Tesis Dr.Cs. Rafael Quintana Puchol-2013.pdf - Universidad Central ...

UNIVERSIDAD CENTRAL “MARTA ABREU” DE LAS VILLAS
FACULTAD DE INGENIERÍA MECÁNICA
CENTRO DE INVESTIGACIONES DE SOLDADURA
CONCEPTUALIZACIONES CIENTÍFICO-TÉCNICAS SOBRE EL DISEÑO,
OBTENCIÓN Y DESARROLLO DE FUNDENTES PARA SOLDADURA
AUTOMÁTICA POR ARCO ELÉCTRICO A PARTIR DE MINERALES Y
RESIDUALES SÓLIDOS INDUSTRIALES
RAFAEL QUINTANA PUCHOL
Tesis presentada en opción al grado científico de Doctor en Ciencias
Santa Clara
2013

Contenido Páginas
Introducción ................................................................................................................................ 1
Capítulo I: Concepciones básicas en la obtención y desarrollo de fundentes............................ 11
1.1 Introducción.................................................................................................................... 11
1.2 Sistemas de óxidos ........................................................................................................ 11
1.3 Escorias ......................................................................................................................... 14
1.4 Consideraciones sobre las características ácido-base de los fundentes......................... 20
1.5 Viscosidad...................................................................................................................... 37
1.6 Conductibilidad eléctrica................................................................................................. 42
1.7 Conductibilidad térmica .................................................................................................. 43
1.8 Conclusiones del Capítulo I............................................................................................ 46
Capítulo II: Concepciones de elección de la base material ....................................................... 49
2.1 Introducción.................................................................................................................... 49
2.2 Recursos minerales........................................................................................................ 49
2.3 Materias Primas ............................................................................................................. 57
2.3.1 Minerales alumosilicáticos como fuente matriciales de los fundentes.......................... 57
2.3.2 Feldespatos................................................................................................................. 58
2.3.3 Caolín.......................................................................................................................... 61
2.3.4 Mineral de Manganeso ................................................................................................ 68
2.3.5 Espinelas cromíferas ................................................................................................... 78
2.3.6 Minerales fundentes y reguladores ácido-base............................................................ 85
2.3.7 Fluoruro de calcio (Fluorita)......................................................................................... 88
2.3.8 Sílice .......................................................................................................................... 92
2.4 Conclusiones del Capítulo II........................................................................................... 97
Capítulo III: Concepciones sobre el diseño, la obtención y el desarrollo de fundentes.............. 99
3.1 Introducción.................................................................................................................... 99
3.2 Fundente aglomerado aleado con matriz cuasicerámica para el recargue ................... 100
3.2.1 Obtención de Matrices cuasicerámicas ..................................................................... 100
3.2.2 Grado de higroscopicidad.......................................................................................... 111
3.2.3 Influencia de la granulometría de los fundentes sobre la soldadura........................... 122
3.3. Obtención carbotérmica de matrices y componentes de la carga aleante ................... 124
3.3.1. Criterios preliminares................................................................................................ 124
3.3.2. Características de las materias primas ..................................................................... 126
3.3.3. Equipamiento para la fusión ..................................................................................... 127
3.3.4. Obtención simultánea de ferrocromo y matriz para fundentes........................... 131
3.4. Caracterización roentgenométrica de ferroaleaciones y escorias ............................... 139
3.5. Evaluación de los resultados experimentales del proceso fusión-reducción ................ 139
3.6 Obtención de un fundente aglomerado......................................................................... 142
3.7 Conclusiones del Capítulo III ........................................................................................ 145
Capítulo IV. Estimación económica de la inversión de una planta piloto ................................. 147
4.1 Introducción.................................................................................................................. 147
4.2 Factibilidad de mercado................................................................................................ 150
1.3 Factibilidad técnica: Tecnología y capacidad de producción..................................... 152
4.4 Equipos para la planta piloto ........................................................................................ 157
4.5 Características comerciales de las materias primas naturales...................................... 161
4.6 Estimación de factibilidad económico-financiera........................................................... 162
4.7 Características de la producción de la planta piloto multipropósito ............................... 163
4.8 Valoraciones económicas sobre la sustitución de importaciones.................................. 172
4.9 Conclusiones del Capítulo IV........................................................................................ 173
5. Bibliografía ......................................................................................................................... 174
6. Anexos................................................................................................................................ 187

1
Introducción
El incontenible devenir del desarrollo actual de los consumibles de soldadura, usando como
fuente energética el arco eléctrico, ha requerido y requiere de la introducción de novedosos
materiales no metálicos y de aleaciones sin precedentes, lo que induce a buscar, en el actual
estado de arte, tecnologías nuevas y más compatibles con el medio ambiente tanto para la
confección de estos consumibles como para la elaboración de sus materias primas naturales,
cada vez más escasas y con menor ley de la mena, actividad que tiende a socavar
inexorablemente hasta el agotamiento las reservas minerales útiles. Esta dramática disyuntiva
socio-económica obliga, en el mejor de los casos, a recurrir, con mayor frecuencia, a
procesamientos económica y ambientalmente sustentables de elaborar los desechos
industriales empleando concepciones
originales, los cuales conjugan
armoniosamente los fundamentos de varios
campos de la ciencia y la técnica. En el
campo de los consumibles de soldadura por
arco eléctrico, es acertado añadir que el
desarrollo de cada tipo de estos consumibles
de soldadura lleva implícito, de forma
general, la cualidad de presentar
limitaciones en sus posibilidades
operacionales, metalúrgicas y tener, a la
vez, los elementos de su desarrollo o
indicios del surgimiento de un nuevo tipo de
consumible que se empleará en un futuro
inmediato o mediato. La inmediatez de esta
PROCESOS
20
15
10
5
DESARROLLO DE
LOS PROCESOS
DE SOLDADURA
POR ARCO
ARCO ELÉCTRICO
POR LASER
ARCO DE PLASMA
POR FRICCIÓN
ELECTROESCORIA
DE POLVO DE HIERRO
DE BAJO HIDROGENO
ARCO SUMERGIDO
ARCO WOLFRAMIO GAS
ARCO METAL-GAS
ELECTRODO REVESTIDO
ARCO ESTABILIZADO
ARCO METÁLICO
ARCO DE CARBON
1800 1900 2000
FECHA
DE HAZ DE ELECTRONES
FUNDENTES MAGNÉTICOS
ULTRASONICA
ELECTRODOS TUBULARES
Figura 1: Evolución hasta 1963 de los
consumibles de soldadura.
evolución depende del estado de desarrollo actual de la tecnología y de los conocimientos, de la
agudeza científico-técnica y de la motivación del personal (colectivo) de científicos y técnicos
que se dedica a este campo.
A nivel internacional, se expone en la Figura 1 una visión parcial del desarrollo según los tipos
de consumibles de soldadura en el tiempo. Obsérvese el abrupto crecimiento de diferentes
procesos en un corto período que abarca desde el fin de la década de los treinta hasta los
primeros años de la de los cincuenta. Esto se debió a la exigente necesidad de disponer de

2
nuevos materiales y de procesos más productivos de soldadura en el desarrollo y producción de
armamentos para la Segunda Guerra Mundial y de componentes y estructuras para las
industrias automovilística, ferroviaria, náutica, aérea, aeroespacial, nuclear, etc.
En Cuba las investigaciones relacionadas con electrodos macizos revestidos comienzan en los
años setenta del siglo pasado y las relacionadas con los alambres tubulares en la década de los
ochenta. Casi al final de la década de los ochenta comienza el estudio de los fundentes
aglomerados y en el primer lustro de los noventa el de los fundentes fundidos. Todo lo cual está
asociado a la creación de una planta piloto de electrodos macizos revestidos en la Ciudad
Universitaria “José A. Echeverría” (CUJAE), a las investigaciones con fundentes y alambres
tubulares realizadas en el Centro de Investigaciones Metalúrgico (CIME) y a la constitución del
Centro de Investigaciones de Soldadura (CIS) en la Universidad Central “Marta Abreu” de Las
Villas (UCLV) a finales de la década de los ochenta.
Entre los consumibles clásicos y más difundidos en Cuba, destinados a la soldadura por arco
eléctrico, se encuentran los electrodos macizos revestidos para la soldadura manual (SMAW) (≈
90 %), fundentes para la soldadura automática (SAW) (5-7%) y alambres-electrodos tubulares
con carga incluida para la soldadura semiautomática (FCAW) (2-4 %) respectivamente.
Generalmente, las partes constitutivas de los consumibles, destinados a los procesos en donde
se emplea el arco eléctrico como fuente de calor, cumplen diferentes funciones metalúrgicas y
tecnológicas, que se interrelacionan y se complementan entre sí y que son comunes entre todos
ellos.
El desarrollo de los consumibles de soldadura por
arco eléctrico a nivel internacional consta de larga
data y ha sido tortuoso y escabroso, necesitando del
concurso de la contribución de científicos y de
técnicos de distintas ramas de la ciencia y la técnica y
en el caso de Cuba no dista mucho de esa trayectoria
zigzagueante del desarrollo de algunos de estos
materiales para soldar (Figura 2). Es digno de señalar,
que el acervo científico-tecnológico proveniente de
resultados de las investigaciones en el desarrollo de
un determinado tipo de consumible de soldar y su
posterior utilización en la práctica ha sido, no en
pocas ocasiones, el punto de partida para desarrollar
otros nuevos, formando, por así decirlo, un ciclo en espiral de la evolución de estos
consumibles.
1890
1900
1910
1920
1930
1940
1950
1960
SOLDDURA
POR ARCO
FERROSOS NO-FERROSOS
ARCO DE CARBONO
REVESTIMIENTOS
ELECTRODOS
ARCO
SUMERGIDO
ELECTROESCORIA
SOLDADURA POR CO 2
ELECTRODOS TUBULARES
HIDRÓGENO ATÓMICO
ELECTRODOS
REVESTIDOS
GAS INERTE ARCO
DE TUNSTENO
MIG
Figura 2. Esquema del desarrollo
de consumibles de soldadura por
arco eléctrico.

