional para resolver el sistema de ecuaciones diferenciales[15].

La solución a este problema de transferencia de calor es la que nos permite calcular la temperatura en cualquier momento y en cualquier punto de la sección transversal de la barra. Una vez calculado el rango de temperaturas a la que la barra es sometida, es posible determinar dos parámetros importantes desde el punto de vista metalúrgico: el porcentaje volumétrico de martensita (pm) y la temperatura de auto-revenido (Tr) que serán estudiados a cabalidad a continuación.

4.1.2.3 Porcentaje Volumétrico de martensita

En la Figura 4.1.3 se presenta la distribución de temperatura en la sección transversal de una barra de diámetro 25[mm] luego de ser templada durante tres tiempos diferentes, 1, 1.5, y 2 segundos.

Se puede observar un gradiente de temperatura muy empinado al acercarse a la superficie, lo que es una de las características principales del proceso Tempcore. Esto permite que se forme una capa relativamente gruesa de martensita, y al mismo tiempo, mantener suficiente temperatura en el centro de la barra para el proceso de auto-revenido.

(42)

Figura 4.1.3 Distribución de temperatura en barra de 25[mm] después del temple[15].

La temperatura de inicio de la transformación martensítica (Ms) es una función de la composición química. Para simplicidad de cálculos puede ser definida como[15]:

𝑀𝑠 = −361 · (%𝐶) − 39 · (%𝑀𝑛) + 500

Para el cálculo del porcentaje volumétrico de martensita se puede utilizar la siguiente relación, considerando “d” como el diámetro de la barra.

𝑃𝑚 = 100 · [1 − (2 · 𝑟𝑚

𝑑 )

2

(43)

De esta forma se puede calcular el porcentaje volumétrico de martensita para las tres velocidades usadas en la Figura 4.1.3 donde se obtiene un Pm de 30.8%, 24.3% y 16.8% para los tiempos de temple de 2, 1.5 y 1 segundo respectivamente.

4.1.2.4 Temperatura de revenido/ecualización

La temperatura de revenido se definió anteriormente como la máxima temperatura que alcanza la barra en la superficie luego de abandonar el equipo de enfriamiento. Este parámetro (Tr) es de suma importancia por dos razones: corresponde a la temperatura mínima a la que se reviene la capa martensítica y es posible medirla directamente mediante un pirómetro lo que permite controlar el proceso como será descrito en la sección de control.

4.2 Propiedades mecánicas

Durante el análisis de la transferencia de calor del proceso se ha estudiado el efecto de las variables independientes sobre dos parámetros importantes, el porcentaje volumétrico (Pm) de martensita y la temperatura de revenido (Tr).

En esta sección Pm y Tr son consideradas como variables independientes y se darán a conocer sus efectos sobre las propiedades mecánicas. Al mismo tiempo, se introducirá la variable de la composición química que es fundamental desde el punto de vista metalúrgico para las propiedades mecánicas.

4.2.1 Martensita Revenida

(44)

posteriormente sometidas a tratamientos de revenido a distintas temperaturas. En base a los resultados obtenidos en estos experimentos el CRM, se presenta la relación entre el esfuerzo de fluencia de la capa martensítica con la temperatura de revenido, con una precisión suficiente para su uso en estudios teóricos.

𝐹𝑚 = −1.75 · 𝑇𝑟+ 1781.5 [𝑀𝑃𝑎]

4.2.2 Núcleo de la barra

El llamado núcleo de la barra es considerado como la parte en la que la temperatura durante el proceso de enfriamiento es superior a la temperatura de formación martensítica Ms. Está claro que en cada uno de los puntos del núcleo las condiciones de enfriamiento son diferentes, lo que significa distintas propiedades mecánicas, por lo que un análisis de estas se hace demasiado complejo. Es por esto que el CRM recomienda una simplificación a estas curvas de enfriamiento, en la cual se puede considerar que toda esta zona se enfría a una temperatura promedio.

Para determinar las propiedades mecánicas del núcleo, luego de haber realizado la aproximación del régimen de enfriamiento a uno promedio para esta zona, se presentan los datos de estudios realizados por el CRM, en donde se llevan a cabo austenizaciones y luego baños en sales de Pb a diferentes temperaturas para diferentes composiciones como se puede apreciar en la Tabla 4.2.1.