3
Los antecedentes históricos del desarrollo de electrodos macizos revestidos para la soldadura
manual (SMAW) datan de hace algo más de un siglo, mientras que los fundentes para la
soldadura automática por arco sumergido (SAW) surgen en la palestra internacional, en su
forma acabada, alrededor del período de transición de las décadas los treinta y cuarenta del
siglo XX, motivados por la necesidad de incrementar la productividad, la eficiencia y la calidad
del proceso de soldadura manual, alcanzando una amplia aplicación en múltiples ramas de la
industria antes y durante la Segunda Guerra Mundial y especialmente en aquellas relacionadas
con la producción de armamentos. A partir de estos hechos puede deducirse que los
conocimientos tecnológicos, metalúrgicos,
y las limitaciones de los electrodos macizos
revestidos indujeron al desarrollo de los
fundentes, que fundamentalmente se
basan en el desmembramiento de las
partes constitutivas de los electrodos
revestidos, de las cuales conformándolas y
asociándolas de y con otra forma como
sistema tecnológico-metalúrgico surgió el
proceso SAW con sus múltiples tipos de
fundentes y variantes.
En el proceso de soldadura automática por
arco sumergido (SAW) se utiliza un
dispositivo electromecánico (Figura 3, (1))
[1, 2], que emplea un alambre,
regularmente, macizo (Figura 3, (1-E)) y
una sustancia granulada: el fundente
(Figura 3, (1-L)). Durante el transcurso de
proceso SAW, el suministro continuo de
fundentes en forma de granos y del
alambre-electrodo se realiza por dos vías y
de forma diferente e independiente el uno
del otro, concurriendo simultáneamente
ambos en la zona de soldadura (Figura 3,1-M), en donde el primero forma una capa que cubre
al segundo con una determinada cantidad y de espesor definido (h) (presión estática, ρhg) 1 ,
1 ρ: densidad (g.cm -3 ), g: constante de gravedad (981 cm.s -1 )
B
L
D
∙ ∙
∙
∙∙ ∙∙ ∙∙ ∙∙
C
F
H
G
M
A
J
E
K
(1)
(2)
Figura 3: Instalación del Proceso SAW
(1)- Equipo de SAW:
A-Motor de posicionamiento del cabezal,
B-Sistema de alimentación,
C- Sistema de alineación del cabezal,
D- Boquilla, E- Carrete del alambre-electrodo,
F-Tolva, G- Conducto de alimentación del
fundente, H-Tubera,
J- Sistema de controles (U, I, vs),
K- Sistema de trasladación del cabezal
L- fundente, M- Pieza a soldar
(2)- Características del proceso SAW

4
presentando un ángulo de reposo (ø) aproximadamente constante y una compactación (P≈ 60-
68%) definida por la distribución granulométrica y forma de los granos (Figura 3,(2)) [3]. La
ignición del arco eléctrico se realiza bajo esa capa de granos, la fusión del material de aporte y
el fundente ocurren simultáneamente, así como la interacción del metal de aporte líquido y del
baño de soldadura con el fundente fundido (Figura 3, (2)). En la capa de fundente, los granos
actúan como una barrera mecánica reduciendo la posibilidad de acceso del aire a la zona del
arco eléctrico [3], las pérdidas de calor y de metal por salpicaduras mejorando la eficacia del
calor del arco.
En la Figura 4 se muestra esquemáticamente cómo se efectúa aproximadamente la distribución
del calor aprovechable involucrado en el proceso SAW. El
aprovechamiento del calor generado por el arco eléctrico en
este proceso es de entre el 95 y 98 % y depende del régimen
de soldadura establecido y del tipo de fundente entre otros
factores. Sólo el 24 % del calor aprovechable se emplea en la
fusión del material de aporte. El 76 % del calor restante se
distribuye con un 24 % en la formación de la escoria y el otro
52 % pasa a la zona de fusión, de este por ciento sólo el 8%
se pierde por conducción en el metal base y el 44 % es
dirigido hacia la fusión del metal base [7], en general y
aproximadamente, dependiendo de las condiciones
operacionales, el 92 % de la energía aprovechable
involucrada se emplea en la fusión del material de aporte, del
fundente y del material base [4, 8, 9] .
En el proceso SAW se utiliza como
fuente de alimentación tanto la
corriente directa (CD) como la
corriente alterna (CA), pero en
todos los casos se debe velar
porque sea plana ascendente la
característica del equipo. Esto está
Figura 4: Distribución de
la energía aprovechable
del proceso SAW.
Tabla 1.Tabla 1. Rango de Características operacionales
y de Rendimiento del proceso SAW [4]
No. Parámetros Magnitud
1 Intensidad de la corriente 250-5000 A
2 Voltaje 25-50 V
3 Velocidad de soldadura [5]
6-300 m/h
(1⅔-83⅓ mm/s)
4 Consumo de material de aporte [6] 3-60 kg/h
5 Contribución del material base 10-85 %
acondicionado por la necesidad de lograr un voltaje lo más constante posible en un amplio
rango de amperaje para obtener la necesaria estabilidad del arco (Tabla 1), debido a que en
este proceso la variación en 1 volt implica un incremento aproximado del 10 % en la dilución del
metal de aporte en el metal base e incrementos de aproximadamente entre 10 y 15 % en el
consumo de fundentes [7, 8]. También hay que tener en cuenta que el arco eléctrico es móvil y

5
que el aporte energético lineal (kJ/cm) y la densidad de rendimiento (J/cm 2 ) dependen
directamente de la velocidad del cabezal de soldadura, lo que puede ser de consideración en
las alteraciones en la composición química y en las propiedades de los depósitos [7, 8].
El material de aporte puede estar en forma de cinta o de alambre macizo o tubular.
Comúnmente se emplea como electrodos alambres macizos de diferentes diámetros (p. ej.
0,80-6,0 mm) cubiertos electrolíticamente por una película de cobre como protección a la
corrosión. Estos alambres electrodos presentan un amplio diapasón de composición química,
pero la más usada es la correspondiente al acero de bajo contenido de carbono (< 0,2 %).
El alambre-electrodo es el responsable de la ignición del arco eléctrico y el principal
suministrador material del metal del cordón de soldadura, aportando en la formación del cordón
entre 90 y 99 % de su masa, y participa con una importante contribución a la composición
química del mismo. Los fundentes destinados al proceso SAW presentan una granulometría
enmarcada preponderantemente entre 0,1 y 3,5 mm, con un valor de tamaño promedio que
oscila entre 0,7 y 1,5 mm, pero están poco difundido las características de la distribución
granulométrica [3]. Estos consumibles pueden clasificarse de diferentes formas: desde la forma
de su obtención hasta a partir de qué tipo de sistema de óxidos está constituida su matriz o la
escoria resultante.
En el caso de Cuba existe una sola fábrica de alambres de bajo contenido de carbono,
enclavada en la ciudad de Nuevitas y una parte de su producción es destinada a la elaboración
de electrodos macizos rutílicos E-6013. La producción exclusiva de este tipo de alambre indujo
al CIS a trazar la estrategia del desarrollo de fundentes y circunscribirla fundamentalmente a
las alternativas y características que brindaba el
sistema alambre-fundente, considerándolo
como el componente metalúrgicamente más
activo en el proceso SAW.
Debido a estas circunstancias, en nuestras
concepciones de clasificación de los fundentes,
los criterios están dirigidos a dos aspectos
fundamentales: los relacionados con forma y
tamaño del grano, y aquellos vinculados al
Fundentes
Aglomerado
Fundidos
Forma
Tamaño
Forma
1-más heterogéneos
2-forma más regular
0,1 – 3,5 mm
1-más homogéneos
2-forma más irregular
Figura 5. Esquema de las características
estructurotextural-morfológicas de los
fundentes aglomerados y fundidos.
comportamiento metalúrgico (tipos de sistemas matriciales y de la carga aleante).
Los criterios sobre la forma se dirigen primeramente a aspectos texturoestructural-morfológicos
(Figura 5). Los fundentes aglomerados están constituidos por granos, término que indica una
forma más regular y una textura más heterogénea, constituida por una matriz que presenta una
amplia diversidad de sustancias cristalinas (minerales, sustancias inorgánicas, etc.) y amorfas

6
(sustancias orgánicas y aglomerantes) y por una carga aleante conformada fundamentalmente
por ferroaleaciones y metales. En el caso de fundentes fundidos, estos están constituidos por
partículas, denominación que sugiere una forma más irregular y una textura más homogénea y
nomolítica, que presenta estructura vítrea y/o cristalino-vítrea. En resumen, mientras más
regular se hace la forma más heterogénea se convierte la matriz y viceversa.
Las composiciones químicas y fásicas de la matriz de cualquier tipo de fundente y, también, de
la carga aleante de los fundentes aglomerandos influyen notablemente en su comportamiento
metalúrgico y en la composición química y fásica del metal depositado [4, 10]. El
comportamiento metalúrgico de la matriz durante el proceso SAW depende del sistema de
óxidos u óxidos-sales que se ha seleccionado. En los fundentes fundidos, la matriz es el propio
fundente y su comportamiento metalúrgico-operacional, durante la formación de la escoria, se
manifiesta más directo cuando se está fundiendo e interaccionando con el metal líquido (gota y
baño). En el caso de los aglomerados, durante el proceso de fusión los componentes
formadores de la escoria reaccionan entre sí, con los componentes de la carga aleante y con el
material de aporte convirtiendo el proceso metalúrgico en mucho más complejo y por etapas.
Algo particular del comportamiento metalúrgico de un fundente a considerar es la magnitud de
la merma o ganancia de elementos de aleación durante el proceso de soldadura.
En general los fundentes para la SAW son productos pulverulentos fusibles de origen mineral
y/o inorgánico fundamentalmente, que se obtienen por diferentes métodos [11]; en el CIS-UCLV
se efectúa fundamentalmente por fusión-vertido con choque térmico en agua y por peletización
por rodadura [12]. También la clasificación de los fundentes se puede realizar según el proceso
de obtención:
1. Fundente fundido (palabra clave F-“fundido”)
2. Fundente aglomerado (palabra clave A-“aglomerado”)
3. Fundente mixto (F+A) (palabra clave M-“mezclado”)
Es frecuente en la literatura consultada, encontrar también la clasificación de los fundentes
según las composiciones química y fásica predominantes (> 50%), las cuales conforman el
sistema de óxidos primarios de la matriz [4, 11] (véase Tabla 2).
Los fundentes aglomerados obtenidos por peletización de una mezcla lo más homogénea
posible de diferentes tipos de polvos, es decir por rodadura, y aglomerados con un aglutinante
(≈ 20-30 % de la mezcla de polvos seca) suministrado por un atomizador (distribuidor) en forma
de chorro de pequeñas gotas de diferentes tamaños (≈0,01-0,05 mm), presentan una estructura
compleja y una textura irregular, pero su morfología es preferentemente esferoidal. Uno de los
tipos de polvo empleados en la mezcla seca está constituido por componentes metálicos y
ferroaleaciones destinados a la carga aleante (ρ > 6 g.cm -3 ; Ci < 20 %) y el otro de minerales y

7
sustancias inorgánicas y orgánicas consignados a la matriz (ρ < 3,6 g.cm -3 ; Ci ≥ 80 %). La unión
de estos dos tipos de polvos se realiza mediante un aglomerante, vidrio líquido de sodio o
potasio, con una posterior calcinación entre 400 y 600 ºC.
Tabla 2: Clasificación de los fundentes según la composición química de sistema de óxidos
No Sistema Den Características
1 Mangano-silicático MS MnO+SiO2 mín. 50%, CaO max. 15 %.
2 Cálcico-silicático CS CaO+MgO+SiO2 mín. 55%, CaO+MgO mín. 15 %.
3 Zirconio-silicático ZS ZrO2+ SiO2+MnO mín. 45 %, ZrO2 mín. 15 %.
4 Rutílico-silicático RS TiO2+SiO2 mín.50%, TiO2 mín. 20 %.
5 Alúmina-rutílico AR Al2O3+ TiO2 mín. 40 %.
6 Alúmina-básico AB Al2O3+CaO+MgO mín.40 %, Al2O3 mín. 20 %, CaF2 máx. 20 %.
7 Alúmina-silicático AS Al2O3+SiO2+ ZrO2 mín. 40 %, CaF2+MgO mín. 30 %.
8 Alúmina-Floruro-básico AF Al2O3+CaF2 min. 70 %, ZrO2 min. 5 %.
9 Floruro-básico FB CaO+MgO+MnO+CaF2 mín.50%, SiO2 máx.20%, CaF2 mín.15%.
Aclaración: Den. significa Denominación, mín. indica mínimo y máx. se refiere a máximo.
La calcinación está dirigida a extraer el agua aportada por el aglomerante y a eliminar el agua
constitucional o hidroxílica de algunos de los componentes no metálicos, así como también para
formar una película silicática compleja sinterizada intergranular que une firmemente las
partículas de los componentes de la matriz con las de la carga aleante, por tanto hay que tener
especial cuidado en la selección de los parámetros operacionales de la peletizadora para evitar
que a causa del movimiento circular se desagreguen los polvos de diferentes densidades y se
obtengan granos con diferentes composiciones química y fásica. La constitución de la carga
aleante está diseñada para contribuir metalúrgicamente en las composiciones química y fásica
del cordón, lo que repercute en sus propiedades físico-mecánicas. Mientras a la matriz se le
designa fundamentalmente la responsabilidad tecnológica de la estabilidad de arco eléctrico, de
la formación de una costra de escoria fácilmente separable de la superficie del cordón y
protectora de los gases atmosféricos con una temperatura de fusión entre 200 y 300 ºC por
debajo de la del metal a depositar, con una viscosidad y una densidad adecuadas en estado
líquido, que se conjugan entre ellas para precisar la formación de un cordón compacto y
uniforme sin grietas y poros con adecuadas dimensiones y contribuye a conformar la
composición química del cordón acorde a sus características de afino (basicidad y actividades
química y metalúrgica) y de transferir elementos químicos de aleación de la carga aleante y/o
aportar elementos químicos constitutivos de la matriz (Si, Fe, etc.) al cordón de soldadura, así
como de interactuar metalúrgicamente con ellos o con sus productos de los procesos REDOX
que se efectúan en la interfase escoria/metal como receptora (proceso de afino).
La relación másica entre la carga aleante y la matriz es variable y está en dependencia del
objetivo que persigue la soldadura o el relleno. El solapamiento entre las funciones metalúrgicas

8
y tecnológicas de ambos constituyentes del fundente (carga aleante y matriz) abarca un amplio
diapasón, por lo que la composición química del alambre-electrodo y la del fundente se
conjugan metalúrgicamente en una simbiosis para confeccionar la composición química de los
productos de la soldadura (cordón y escoria) en un sistema termodinámico cuasi cerrado
respecto al medio ambiente; así la contribución cuantitativa elemental de cada uno de los
componente del sistema alambre-electrodo-fundente aglomerado en el proceso SAW está
influenciada por la relación másica de consumo Rf/al (fundente : alambre-electrodo), cuyos
valores más comunes oscilan entre 0,7 y 1,6. El predominio cuantitativo de una de las partes del
sistema alambre-fundente no necesariamente conlleva a la conexión evolutiva de la cualidad en
algunos de los productos finales: refiriéndose específicamente a las propiedades del cordón de
soldadura.
Los fundentes fundidos se sintetizan por fusión de una mezcla diseñada a partir de diferentes
materias primas no metálicas trituradas. La granulometría del fundente se obtiene por choque
térmico de la masa fundida vertida como un chorro en un recipiente con refrigerante líquido, el
más común es el agua, o a ese chorro de masa fundida se le suministra por un surtidor otro
chorro a contracorriente o perpendicular de agua líquida o aire fríos. Los granos así obtenidos
presentan regularmente una estructura vítrea, amorfa y monolítica, cuya matriz es el mismo
fundente y ejerce las mismas funciones metalúrgicas y operacionales antes mencionadas para
la matriz de los fundentes aglomerados, contribuyendo con un aporte másico más
preponderante en un mayor resguardo de la composición química del cordón de soldadura
resultante de la contribución de la simbiosis alambre-electrodo-metal base y, en mucho menor
grado, del fundente.
El consumo de fundentes fundidos por unidad de masa de alambre consumido es mayor que los
fundentes aglomerados, alcanzando valores el parámetro Rf/al 2 que oscila entre 1,1 y 1,6,
mientras los fundentes aglomerados para la soldadura sin carga aleante es Rf/al entre 0,7 y 1,0 y
para el recargue con carga aleante entre 0,9 y 1,2. En ocasiones se sintetiza este tipo de
masas vítreas granuladas, que posteriormente son pulverizadas (Ф ≤ 100 μm) para constituir
toda la matriz de los fundentes aglomerados o una parte importante de ella, lo que contribuye
en los fundentes aglomerados a una función metalúrgica menos complicada y directa de la
matriz.
En la obtención y el desarrollo de fundentes aglomerados y fundidos se emplean comúnmente
por los fabricantes materias primas y ferroaleaciones con un alto grado de pureza. Este
2
R f / al
Consumo de fundente ( en unidades de masa )
Consumo de alambre ( en unidades de masa )

9
requisito garantiza con alta reproducibilidad la confección de las formulaciones para su
procesamiento posterior, alcanzando las proporciones adecuadas en los óxidos y sales del
sistema elegido para las matrices de diferentes tipos de fundentes.
Ante la imposibilidad de vencer barreras tecnológicas de procesar los recursos naturales a
escala industrial con el objetivo de obtener en Cuba las materias primas con aceptable grado de
pureza 3 en cantidades disponibles, se estudiaron meticulosamente las fuentes minerales del
país y los residuos sólidos industriales que mayores posibilidades brindan.
En el CIS, una parte de la materias primas nacionales se somete a procedimientos metalúrgicos
y de síntesis por fusión a escala de banco experimental y de planta piloto [13], obteniéndose
con concepciones novedosas componentes matriciales y ferroaleaciones, las cuales resultaron
de gran utilidad para confeccionar y diseñar con alta reproducibilidad sistemas de óxidos y de
carga aleantes que combinados entre sí dieron la posibilidad de desarrollar fundentes
aglomerados y fundidos con un alto grado de eficiencia y meritoria calidad en los depósitos de
soldadura y de recargue obtenidos por el proceso SAW.
Cuando se analiza la trayectoria de desarrollo de los fundentes en Cuba, se advierte sin lugar a
dudas la existencia de una línea ascendente de conocimiento en la obtención en estos
consumibles. Paulatinamente se ha incrementado el conocimiento de los fenómenos
metalúrgicos y las características tecnológicas del proceso SAW, así como de las funciones
físicas, químicas y termodinámicas de los componentes de estos consumibles en las
condiciones del arco eléctrico móvil.
Al principio de ser implantado el proceso SAW a escala mundial, el empirismo basado en
prueba y error, era el método que regía el desarrollo de los fundentes. Esto se debe a que en la
soldadura por arco eléctrico se desarrollan fenómenos en cambios bruscos de temperatura en
grandes rangos y en un brevísimo tiempo dentro de un escenario volumétrico y másico
relativamente pequeño y oculto. Estos fenómenos no suelen, aparentemente, mostrar una
regularidad manifiesta de las leyes de la termodinámica debido a que supuestamente no se
establece el equilibrio clásico de las reacciones químicas. A causa de estas barreras, en los
procesos metalúrgicos de la soldadura automática con arco eléctrico bajo fundente (SAW) han
surgido, en reiteradas ocasiones, diversos argumentos que niegan la validez de las leyes
termodinámicas en las descripciones fenomenológicas del proceso SAW. Sus partidarios
afirman que en los procesos, en las condiciones del arco eléctrico, los fenómenos energéticos
son muy rápidos (≈ 10 -4 s [4]) y mutantes para dar tiempo a establecer las condiciones del
equilibrio. Los partidarios de esas concepciones esperan, al parecer, que el empirismo basado
3 Normas tecnológicas y precios del mercado impuestos a conveniencia por criterios y especulación de las
transnacionales.

10
en los diseños de experimentos, logre encontrar las tendencias fenomenológicas, que permitan
desarrollar los consumibles de soldadura. También con este punto de vista tratan de negar el
poder diagnóstico y estratégico de las leyes termodinámicas y cinéticas en el desarrollo de
consumibles de soldadura defendiendo el primero como criterio más “terrenal” que el segundo
enfoque. En verdad entre esas dos tendencias no existen barreras inconciliables; ambas
concepciones se distinguen cualitativamente entre si y, por tanto, sus formas de ejecutarlas y de
evaluarlas son diferentes, así pues, no se trata de negar el impacto de un método o del otro en
el desarrollo de los consumibles, sino de comprender sus peculiaridades específicas y cómo
sus leyes internas reflejan la realidad fenomenológica, para así conjugarlas con mayor eficacia y
vencer en asociación armónica las dificultades que impone el desarrollo y la aplicación de estos
consumibles.
Hoy día gracias a los éxitos de la física, química inorgánica, analítica y termodinámica,
cristaloquímica, metalurgia ferrosa, entre otras ciencias y el incontenible perfeccionamiento,
basado en la electrónica y cibernética, de novedosos equipos de análisis y programas
computacionales [14], el desarrollo de los consumibles de soldadura ha pasado a ser objeto de
investigaciones científicas de avanzada en nuestro país en el campo de nuevos materiales.
El objetivo central de esta tesis consiste en exponer, a partir de las características y
peculiaridades de la elaboración de los recursos naturales y de residuos industriales cubanos,
aspectos y enfoques estratégicos poco abordados en la obtención y el desarrollo de fundentes
para la soldadura automática por arco sumergido en las condiciones del país.