(45)

Composición Química [%] Fy del núcleo [Mpa]

C Mn Si N 550ºC 575ºC 600ºC 625ºC 650ºC 0,139 0,64 0,037 0,014 365 354 340 334 318

0,12 0,59 0,025 0,012 340 330 317 309 298 0,211 0,79 0,005 0,001 371 357 354 351 349 0,112 0,93 0,026 0,004 335 317 310 304 301 0,199 0,875 0,005 0,009 380 362 356 352 347 0,13 1,213 0,03 0,013 402 384 366 350 330 0,148 0,955 0,024 0,004 337 324 313 304 294

Finalmente, mediante una regresión lineal, se presenta una aproximación teórica de la relación entre la temperatura del núcleo, composición química y resistencia del núcleo obtenida por el CRM.

𝐹𝑛 = −𝑜, 407 · 𝑇𝑛+ 357(%𝐶) + 38,7(%𝑀𝑛) + 49

4.2.3Propiedades mecánicas en general

Luego de estimar el esfuerzo de fluencia en las dos zonas que componen la sección transversal de la barra producida por Tempcore y conocer la influencia de los diferentes parámetros operacionales sobre estas zonas, se busca la manera de unir ambas estimaciones con el fin de lograr calcular el esfuerzo de fluencia de la barra completa. Esto considerando los supuestos que se utilizaron anteriormente, como que la barra estaba dividida en dos secciones, un anillo martensítico y el núcleo[21].

(46)

 Las propiedades mecánicas dentro de la barra son separadas en dos zonas y no

varían dentro de estas. Dentro del anillo martensítico se tiene Fm en una proporción

Pm%, mientras que en el núcleo se tiene Fc, con una proporción (1-Pm)% del volumen.

 Aditividad de los esfuerzos de fluencia, esta suposición se verificó mediante la realización de pruebas a barras a las que se les fue reduciendo el diámetro mientras se realizaban las pruebas obteniendo resultados concordantes.

De esta forma las propiedades mecánicas de la barra quedarían definidas como:

𝐹 = 𝑃𝑚· 𝐹𝑚+ (1 − 𝑃𝑚) · 𝐹𝑛

Finalmente, el proceso Tempcore puede ser descrito de la siguiente manera[21]: 𝑃𝑚 = 𝑓(𝑡, 𝑑, 𝑇0, 𝑀𝑠)

𝑇𝑟 = 𝑓(𝑡, 𝑑, 𝑇0)

𝑃𝑚 = 𝑓(𝑡, 𝑑, 𝑇0, 𝑀𝑠)

𝑀𝑠 = −361 · (%𝐶) − 39 · (%𝑀𝑛) + 500

𝐹𝑚 = −1.75 · 𝑇𝑟+ 1781.5

𝐹𝑛 = −0.46 · 𝑇𝑟+ 375 · 𝐶 + 38.7 · 𝑀𝑛 + 495

(47)

4.2.4 Efecto de parámetros principales sobre propiedades mecánicas

En este segmento se analizarán los efectos de los distintos parámetros operacionales sobre las propiedades mecánicas de las barras producidas por Tempcore. Es fundamental entender la influencia de cada uno de ellos para ver la importancia de crear padrones y estándares de operación, además del uso correcto de las señales de los instrumentos (pirómetros, manómetros, células fotoeléctricas, etc.), para tomar las decisiones al momento de operar los equipos.

4.2.4.1 Temperatura de la Barra antes del Enfriamiento

(48)

Figura 4.2.1 Porcentaje volumétrico de martensita en función de tiempo de temple para diferentes temperaturas iniciales[8].

4.2.4.2 Velocidad de la Barra

La velocidad de pasada de la barra está definida por la reducción a la que esta es sometida durante el proceso de laminación, siendo mayores las velocidades para diámetros menores.

(49)

el efecto de la velocidad de laminación sobre el límite de fluencia. Otro de los factores importantes en la velocidad de pasada de la barra, está relacionado con la extracción de calor. Para que se realice el proceso de forma correcta debe existir una diferencia de velocidades entre el agua y la barra, mientras mayor sea la diferencia, más eficiente es el proceso de intercambio de calor.

Figura 4.2.2 Efecto de la velocidad de la barra (m/s) sobre el Límite de Fluencia (MPa)[9].