Capítulo I: Concepciones básicas en la obtención y desarrollo de fundentes
11
1.1 Introducción
Para obtener y desarrollar las partes que conforman un fundente, sea éste fundido o
aglomerado, se parte de concepciones básicas del comportamiento físico, químico y
termodinámico de los componentes que las constituyen en las condiciones energéticas del arco
eléctrico. El primer paso estratégico consiste en seleccionar las zonas de los sistemas
termodinámicos de óxidos u óxidos-sales [15, 16] que más se correspondan a las
potencialidades, que brinda, en primer orden, la composición química global del conjunto de las
materias primas (rocas, minerales, concentrados minerales, residuales industriales, etc.)
disponibles en el país, que más se adecuen a los propósitos operacionales y metalúrgicos de
los consumibles [17]. El sistema de óxidos primario de la matriz elegido (en nuestro caso > 70
% de la composición química total) 4 debe enmarcarse lo más próximo posible a las
características metalúrgicas (índice de basicidad (IB), actividad química (Aq)), térmicas
(temperatura de fusión (Tf), calor específico (cp), conductibilidad térmica (λ), velocidad de
solidificación, etc.) y propiedades físicas (viscosidad (η), tensión superficial (), conductibilidad
eléctrica (λ), permeabilidad gaseosa, etc.) de determinadas zonas de los diagramas de fases
binarios, ternarios o cuaternarios para así poder diseñar con cierta certidumbre el
comportamiento metalúrgico y tecnológico de las matrices y de sus escorias resultantes. Estas
zonas de los diagramas elegidas deben presentar, como indispensables requisitos térmicos y
físicos, una temperatura de fusión entre 1 250 y 1 400 o C, una viscosidad () entre 0,2 y 0,5
Pa·s y una tensión superficial () entre 0.3 y 0.45 J/m 2 para ese rango de temperatura [11, 18,
19]. Con vistas a alcanzar sólo los dos primeros requisitos en un amplio diapasón de
composición química hay que añadirle, indispensablemente, a los tipos de sistema de óxidos
alumosilicáticos, antes señalados 5 , una sustancia (CaF2, la más frecuente) que actúe como
modificador o regulador de la temperatura de fusión y de la viscosidad y sea, a la vez,
compatible con las funciones metalúrgicas y operacionales requeridas para la matriz (escoria)
durante el proceso SAW, aunque su componente aniónico en estado gaseoso interfiera en la
estabilidad del arco, disyuntiva que hay que balancear.
1.2 Sistemas de óxidos
Durante los procesos de soldadura por arco eléctrico, el establecimiento del equilibrio
termodinámico en la interacción metal de aporte líquido (cordón) y la matriz fundida (escoria) es
un hecho indiscutible, pero su diagnostico cuantitativo está limitado debido a los rápidos
4 véase Tabla 2 de la Introducción
5 Ibídem

12
cambios de la temperatura y a las grandes diferencias de las velocidades de las reacciones
entre las diferentes fases y estados de agregación durante la evaporización, fusión o
solidificación: gas-líquido-sólido o viceversa.
Al principio de la década de los treinta del siglo pasado se argumentaba que el alcance de la
ley de la acción de las masas en la soldadura por arco eléctrico podía servir sólo para definir la
ocurrencia de las reacciones [18-20]. En trabajos posteriores se postulaba que se podría
alcanzar un cierto grado de definición cuantitativa sobre la base del establecimiento del
equilibrio químico durante la soldadura por arco eléctrico [20-22]. Numerosos datos
experimentales referidos al estado sólido y líquido del metal del cordón y de la propia escoria
han servido de base para perfeccionar las concepciones actuales de los cálculos
termodinámicos [1, 5, 23-25] . Con la profundización teórica a tenor de los avances científico-
técnicos alrededor de estas investigaciones se acumulaba un acervo de conocimientos que
indicaba una tendencia a establecer un aceptable nivel diagnóstico sobre el equilibrio químico
entre las fases del cordón y las de la escoria correspondiente a una u otra alta temperatura.
Estos avances se sustentaban con el argumento de que los fenómenos superficiales, en la gota
y en el baño a altas temperaturas, presentaban una importancia singular y preponderante en la
soldadura por arco eléctrico (SPA) y que se incrementaban debido a la agitación mecánica que
provocaba las gotas al caer sobre el baño, las fuerzas de los campos electromagnéticos y la
convección termocapilar (efecto Marangoni) [5, 23, 26]. La interacción entre el metal y la escoria
y entre estos y los compuestos gaseosos ocurre intensamente en las superficies de las
interfases de las gotas y del baño de soldadura, por tanto, a pesar de la relativa brevedad del
proceso de soldadura, es factible que el equilibrio termodinámico se establezca en estas
superficies de interacción [1]. A partir del desarrollo de las concepciones termodinámicas se
presenta la posibilidad de diagnosticar los fenómenos dentro de los volúmenes donde se
extienden las reacciones entre las interfases.
La deficiencia más recurrente en los trabajos publicados estaba relacionada con la ausencia de
criterios para establecer la cantidad de fases presentes en la escoria al principio y al final del
proceso de soldadura; así se limitaba solamente a obtener la composición química de las fases
pero no a cuantificarlas.
Por esta razón determinar las cantidades de alambre y fundente consumidos, así como también
la caracterización química y fásica de la escoria y del metal del cordón obtenidos durante la
soldadura, es una premisa importante para establecer la magnitud del alcance del equilibrio
dentro de los volúmenes donde ocurren las reacciones entre las fases y, además, establecer la
actividad química de los componentes de la escoria y del metal a partir del estado estándar de
referencia que brinda el comportamiento termodinámico de los compuestos puros.

13
Entre los parámetros termodinámicos de la metalurgia de soldadura, la temperatura del baño
presenta un significado primordial, por lo que se pretendió establecer el concepto de
temperatura promedio o efectiva del baño de soldadura. Esta temperatura del baño metálico
con composición de un acero de bajo contenido de carbono (< 0,2 %) debe enmarcase, como
principio, entre las dos temperaturas características más altas del hierro puro: la temperatura de
fusión Tf(Fe) = 1 802 K (1 539 ºC) y la de ebullición Teb(Fe) = 3 003 K (2 730 ºC) [25, 27, 28].
Otro rasgo a tener en consideración es que la velocidad de calentamiento de este tipo de acero
provocado por el arco en movimiento sobrepasa en mucho los 2 000 K por segundo [5, 24, 26].
Al alcanzar el metal del baño de soldadura como promedio la temperatura del metal líquido a los
2 273 K, ésta se mantiene prácticamente constante durante fracciones de segundo y en la
transición de líquido a sólido por unos escasos segundos [5, 27, 29]. En el caso de las
mediciones directas de la temperatura del baño de aceros de bajo contenido de carbono, estas
se hayan relacionadas con las temperaturas de fusión y el comportamiento lineal de la fuerza
electroautomotriz (FEM) de los metales de los termopares empleados: 1- platino-platino rodio,
2-volframio-rodio, entre otros. A partir del conjunto de mediciones directas de la temperatura del
baño de soldadura, según a la composición química de aceros de bajo contenido de carbón,
surgen valores de temperaturas relacionados con dos zonas del baño: una estrecha de 3 300 K
(sobre calentamiento) para las altas temperaturas ubicadas en el centro del baño y otra de 1973
hasta 2 073 K para bajas temperaturas cercanas a los bordes del baño. La temperatura efectiva
en el metal del baño se enmarca en el rango entre 2 273 K y 1 973K (ΔT = 300 K) y se
encuentra distribuida en una estrecha franja cerca del límite del metal líquido, por lo que puede
esperarse, debido al enfriamiento rápido del metal, que la composición química y fásica del
metal sea cercana a la del equilibrio correspondiente a 2 273 K (2 000 ºC) [16, 18, 21].
Otras investigaciones se han dirigido a determinar indirectamente la temperatura del baño de
soldadura, basándose en los cálculos termodinámicos de varias reacciones, por ejemplo:
SiO2(esc) = Si(metal) + 2O(met) (1.1),
Así se llega a un consenso de que la temperatura efectiva más probable y que brinda un amplio
rango de buenos resultados se encuentra alrededor de (2 150 ± 100) K.
Todas las variaciones de la composición química de las fases que interaccionan durante el arco
tienden al establecimiento del equilibrio químico en mayor o menor medida, en el sentido de que
el estado de equilibrio químico de las reacciones químicas no significa un estado estático, sino
que se encuentra en constante intercambio y transformación de unos compuestos (A, B) en
otros (G, H) y viceversa en función de la temperatura.
aA + bB = gG + hH (1.2).

14
La cuantificación de este estado de equilibrio de incesante transformación se expresa por la
constante de equilibrio (K), que es función de las actividades químicas (ai) (concentración
efectiva) de los componentes que intervienen en la reacción y se expresa por:
a a
K (1.3),
a a
g
G
a
A
esta teoría, en lo fundamental, da satisfactorios resultados, pero existen evidencias
considerablemente fehacientes de que las fracciones molares (Ni) o porcentuales de las
sustancias no reflejan la concentraciones activas verdaderas (ai), debido a que en las escorias
multifásicas (silicáticas y alumosilicáticas) unos componentes interactúan con otros de manera
que los coeficientes (γi) de las actividades adquieren diferentes valores:
i
i
Ni
h
H
b
B
a
(1.4)
Las escorias basadas en silicatos y alumosilicatos están constituidas, en estado fundido, por
iones complejos del tipo [SixOy] z- y [SixAlwOy ] p- respectivamente y de moléculas complejas, que
se forman a partir de la interacción de óxidos de diferentes tipos [16, 30, 31].
La teoría de los complejos moleculares e iónicos brinda resultados semicuantitativos valiosos.
La concepción de los iones complejos permitió diferenciar teóricamente las bases de las
interacciones de los iones complejos [SixOy] z- con los iones O 2- y brindó métodos de cálculo más
exactos de los coeficientes de las actividades (γ) de los componentes, partiendo de los
fundamentos de la termodinámica estadística [32].
La relación de la temperatura y la concentración de dos, tres, cuatro y más componentes
(óxidos) en determinadas zonas en función de otras propiedades físicas (viscosidad, tensión
superficial, etc.) se asocian mediante los diagramas de estados, que son de amplia utilización
[16]. La representación gráfica de los diagramas binarios y ternarios de estado constituyen una
valiosa herramienta estratégica, bastante utilizada, para el diseño de mezclas de masas
fundidas con característica especiales y también para la síntesis de compuestos inorgánicos,
sin embargo es poco el empleo de diagramas cuaternarios en la obtención de fundentes para la
SAW [3], debido a que, entre otros aspectos, para su representación gráfica necesita un modelo
tridimensional, un tetraedro. En el sistema de óxidos se han empleado estos diagramas con el
objetivo de obtener matrices vítreas y fundentes fundidos destinados a la SAW [3, 33].
1.3 Escorias
Así como las propiedades del cordón de soldadura reflejan la calidad del proceso SAW, las
escorias, derivadas de las matrices de los fundentes, expresan la eficiencia del proceso [19],

15
aunque la calidad y la eficiencia del proceso no se pueden atribuir exclusivamente a ninguno de
los dos productos del proceso de soldadura, ya que entre ambos existe una estrecha sinergia.
Los requisitos cada vez más acrecentados para los fundentes de soldadura por arco eléctrico,
con respecto a las propiedades físico-mecánicas y composición química del metal depositado,
impulsaron el desarrollo de nuevos materiales y la utilización de nuevas fuentes de materias
primas, buscando obtener constituyentes que contribuyan a formar durante los procesos de
soldadura escorias más efectivas en la eliminación del azufre, fósforo y de inclusiones no-
metálica, en la protección del cordón del medio ambiente, en elevar el aprovechamiento de la
transferencia de elementos químicos útiles al metal del cordón de soldadura y en su fácil
desprendimiento, dando al cordón una morfología y acabado superficial requeridos. Todo esto
induce a continuar el estudio de los sistemas de óxidos fundamentalmente constituidos ya no
sólo a partir de óxidos y sales puros, sino también incluso a partir de seleccionar y utilizar
racional y efectivamente materias primas de baja ley e incluso residuos industriales sólidos
disponibles para la obtención y desarrollo de fundentes útiles con características requeridas en
la producción de fundentes para la SAW [33, 34]. Por ello las investigaciones pretéritas sobre
los sistemas de escorias y la presentación de sus resultados en forma de datos y diagramas
constituyen un acervo investigativo de incuestionable valor y una herramienta de indudable
efectividad, por ejemplo, en el diseño de las partes de los fundentes de soldadura: matrices y
cargas aleantes y alambres-electrodos. 6 En este aspecto son fundamentales los trabajos, entre
otros muchos más, de: [15, 16, 25, 35-41] .
La escoria de soldadura ya solidificada es un sistema multicomponente, complejo con distintos
grados de cristalinidad, que refleja directa e indirectamente la eficiencia de los múltiples efectos
tecnológicos y metalúrgicos durante el proceso de soldadura por arco eléctrico sobre las
propiedades del cordón, por ello la confección de las partes del fundente, a partir de las cuales
la escoria se forma, es de importancia vital. Debido a esa complejidad es que estos tipos de
escorias, originadas durante la soldadura, se circunscriben en la práctica a adecuarlos a
diagramas de fases de sistemas de dos, de tres y, muy raramente, de cuatro componentes,
suponiendo que la influencia de los componentes no tenidos “en cuenta” (< 20 %) como no
esenciales es poca 7 , por lo que se considera en valorar especialmente en cada caso concreto
su efecto [42]. Esta embarazosa disyuntiva puede vencerse en la medida en que se escojan
acertadamente métodos matemáticos en la formulación de la mezcla [14] y de planificación de
experimentos en la confección de las partes de los consumibles de soldadura y valorar su
6 En nuestro caso, la composición química del alambre electrodo es prácticamente casi constante.
7 Una desviación del 10% de la composición química del sistema “puro” conduce a una reducción del pronóstico de
sus propiedades aproximadamente entre 5 y 7% , y no es lineal esta interrelación.

16
efecto por las características de los productos del proceso de soldadura [42]: el cordón y la
escoria. Para los métodos de planificación experimental parece ser que no existen limitaciones
en cuanto a las cantidades o número de componentes o parámetros y propiedades. Sin
embargo, para conjugar estos datos experimentales con los diagramas de fases surgen
complicaciones en la representación termodinámica de los datos experimentales. El método
más evidente e ilustrativo es el gráfico. Pero la representación en un plano de las propiedades
del sistema multicomponente es muy difícil, y en la mayoría de los casos es sumamente
engorrosa (para no decir imposible).
En la práctica el uso de diagramas de fases y el empleo de diseños de experimentos en la
elaboración de fundentes de soldadura por arco eléctrico es un campo casi virgen en nuestro
país [43-46]. El CIS de UCLV es un pionero destacado en este sentido y ha cosechado
resultados que han conducido a más de 15 tesis de doctorado y a unas 5 patentes [13].
Los sistemas de óxidos (SiO2-MnO, SiO2-Al2O3-CaO, SiO2-Al2O3-MgO, SiO2-Al2O3-CaO-MgO,
SiO2-Al2O3-(CaO,MgO)-TiO2, entre otros) combinados con sales (por ejemplo, CaF2) son los
más empleados en las investigaciones de consumibles de soldadura desarrolladas en el CIS.
En estado fundido, los sistemas multicomponentes pueden estar constituidos por varios
subsistemas: monocomponente, binarios, ternarios, cuaternarios, etc. Por ejemplo un sistema
hexacomponente de óxidos puede estar formado por los tipos de subsistemas siguientes: uno
hexacomponente, seis pentacomponentes, 15 cuaternarios, 20 ternarios, 15 binarios y seis
monocomponente, resultando un total mínimo de 63 subsistemas. Es estratégico conocer de
cuantos tipos de subsistemas puede estar constituidos el conjunto de componentes (p. ej.
óxidos) elegido como sistema, ya que sirve para valorar la complejidad de los sistemas
multicomponentes fundidos y para formar una estrategia del enfoque termodinámico de la
posible existencia de fases en estado sólido.
El posible número total mínimo de subsistemas (NTMS), que se forma a partir de un conjunto de
componentes (óxidos) del sistema principal, se puede calcular por la ecuación siguiente [33]:
NTMS
n
n
n!
(1.5),
p1
!
n
S p
p1
p!
( n p)
Donde n es el número de todos los componentes del sistema; p es el número de componentes
que se agrupan para formar sistemas de menor orden (monocomponente: p = 1, binarios: p = 2,
ternarios: p = 3, cuaternarios: p = 4, etc.); (n-p) constituye el número del resto de los
componentes que agrupados no forman por sí mismos un subsistema de menor orden. Por
ejemplo, del sistema pentacomponente (SiO2-Al2O3-CaO-MgO-CaF2) se forman, según la
fórmula (1.5), los siguientes subsistemas:

n
n
5!
5!
5!
5!
5!
NTMS
S
p 1
1!
( 5 1)!
2!
( 5 2)!
3!
( 5 3)!
4!
( 5 4)!
5!
( 5 5)!
p
NTMS
17
5 10 10 5 1
30 subsistema s el sistema principal 31sistemas.
Es decir, cinco sistemas monocomponente, 10 binarios, 10 ternarios, cinco cuaternarios y uno
pentacomponente. No todas las combinaciones de los componentes de estos sistemas
conducen a un compuesto estequiométrico o fase de estructura definida y termodinámicamente
estable. En estado sólido pueden obtenerse varios compuestos constituidos por todos los
componentes del sistema, pero no todos con la misma fórmula estequiométrica (polimorfismo).
Uno de los sistemas ternarios de óxidos más estudiados, pero aún no concluido, es el
constituido por sílice (SiO2), alúmina (Al2O3) y cal (CaO) (Figura 1.2), el cual ha sido punto de
partida teórico y práctico para el desarrollo de los fundentes de soldadura en el Grupo de
Investigación y Desarrollo de
Materiales para Soldar (GIDMAS)
del Centro de Investigaciones de
Soldadura (CIS) de la Universidad
Central “Marta Abreu” de Las Villas
(UCV) a partir de recursos
minerales del país y de residuos
sólidos industriales nacionales [47].
Posteriormente este sistema
ternario base se ha combinado con
otros compuestos (MgO, MnO, TiO2
y CaF2) convirtiéndose éste en
sistemas más complejos:
cuaternarios. Por tanto, es
CaO
2CaO.Si O 2
3CaO. SiO 2
imprescindible exponer aquí algunas particularidades de este sistema ternario. En determinadas
regiones de este sistema ternario, se presentan las condiciones de composición y
termodinámicas para formar diferentes compuestos estequiométricos. En general, el sistema de
estado del tipo SiO2-Al2O3-CaO debería estar formado por 7 subsistemas según la ecuación
(1,5), pero en realidad está formado por dos compuestos ternarios que se funden
congruentemente: CaO.SiO2.Al2O3 –anortita que funde a 1826K (1553ºC) y 2CaO.SiO2.Al2O3 –
gelhenita con una temperatura de fusión de 1866 K (1593ºC). Además, están presentes
Si O 2
Pseudo
M
wolast onit a u l l t i a
1300
Pseudo
CaO.SiO Anordita
M
2 wolast onit a
3CaO.2SiO 2 1500
u l l t i a
1300
CaO.SiO Anordita
2
3CaO.2SiO 2 1500
3CaO.2SiO 2
2CaO.2SiO 2
2CaO.Si O 2
1700
14 14 00 00
1500
D
3CaO.Al 2 O 3
1400
1500 1500
Gehlenita
1500
j
11 55 00 00
CC rist rist oo bb al al ii tt aa
1265 1265
Tri Tri di di mit mit
aa
11 44 00 00
1500
11 66 00 00
11 77 00 00
Mullita: 3Al 2O 2O3.2SiO 3.2SiO 2
Corindón: Al 2O 2O 3
Pseudowolastonita: CaO. Si O 2
Gelhenita: 2CaO. Al 2O 2O3. 3. Si O 2
Anordita: CaO. Al 2O 2O3.2Si 3.2Si O 2
Ranquinita: 3CaO.2SiO 2
Cristobalita: SiO 2
Tridi mita: SiO 2
1
Corindón
Al 2O F
G H
2O F
G H
3
12CaO.7Al 2 O 3 CaO. Al 2O 2O 3 CaO.2Al 2 O 3 CaO.6Al 2 O 3
Figura 1.2: Diagrama de fase CaO-SiO2-Al2O3.