4.2.4.3 Caudal del agua

Como se mencionó anteriormente, la velocidad relativa del agua en relación a la barra es clave para tener una buena eficiencia en la extracción de calor. El caudal del agua de enfriamiento juega un rol importante ya que mientras mayor es el caudal, mayor es la velocidad relativa y por ende mayor el enfriamiento.

Una extracción de calor más eficiente se traduce en una mayor transformación mar-tensítica. Por lo tanto, a mayor caudal del agua por línea, mayores Fu y Fy y menor

0 100 200 300 400 500 600 700 800

4,5 5 5,5 6

Lim

ite

d

e Flu

en

cia

[MPa

]

(50)

alargamiento. La Figura 4.2.3 muestra el efecto del caudal de agua sobre el límite de fluencia[5].

Figura 4.2.3 Efecto del caudal de agua sobre el límite de fluencia[8].

4.2.4.4 Presión del agua

Una mayor presión de agua a la entrada de los tubos de enfriamiento significa una mayor velocidad del agua dentro de estos, como se puede apreciar en la Figura 4.2.4. Esto tiene un efecto positivo en la extracción de calor, y por consiguiente, en la formación de la capa martensítica. Por lo que, a mayor presión de agua, mayor el Fu y el Fy, y menor el alargamiento. Finalmente, un aumento en la presión conlleva un aumento de la velocidad y es esta variable la que aumenta la extracción de calor promoviendo el aumento de la resistencia del acero como se ilustra en la Figura 4.2.5 [9].

400 450 500 550 600

100 200 300 400

m

it

e

d

e

f

lu

en

ci

a

[m

p

a]

Caudal de agua [m3/h]

0,19%C ; 0,94% Mn

(51)

Figura 4.2.4 Efecto de la presión en las canaletas versus velocidad del agua [9].

Figura 4.2.5 Influencia de la Presión en las canaletas versus límite de fluencia[9].

8 9 10 11 12 13 14 15

18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30

Pres ión [ b ar ]

Velocidad del agua [m/s]

∅10 mm

∅12,5 mm

∅16 a 20 mm

∅25 mm

y = 17,51x + 492,04 R² = 0,8682

550 570 590 610 630 650 670 690

7 8 9 10 11

(52)

4.2.4.5 Diámetro de la barra

El diámetro de la barra tiene una relación directa con la capacidad de almacenamiento de energía en forma de calor que esta posee. Mientras mayor sea el diámetro de esta, mayor es el calor contenido en su núcleo que una vez terminado el temple permitirá alcanzar mayores temperaturas de revenido de la martensita. Es debido a esto que, para formar un porcentaje dado de martensita, se requerirán distintos tiempos dependiendo del diámetro de barra. Esto se puede apreciar en la Figura 4.2.6 donde para medidas menores, el tiempo necesario para que se forme un determinado porcentaje de martensita es inferior con respecto a las medidas más gruesas.

(53)

Figura 4.2.6 Porcentaje volumétrico de martensita en función del tiempo de temple para diferentes diámetros[8].

4.2.4.6 Diámetro de la canaleta

(54)

Figura 4.2.7 Aumento del Límite de Fluencia en función del tiempo de temple para diferentes coeficientes de llenado[9].

4.2.4.7 Tiempo de temple

El tiempo de temple está relacionado con la cantidad de tiempo que pasa la barra en contacto con el agua de enfriamiento. Este puede ser aumentado mediante el uso de un mayor numero de cabezales de enfriamiento, velocidades mayores del agua o menores diámetros de la barra.

(55)

alargamiento, menor relación Fu/Fy, mayor fragilidad. Esto se debe principalmente a que un aumento en el tiempo de temple produce un aumento en el porcentaje volumétrico de martencita como se puede apreciar en la Figura 4.2.9, esto debido a que el calor emitido por el núcleo hacia la superficie después del tratamiento será menor (menor área del núcleo austenítico) y, debido a eso, la temperatura de ecualización o de revenido será menor; por lo tanto, cuanto mayor sea el tiempo de tratamiento, menor será la temperatura de revenido como se puede apreciar en la Figura 4.2.10[9].

Figura 4.2.8 Variación del limite de fluencia y el alargamiento en función del tiempo de temple [8].

0 0,5 1 1,5 2 2,5

10 15 20 25 300 400 500 600

0 0,4 0,8 1,2

A la rg am ie n to [ % ] Lí m it e d e f lu en ci a [M P a]

(56)

Figura 4.2.9 Porcentaje volumétrico de martensita en función del tiempo de temple[9].