18
compuestos binarios: α-CaO.SiO2 –seudowollastonita,
2CaO.SiO2 –lornita, 3CaO.SiO2 –alita, 3CaO.Al2O3,
12CaO.7Al2O3, CaO.Al2O3, 3CaO.Al2O3, CaO.6Al2O3,
y 3Al2O3.2SiO2 –mullita. Cerca de los vértices del
diagrama cristalizan los óxidos puros.
Una valoración sobre las eutécticas triples y dobles en
este sistema fue realizada por Voskoboinikov [48]
Para un ahorro de espacio y, a su vez, una mayor
facilidad en la escritura y en la representación gráfica
de diferentes fases se emplean abreviaturas referidas
a sustancias simples puras, por ejemplo óxidos: el
SiO2 se representa por S, el Al2O3 por A, el CaO por
CS
C 3 S 2
C C2S 2S
C C3S 3S
S
C C2AS 2AS
CAS 2
A 3 S 2
C C C3A 3A C C12A 12A 7 CA CA 2 CA 6
Figura 1.3: Sistema ternario de óxido
SiO2-Al2O3-CaO seccionado por
campos de compatibilidad.
C, el MgO por M y el CaF2 por F. En el caso de una sustancia más compleja 2CaO.SiO2.Al2O3
(gelhenita) se escribe de la forma 2C.S.A o 2CSA.
Un tema de aun controversial actualidad en el estudio de los sistemas de óxidos consiste en
precisar los límites entre los campos de compatibilidad y entre las fases colindantes (véase
Figura 1.3).
Las primeras propuestas de estos campos en el sistema ternario SiO2-Al2O3-CaO fueron
realizadas por Rankin y Wright (1915) [49] y, más tarde, complementado, en cierta medida, por
Greig (1928) [50] y posteriormente por muchos otros investigadores [25, 37, 41, 49].
Un ejemplo históricamente interesante sobre este aspecto consistió en el estudio de la zona del
cuadrángulo enmarcado por las sustancias C2S, C2AS, CA y C12A7 en sus vértices (Figura 1.3).
En el trabajo de Nikitin (1972) [51] se propuso la línea conoide C2AS-C12A7 en vez de la
existente C2S-CA basándose en que los valores de la Energía Libre de Gibbs (ΔG = ΔH – ΔST)
son negativos en un amplio intervalo de temperatura para la reacción:
C12A7 + 5C2AS = 12 CA + 5 C2S (1.6)
En ese mismo trabajo es abordado un análisis, en la zona de las sustancias “de alta alúmina”,
sobre la trayectoria de las líneas conoides establecidas C2AS-A y CAS2-A3S2, sugiriendo las
líneas colindantes de cristalización C2AS-A3S2 y CAS2-CA6 (véase Figura 1.3).
Posteriores cálculos termodinámicos muestran como no aceptable el conoide C2AS-A3S2, ya
que es muy difícil aceptar en la coexistencia de las fases C2AS y A3S2, debido al relativo alto
valor negativo cercano a cero de la Energía Libre de Gibbs de la reacción:
2C2AS + 3A3S2 = 4CAS2 + 7 A (1.7) (véase Figura 1.3)
Sin embargo es muy difícil no estar de acuerdo con la coexistencia de las fases propuestas
CAS2 y CA6, por su bajo valor negativo de la Energía de Gibbs, pero aun no es tan contundente
A

19
como para afirmar la coexistencia de ellas, en un amplio diapasón de temperatura, con los
productos de la reacción.
CAS2 + 3CA6 = 2C2AS + 17 A (1.8)
A partir del innumerable cúmulo de datos experimentales y de cálculos termodinámicos
existentes, así como de los más recientes investigaciones de los sistemas binarios SiO2-Al2O3 y
Al2O3-CaO se ha llegado al consenso universal de que el sistema SiO2-Al2O3-CaO se encuentra
constituido por 15 triángulos elementales de compatibilidad presentando como fases
coexistentes las sustancias siguientes (véase Figura 1.2 ):
1-C-C3S-C3A 4-C12A7-C2S-CA 7-C3S2-C2AS-CS 10-S-CAS2-A3S2 13-C2AS-A-CA6,
2-C3A-C3S-C2S 5-CA-C2S-C2AS 8-CS-CAS2-C2AS 11-A3S2- CAS2-A 14-CA6-CA2-C2AS
3-C2S–C12A7-C3A 6-C2AS-C2S3-C3S2 9-CS-CAS2-S 12-A-CAS2-C2AS 15-C2AS- CA2-CA
Debido a la complejidad en la composición fásica y química y a la multifuncionalidad de las
zonas enmarcadas por las líneas conoides, es de gran importancia la selección de la zona a
partir de la cual se debe insertar la escoria resultante confeccionada a partir del diseño de las
partes del fundente en cuestión [33, 52].
Durante el proceso SAW se produce en un lapso relativamente corto y de modo especialmente
intenso la interacción del metal líquido con la matriz fundida del fundente, en donde surgen
varios fenómenos de transporte, que consisten en el transporte más o menos ordenado y
dirigido de masa (difusión, electroconductividad), de impulso de movimiento (rozamiento interno:
viscosidad) y de energía interna (conductividad térmica), así como otros donde la superficie
específica, la energía y la tensión superficiales y la dilatación son fenómenos importantes a
considerar en la estructura y las propiedades finales del cordón de soldadura.
Los procesos de transporte [p. ej: conductibilidad térmica q = -k(dt/dz)], la difusión NA = -
DAB(dcA/dz) y la viscosidad ∏ = -η(dv/dz)] se manifiestan coincidiendo en la expresión de las
ecuaciones que describen los fenómenos que alcanzan el equilibrio mediante similares
mecanismos a escala molecular y atómica desde una parte del cuerpo a la otra, no por esto
deben tener estos fenómenos una asociación estrecha (sinergia).
Es indudable que el conocimiento de las leyes que rigen los procesos de transporte durante la
soldadura por arco eléctrico, permite incrementar considerablemente las posibilidades de éxito
en el desarrollo de nuevos fundentes de soldadura y además desarrollar concepciones
metodológicas más eficientes en su obtención. Este enfoque estratégico en la obtención y el
desarrollo de fundentes para la SAW no ha sido abordado con la amplitud e integralidad

20
requeridas en el desarrollo de los mismos, debido a que se considera varios de estos aspectos
por muchas transnacionales como “know how”.
Es conocido que durante el proceso de soldadura se encuentra en interacción continua el metal
líquido con los constituyentes (“óxidos” y “sales”) de las sustancias (minerales, óxidos y sales
libres) que conforman posteriormente la escoria como sistema, por lo que la composición
química de la escoria, la actividad metalúrgica, la basicidad, la actividad química y la
termodinámica, temperatura de fusión, la fluidez (1/viscosidad), la tensión superficial (metal-
escoria) y otros parámetros ejercen una influencia determinante y, finalmente, decisiva sobre los
procesos metalúrgico y operacional de soldadura y en las propiedades físico-mecánicas,
químicas y fásicas del metal del cordón; producto final de la soldadura donde se centra la
atención del último eslabón de la cadena investigación-productor-consumidor.
Las múltiples funciones que debe cumplir una escoria dependen fundamentalmente de las
características y propiedades de los constituyentes de la matriz y de la carga aleante del
fundente de soldadura 8 , debido a que de estas partes del consumible se forma, desde el punto
de vista cuantitativo, más del 95 % de la masa de la escoria resultante.
1.4 Consideraciones sobre las características ácido-base de los fundentes
Introducción
La acidez y la basicidad son conceptos comunes y muy empleados en diversos procesos
industriales (en la siderurgia y metalurgia, en la producción de cerámicas y refractarios, de
cemento, de consumibles de soldadura, etc.) y su uso ampliamente extendidos en la química
del estado sólido y fundido de los silicatos y otras sustancias sólidas [53-56]. Es también muy
común el empleo de estos términos para clasificación de sustancias simples, por ejemplo,
óxidos ácidos, básicos o neutros, así también para productos industriales como escorias,
cerámicas, vidrios, fundentes para la soldadura, etc.
El surgimiento de teorías ácido-base es el intento de clasificar las reacciones químicas que
intervienen en un proceso o fenómeno. En la mayoría de los casos estos conceptos son
tomados de la labor tecnológica cotidiana sin conocer, como es normal, los presupuestos
teóricos en que se basan. Los conceptos de acidez y basicidad surgieron, en primer orden, de
la química de las soluciones acuosas, es decir, de las interacciones de las sustancias entre sí
en un medio acuoso, medio, como cualquier otro, que participa también activamente en la
definición del carácter ácido básico de los reactantes y productos. Sin duda alguna, es
8 Ibidem, p. 11

21
absolutamente comprensible que no se debe interpretar de la misma forma la representación
usual del carácter ácido y básico en el medio acuoso que para las sustancias (óxidos, sales,
silicatos, etc.) que se encuentran en el estado sólido o fundido. En última instancia los
conceptos de ácido y base se encuentran íntimamente relacionados con el desarrollo de
nuestras ideas acerca del enlace químico y de la interacción sustancia-medio.
También es incuestionable que las escorias de soldadura se diferencian esencialmente de las
metalúrgicas no sólo por su composición química y sus funciones en los procesos tecnológicos
correspondientes, sino además por las condiciones de interacción con el metal, no obstante
algunos principios más generales de la constitución (naturaleza) de las escorias y de las
nociones sobre su composición presentan una semejanza indudable.
Estructura de las escorias de soldadura
El conocimiento de la microestructura de la masa de una escoria en estado fundido puede
arrojar cierta información del comportamiento acido-base sus componentes (los óxidos,
silicatos, sales, etc.) en ese medio. A continuación se propone un modelo que podría arrojar una
posible explicación complementaria sobre el comportamiento ácido-base de las escorias
fundidas obtenidas de los fundentes de soldadura.
En una masa fundida de óxidos, sales y silicatos debe existir el equilibrio de cargas opuestas,
es decir debe ser eléctricamente neutra, por lo que no debe haber desagregación de cargas y sí
un ordenamiento estadístico de la distribución de las mismas (en aniones y cationes) a escala
nanométrica. Tanto las fuerzas de repulsión como las de atracción entre los iones de diferentes
signos poseen una simetría esférica, resulta, entonces, que estos iones deben comportarse en
cierto grado como esferas “sólidas” que se atraen mutuamente en un medio líquido.
X T
6
5
1
A
4
2
3
(a)
Y
A
B
O
O
(b)
T
O
3
4 5
2 1
6
(c)
Figura 1.4: Modelos de empaquetamiento en sólidos: en una capa (a) y tridimensional (b),
mostrando cavidades octaédricas [O] en (c) y tetraédricas [T] en (d), así como en líquidos (e).
Se conoce que en el estado sólido existe el empaquetamiento compacto de voluminosos iones
O 2- (F - ), donde estos deben estar rodeados en un plano por otros 6 más (Figura 1.4,a) y en el
volumen por 12 (números de coordinación: NC, Figura 1.3,b). La superposición de estos planos
provoca la aparición de cavidades tetraédricas y octaédricas (Figura 1.4, b). Si se supone que
B
A
(d)
T
T
(e)
5
4
1
x
3
2
Intersticios

22
existen N* iones O 2- (F - ), entonces existirán N cavidades en los centros de octaedros con
aniones O 2- (F - ) en los seis vértices (Figura 1.4, c) y por tanto también existirán 2N intersticios en
los centros de tetraedros con los iones O 2- (F - ) en los vértices (Figura 1.4, d). Ahora, desde el
punto de vista geométrico los cationes que pudieran caber en los intersticios tetraédricos [T] son
aquellos que cumplen con la relación entre sus radios (R + ) y los radios de los aniones (R – ), que
se enmarca entre los valores (R + /R – ) 0,23 y 0,41 [MeO4] n- . Mientras que para las cavidades
octaédricas [O] la relación R + /R – debe enmarcarse entre los valores 0,41 y 0,73 [MeO6] m- . Es
necesario aclarar que debido a que N es un número del orden del de Avogrado (NA =
6,023·10 23 ), por tanto pueden despreciarse las discontinuidades en los límites externos de la
escoria líquida: superficies de contacto con las paredes del cordón y con el medio gaseoso.
A temperaturas ligeramente superiores a la fusión, a la cual en una determinada escoria pueden
coexistir las fases sólida y líquida, con poca diferencia de densidades entre estos dos estados,
entonces en estas condiciones, el número de coordinación del estado líquido no debe diferir
mucho del de su estado sólido. No obstante la
difracción de RX demuestra que las escorias
líquidas presentan cierto ordenamiento a escala
nanoestructural, pero con un número de
coordinación (NC) menor (5 y 11) que en el estado
sólido (Figura 1.4,e), incitando un ordenamiento
defectuoso, por lo que no existe un orden
extensivo, que provoca la existencia de cavidades
más voluminosas (Figura 1.4,e) y justifica así la
movilidad de un líquido; con el incremento de la
temperatura disminuye el NC, lo cual ocasiona una
reducción de la viscosidad y de la densidad del
líquido.
En las escorias silicáticas (alumosilicáticas) se
cumple la teoría establecida por Zachariasen [57]
Oxígeno no
“puenteado”
Puente Puente
oxígeno oxígeno
Na 2 O
Na + y Ca2+ Na + y Ca2+ para sustancias silicáticas amorfas y demostrada por Warren [58] mediante DRX, en donde se
establece que los vértices de los tetraedros conformados por oxígeno y en cuyos centros se
encuentra el Si 4+ (Al 3+ ), se entrelazan al azar tridimensionalmente entre sí, por lo menos por tres,
a través de los oxígenos “puentes”, formando cadenas de tetraedros de ordenamiento aleatorio
(Figura 1.5). La ruptura de estos puentes de oxígeno se efectúa a través de la acción de
cationes metálicos Me n+ (n =1 o 2), que mantiene los eslabones “abiertos” (vértices de oxígeno
Si 4+ Si 4+
O2- O2- CaO CaO
Figura 1.5: Modelo estructural de
una escoria silicática vítrea amorfa.

23
libres) por uniones secundarias entre ellos: −Si−O∙·∙·∙·Me n+ ∙·∙·∙·O−Si− y su fortaleza es proporcional
a la intensidad del poder polarizante q + /r .
En general en la formación de escorias alumosilicáticas amorfas vítreas, los óxidos “ácidos” son
esencialmente formadores de retículos y los “básicos” son rompedores de éstos. Y al adecuar
los criterios de Zachariasen [57] a las escorias silicáticas fundidas resulta que la concentración
y la interacción del ión O 2- con los aniones complejos [SixOy] z- (z = [4x -2y]) presentan una
influencia importante en las características ácido-base de la masa fundida, así como en su
interacción con el metal de aporte. En dependencia de la composición química y la temperatura
de la escoria silicática líquida y basada en el grado de polimerización y el número de oxígenos
compartidos por los tetraedros, la estructura de los iones silicáticos complejos en la escoria
puede coexistir en forma de tetraedros independientes, grupos tetraédricos múltiples
independientes, secciones de cadenas, de cadenas dobles, de bandas, de hojas o armazones
tridimensionales. La constitución estructural de la escoria sólida o líquida está gobernada
fundamentalmente por la relación Si:O, que en gran medida influyen en las propiedades
termodinámicas, metalúrgicas, químicas y físicas de la misma y de su interacción con la gota y
el baño metálicos durante la soldadura.
Teoría ácido-base
En la actualidad existen más de 34 teorías [59-61] sobre las características ácido base de las
sustancias, lo cual es un intento de clasificar como un sistema las interacciones o reacciones
entre reactantes y productos, involucrando al medio y considerando la estructura de las escorias
(factores estéricos), la distribución electrónica, la polarizabilidad de los iones y otras
propiedades (físicas, químicas, termodinámicas, etc.). El promedio de las propiedades ácido-
base de las sustancias en una masa fundida de óxidos, silicatos y sales está dispuesto también
por el medio en donde éstas interactúan.
En primer lugar es indiscutiblemente correcto considerar a los óxidos SiO2, B2O3 o P2O5 como
los anhídridos de sus respectivos ácidos y a Na2O, K2O, MgO, CaO o BaO como los anhídridos
de sus respectivas bases. Además, estos dos tipos de anhídridos pueden reaccionar entre ellos
a relativamente bajas temperaturas formando “sales”. Pero, lamentablemente desde este
enfoque no se conduce a ningún pronunciamiento cuantitativo respecto a una valoración del
grado ácido (acidez) o básico (basicidad) de los constituyentes (óxido y sales) o del sistema
multicomponente en su conjunto, debido a que no se conoce cuantitativamente cuánto más
fuerte o débil es un anhídrido ácido o básico con respecto a otro semejante (homólogo), ni
tampoco la influencia del medio sobre estas características ácido base.

Consideraciones teóricas
24
En realidad existen un sinnúmero de enfoques teóricos sobre la acidez y la basicidad de las
escorias y fundentes para SAW [60-66], pero el concepto electrónico de la teoría ácido base
Lewis no se ha empleado como un criterio sistémico y adecuado para valorar las características
ácido-base de este tipo de sustancias y probablemente sea este criterio el que más amplia y
multifacéticamente pueda abarcar esta propiedad.
Las reacciones entre compuestos que contengan iones donadores de pares electrónicos tales
como O 2- , S 2- y F -¯ y las sustancias no saturadas desde el punto de vista coordinativo, que
contenga oxígeno unido covalentemente (por ejemplo, SiO2, TiO2, PO3 ¯ ) pueden considerarse
como reacciones ácido-base en el sentido de Lewis. En cualquier caso, la reacción conduce a la
formación de un enlace covalente (frecuentemente del tipo sp 3 ) entre el donante y el aceptor, tal
como sucede en la formación del SiO3 2- , SiO4 4- y PO4 3- :
SiO2 + O 2- = SiO3 2- (1.9); SiO2 + 2O 2- = SiO4 4- (1.10); PO3 - + O 2- = PO4 3- (1.11)
Estas reacciones entre las sustancias y otras muchas de tipo semejante son de considerable
importancia durante la formación de la escoria en los procesos de la soldadura automática por
arco eléctrico (SAW).
Es conocido que muchas importantes reacciones relacionadas con la metalurgia de la soldadura
por arco eléctrico ocurren durante y posterior a la formación de la escoria en estado “líquido”.
Entonces, aquí se pretende exponer criterios sobre las características ácido base de los
constituyentes simples y complejos de masas fundidas de escorias, en donde se encuentran
presentes óxidos, silicatos, alumosilicatos y sales. La formación de este tipo de escorias puede
considerarse como una reacción de “neutralización-sustitución” de una base Lewis por un ácido
complejo tipo Lewis. Este fenómeno de “neutralización-sustitución” se basa en conjugar efectos
de polarización con las características ácido-base de los iones simples y complejos en las
masas fundidas de óxidos, silicatos, alumosilicatos y sales. El grado de “neutralización-
sustitución” puede constituir una clasificación cualitativa útil que correlaciona y explica muchos
fenómenos observados en las escorias del proceso SAW.
Primeramente, a partir de estos criterios, se propone que el comportamiento ácido-base de los
constituyentes de las escorias en el estado líquido, independientemente del tipo de fundente del
que se obtenga, puede expresarse por la ecuación siguiente:
B + A–X = A–B + X
Ejemplo: 4F -
+ [SiO4] 4-
= SiF4 + 4O 2-
Clasificación: base-1 Complejo ácido-base-1 Complejo ácido-base-2 Base-2
(1.12)