Figura 4.2.10 Temperatura de auto-revenido en función del tiempo de temple.[17]

25 27 29 31 33 35 37 39 41 43 45 47

0,95 1,05 1,15 1,25 1,35 1,45

Po rce n ta je vo lu m etrico d e mart en sita [ % ]

Tiempo de temple [s]

Experimental Experimental Teórico 520 540 560 580 600 620 640 660 680 700

0,95 1 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4

Te m p era tu ra d e r ev en id o [ s]

Tiempo de temple [s]

Teórico

Experimental

(57)

4.2.4.8 Temperatura de Revenido/Ecualización

Como se mencionó anteriormente, la temperatura de auto-revenido, también conocida como temperatura de ecualización o igualación, es el punto en que se alcanza el equilibrio térmico luego de la etapa de temple. Cuanto mayor es el porcentaje volumétrico de martensita formado, es menor el área del núcleo y por ende, menor es la energía que puede ser transferida hacia la superficie luego del enfriamiento, traduciéndose en una menor temperatura de ecualización. O sea, a menor temperatura de ecualización, mayores Fu y Fy y menor alargamiento. La Figura 4.2.11 ilustra la relación de la temperatura de ecualización/revenido versus el límite de fluencia [5].

Figura 4.2.11 Efecto del tiempo de temple sobre el Límite de Fluencia y Alargamiento en un determinado proceso[8].

400 450 500 550 600

500 550 600 650 700

Lím

ite

d

e fu

en

cia

[MPa

]

Temperatura de revenido [ºC ]

∅25 mm

∅20 mm

(58)

4.3Microestructuras barras Tempcore

El proceso Tempcore puede dar origen a una gran variedad de microestructuras dependiendo de la forma en la que se esté operando. A continuación, se presentarán las microestructuras típicas obtenidas mediante este proceso.

4.3.1 Macrografía de barras Tempcore

En la Figura 4.3.1 se presenta la macroestructura correspondiente a un proceso de enfriamiento bien realizado, la cual se caracteriza por la existencia de 3 a 4 anillos concéntricos que presentan las transiciones de las fases existentes.

Figura 4.3.1. Macrografía típica de barra luego de Tratamiento Tempcore[9].

(59)

En la Figura 4.3.3 se presenta el caso contrario, un enfriamiento más severo. En este caso también es posible apreciar solo dos anillos, uno martensítico en la superficie y uno bainítico-perlítico en el núcleo. A diferencia de los otros dos casos, acá no se forma ferrita propiamente tal en el núcleo, si no que ferrita más acicular, o bien bainita. El aspecto crítico en este caso es obtener el alargamiento y la flexión, ya que el aumento del Fuy Fy es significativo.

Figura 4.3.3 Macrografía de la barra después de sometida al tratamiento severo[9]. Figura 4.3.2 Macrografía de la barra después de sometida al tratamiento más

(60)

En general, para obtener valores de límite de fluencia entre 580 y 620 [Mpa], el porcentaje de la capa martensítica superficial debe corresponder a entre un 30 y 40% del área de la sección transversal. Valores superiores al 50% denotan un enfriamiento muy severo, el que produce pérdidas significativas de ductilidad por la falta de energía calórica en el núcleo para el revenido de la capa martensítica.

Para conseguir valores de fluencia más bajos, entre 480 y 530 [Mpa], el porcentaje de martensita se encuentra usualmente entre un 20 y 30%.

Estos valores sirven como indicador de que el tratamiento térmico al que la barra está siendo sometida, ha sido llevado a cabo de forma correcta. La Figura 4.3.4 muestra el porcentaje practicado por la planta Cearense que es parte del grupo Gerdau[9].

Figura 4.3.4 Cuantificación de Fases en los diferentes diámetros de barras (Planta Gerdau-Cearense)[9].

(61)

eventos pueden ocurrir debido a la insuficiencia de agua en el sistema de refrigeración o debido a la entrada de barras en el sistema de refrigeración sometidas a ondulación (vibración previa). En situaciones como esas, hay que llevar a cabo más ensayos para verificar si se obtuvieron las propiedades mecánicas[22].

Otra de las formas de comprobar la eficiencia del tratamiento térmico es mediante la utilización de un microdurómetro, la Figura 4.3.6 muestra perfiles de dureza obtenidos en diferentes barras. En la misma se puede ver la similitud de los resultados. La martensita de la superficie presenta dureza Vickers del orden de 290 a 310 [HV], mientras que en el centro del núcleo perlítico-ferrítico es de 190 a 210 [HV] [23].

Figura 4.3.6 Perfil dureza Vickers de barras producidas por Tempcore. [23]

(62)

4.4 Aspectos Operacionales

4.4.1 Control del proceso Tempcore

El control del proceso Tempcore se basa en las relaciones del esfuerzo de fluencia con la temperatura de revenido obtenidas a partir de ensayos en diferentes puestas en marcha alrededor del mundo. Un ejemplo de esos resultados para una barra de refuerzo de diámetro 40[mm] se presenta en la Figura 4.4.1. Se muestra claramente la variación del esfuerzo de fluencia en función del espesor de la capa martensitica, la que está directamente relacionada con la temperatura de revenido. El poder de enfriamiento de las líneas de temple debe ser ajustado de manera tal de obtener el valor requerido del esfuerzo de fluencia más un factor de seguridad[20].

(63)

Figura 4.4.1 Relación del esfuerzo de fluencia con la temperatura de revenido[21].

El control del sistema de enfriamiento se realiza en dos etapas[21]:

 En la primera etapa, la de control principal, se selecciona el largo de la línea de

enfriamiento, por lo que se ajusta el número de boquillas en uso. Para obtener un control eficiente del enfriamiento y una homogeneidad durante el proceso las boquillas que no se utilizan deben ser las finales.

 En la segunda etapa, la del ajuste fino, la velocidad de flujo del agua se ajusta actuando sobre la válvula principal.

(64)

la caja Tempcore y la cizalla. Si esta no existiese, cuando la cola de la palanquilla sale del laminador, los diámetros pequeños serían frenados por el flujo de agua mientras que los diámetros más grandes serían acelerados.

Para un diámetro dado, un resumen de la influencia de los parámetros de entrada como el tiempo de enfriamiento (asociado al largo y velocidad de pasada), flujo de agua, temperatura de salida del laminador y composición química del acero en la salida del proceso es presentada en la Figura 4.4.2.

Figura 4.4.2 Efecto de entradas en salidas proceso Tempcore[21].

4.4.2 Ventajas del proceso

El proceso Tempcore entrega una gran versatilidad al proceso productivo debido a que para un diámetro y una composición dada, las propiedades mecánicas pueden variarse en gran medida con la selección correcta del tiempo de enfriamiento en la primera etapa y la intensidad de este (Flujo). Si está bien aplicado el proceso permite un aumento en el esfuerzo de fluencia de entre 150 hasta 230 [Mpa] sin una disminución significativa de la ductilidad.

(65)

y manganeso. No es necesaria la adición de costosas microaleaciones como el vanadio o niobio, lo que se traduce en un ahorro considerable en el proceso de la acería.

La versatilidad de este proceso permite que se produzcan diferentes grados con diferentes diámetros utilizando una palanquilla de composición química similar, lo que permite un aumento de productividad.

Si se utiliza correctamente, en conjunto con elementos de microaleación es posible producir grados de mayor resistencia que puede llegar incluso a los 700 y 800 [Mpa] de esfuerzo de fluencia.

Finalmente, el proceso no es invasivo ya que no se reducen velocidades de laminación, por lo que la productividad no se ve afectada por su instalación[17].

4.4.3 Criterios de optimización

Dentro de los principales criterios que se deben tomar en cuenta para la optimización del proceso Tempcore están[20]:

 El largo total de las boquillas de enfriamiento a utilizar (largo de equipo).

 El flujo total de agua de enfriamiento y su presión.

 El numero de boquillas de distinto diámetro necesarias para abarcar todo el espectro de diámetros de las barras de refuerzo, buscando un coeficiente de llenado que funcione para todos los diametros producidos.

Además de estos tres factores principales, existen otras consideraciones que deben ser tomadas en cuenta, como lo son:

 La capacidad de control en el proceso, que permita adaptar los flujos del agua en base a las variaciones que se pueden producir en la entrada del proceso. Como lo es la temperatura de las barras, la velocidad de laminación, la temperatura del agua, etc.

Referencias

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