25
B es un reactivo nucleofílico (base Lewis) y A — X es un complejo que contiene un grupo
reemplazable X (base Lewis) y un átomo electrofílico A (ácido Lewis). Si X — A se trata con una
serie de bases, las fortaleza (fuerzas) relativas de ellas hacia el ácido A pueden compararse. En
una reacción como (1.12) se supone que B actúa, en parte por lo menos, como un donante de
electrones, y que A actúa como un aceptor, de modo que resulta un enlace covalente
coordinado. Para B en combinación con algunos ácidos (A), el equilibrio depende
fundamentalmente del carácter básico de B hacia el aceptor del par electrónico, en tanto que
para otros ácidos, el equilibrio depende de la polaridad o de la polarizabilidad de B o del
carácter básico hacia aceptor del par electrónico. Sobre estos criterios, las sustancias ácidas y
básicas pueden dividirse en dos clases.
1. Un ácido “fuerte” es el que se une fuertemente a las bases que se unen fuertemente a
componentes ácidos Lewis (carácter reciproco de fortaleza). La partícula representativa del
ácido fuerte será de tamaño pequeño (RA n+ ), de carga positiva alta (q n+ ), y no poseerá
electrones de valencia (orbítales) que sean fácilmente distorsionados o separados (alto
poder polarizante: (q n+ /RA n+ ). Una base “fuerte” es aquella partícula que se une fuertemente
a un ácido Lewis. La partícula donante de electrones es de baja polaridad o polarizable (q m-
/RB m- ) y alta electronegatividad. Esta base es difícil de oxidar y está asociada con orbítales
completos de baja energía.
2. Un ácido débil es el que se une fuertemente a bases altamente polarizables o no saturadas.
Un ácido débil es aquél en que el átomo aceptor es de gran tamaño, tiene pequeña carga
positiva o cero, y tiene varios electrones de valencia fácilmente extraíbles. Una base débil
(se une fuertemente a un ácido Lewis) tiene un átomo donante que es fácilmente polarizado,
baja electronegatividad, y es fácilmente oxidado y asociado con orbitales de baja energía,
vacíos.
El principio general para las reacciones ácido-base en este sistema es que los ácidos fuertes
prefieren coordinar con bases fuertes, y que los ácidos débiles prefieren coordinar con bases
débiles. Así, los iones de metal que son ácidos fuertes, tales como Si 4+ , Al 3+ y Mg 2+ tenderán a
encontrarse en la escoria de soldadura con bases fuertes, tales como óxidos y carbonatos, en
tanto que los ácidos débiles - como el Co 2+ , Ni 2+ y el Fe 2+ (y no Fe 3+ ) - se encuentran
comúnmente como sulfuros (el sulfuro S 2- es una base débil).
Influencias del anión complejo
Adicionalmente se pueden exponer también algunas consideraciones, que involucran factores
estéricos y mediante los cuales puede abordarse el problema de la reactividad en “estado
fundido” de masas silicáticas, además permiten adquirir conocimientos con los cuales se
alcanza valorar los sistemas en donde interactúan silicatos y óxidos. Estas interacciones
conducen a procesos escalonados en equilibrio, que pueden catalogarse como de disociación o
de polimerización.

26
A continuación se exponen, por pasos, los posibles efectos estructuro-químicos, que se
obtienen al añadir diferentes cantidades de óxidos MeO a una masa fundida de sílice (SiO)x con
estructura tridimensional y las relaciones átomo-gramo entre el silicio y el oxígeno en los
aniones complejos:
1) Para concentraciones de 0 a 10-12 % de MeO el enrejado tridimensional de la sílice se
disocia parcialmente en grandes bloques estructurales [SinO2n]; Si:O = 0,45-0,49 para n
>10.
2) Para concentraciones entre 12 y 33 % de MeO predominan aniones complejos
tridimensionales del tipo [Si3nO6n+3] 6- o [Si4nO8n+4] 8- ; Si:O = 0,45-0,49 para n >10.
3) Para concentraciones entre 33 y 50 % de MeO concurren aniones complejos
tridimensionales y cíclicos (en forma de anillos) del tipo [SinO3n] 2n- ; Si:O = 0,3 para cualquier
valor de n .
4) Para concentraciones entre 50 y 67% de MeO están presentes aniones complejos de
cadenas simples y cíclicos simples (en forma de anillos) del tipo [SinO3n-1] (2n+2)- ; Si:O = 0,3
ídem que 3)
5) Para concentraciones entre 67 y ≈100 % de MeO existen aniones complejos de cadenas
simples y a partir de 75 % predomina la formación de tetraedros independientes [SiO4] 4- ;
Si:O = 0,3 hasta 75% y Si:O = 0,25 para > 75%.
A determinadas concentración de MeO y temperatura deben encontrarse en equilibrio diferentes
aniones complejos. Como tendencia general se puede afirmar que a temperaturas superiores a
300 K del estado líquido pastoso debe predominar la disociación. La polimerización o
disociación puede describirse mediante las ecuaciones de equilibrio siguientes:
DISOCIACIÓN = POLIMERIZACIÓN
2[SiO4] 4-
= [Si2O7] 6- + O 2-
tetraedros
independientes
[Si2O7] 6- + 2[SiO4] 4-
cadena simple de dos
tetraedros
entrelazados
[Si3O10] 6
tetraedros
independientes
cadena simple de dos
tetraedros entrelazados
[Si3O10] 6- + [SiO4] 4-
anillo de tres
tetraedros
interconectados por
dos puentes de
oxígeno
tetraedros
independientes
=
cadena simple de dos
tetraedros
entrelazados
[Si3O10] 8- + O 2-
cadena simple de tres
tetraedros
entrelazados
= [Si3O9] 6- + O 2-
anillo de tres
tetraedros
interconectados por
dos puentes de
oxígeno
= [Si4O12] 8- + O 2-
anillo de cuatro
tetraedros
interconectados por
dos puentes de
oxígeno
(1.13)
(1.14)
(1.15)
(1.16)
Es de notar que de las reacciones (1.13) al (1.16) aumentan los vértices comunes (puentes de
oxígeno) provocando que durante la polimerización de aniones de estructura más compleja se

27
formen iones oxígeno libres O 2- , observándose aún en escorias extremadamente ácidas la
presencia de O 2- , aunque sea en pequeñas cantidades.
En general desde el punto de vista de las reacciones expuestas anteriormente puede
considerarse a los ácidos como compuestos poco apantallados (la mayoría polimerizados) y las
bases como bien apantalladas (generalmente no polimerizadas).
POLEMIRIZACIÓN + O 2- = DISOCIACIÓN (1.17)
(ÁCIDO) (BASE)
Según la ecuación de equilibrio (1.17) al añadir un óxido “básico” MeO (CaO, MgO, etc.) a la
matriz silicática de un fundente se debe establecer un nuevo estado de equilibrio en la escoria
desplazando hacia la disociación, pero al añadir un óxido “ácido” MeO2 (SiO2, TiO2, ZrO2, etc.)
el equilibrio se establece hacia la polimerización (complejos aniónicos más voluminosos y
tridimensionales).
En resumidas cuentas, a partir de todos los criterios expuestos anteriormente se puede
considerar que la “neutralización” se efectúa en cada caso como un incremento del
apantallamiento en el sistema total, lo cual es, en cierto modo, la fuerza generatriz de la
reacción. También se puede considerar la “neutralización” en las reacciones en estado fundido
“pastoso” como un equilibrio del grado de polimerización de los aniones de alta rigidez y, por
tanto, poco polarizables (por ejemplo ácidos: SiO2, B2O3 y similares). En sentido contrario, los
óxidos básicos poseen aniones polarizables y deformables: especialmente los alcalinos y
alcalinos térreos. Para la formación de la unión se alcanza un estado medio del grado de
polimerización de los iones oxígeno. De esta forma, coincidiendo con varios autores [65, 67] se
considera que una escoria con basicidad alta es aquella que exhibe una concentración alta (o
una actividad alta) de iones libres O 2- y también un incremento en el rompimiento de la red
silicática tridimensional; esto último está muy relacionado con la fluidez de la escoria.
Debido a las características de las materias primas utilizadas y a las condiciones de síntesis de
matrices vítreas y cerámicas obtenidas en el CIS, las reacciones que más representan los
productos obtenidos con distintos grados de cristalinidad [68, 69] son aquellas representadas
por (1.13) y (1.14) bajo las condiciones expuestas en los incisos 1) y 2) en este epígrafe.
Influencia del catión
En los epígrafes anteriores se analizó cómo el carácter ácido-base de una escoria silicática es
reflejado por las características de su anión complejo [SixOy] z- en relación con su interacción con
el ion O 2- . Ahora se abordará como se manifiesta el catión Me n+ en su interacción con el ion O 2-
en el marco de las características ácido base de la escoria.

28
Al valorar el carácter ácido-básico de los óxidos podemos enunciar generalmente que no
existen de forma absoluta ácidos y bases. Por ejemplo, en el sistema binario SiO2-P2O5, el SiO2
se comporta ante el P2O5 cómo una base, por lo que como conjetura podemos promulgar que
esencialmente lo que debe predominar es el “anforetismo”. La acidez y la basicidad resultantes
de una escoria vítrea son dependientes de su composición química y estructural e influye sobre
la posición ácido-base del óxido “anfótero” a tomar en la estructura general de la misma. En
escorias vítreas ácidas estos óxidos “anfóteros” al actuar como bases forman, por lo regular,
poliedros de coordinación (NC=VI) [MeO6] ([AlO6] 3- , [MgO6] 10- , [FeO6] 3- , pero estos mismos
óxidos pueden actuar como ácidos en la misma escoria formando preferencialmente grupos
tetraédricos (NC=IV) [MgO4] 6- , [AlO4] 5- , [MnO4] 6- , etc. Los óxidos tanto “ácidos” como “básicos”
participan como moderadores de las características espaciales (estéricas) de la estructura
interna de la escoria. En el caso de óxidos “anfóteros” de los metales de transición se puede
reconocer fácilmente la posición de estos óxidos como formadores del retículo por el color de la
escoria vítrea, ya que el color depende del número de coordinación (NC) de los iones
participantes (véase más adelante Tabla 1.2).
A partir del reporte de la composición química de las escorias expresado fundamentalmente en
forma de óxidos puede calcularse el contenido potencial de los posibles iones oxígeno O 2- , así
como el volumen de los posibles iones oxígenos libres o asociados, en donde están
“sumergidos” los cationes metálicos Me n+ , que según sus dimensiones y estados de oxidación
pueden estar en diferentes formas coordinados: tetraédricamente [MeO4] (8-n+) u octaédricamente
[MeO6] (12-n+) . Es posible también en una escoria que un mismo catión presente números de
coordinación (NC) diferentes. Según como se encuentren los cationes coordinados por los
aniones oxígeno (O 2- ) pueden convertirse en centros de color, donde la coloración y su
intensidad se convierten como indicador del carácter ácido base de la escoria.
Es incuestionable que la composición fásica y química de una matriz de un fundente fundido o
aglomerado o de sus escorias son indicios o reflejos del verdadero carácter ácido-base del
consumible de soldadura. Existen muchos criterios para cuantificar el carácter ácido-base de las
escorias de los consumibles de soldadura por arco eléctrico.
La naturaleza de las reacciones químicas entre la escoria y el metal del baño de soldadura ha
sido ampliamente estudiada durante el proceso SAW, pero en términos generales las
conclusiones que se han desprendido al respecto, particularmente en relación con la
cuantificación de la basicidad o de la acidez de la matriz del fundente y de su escoria resultante,
ha sido desde el punto de vista estructuro-químico poco abordado.

29
En la literatura de los años sesenta se difundió extensamente el criterio de valorar
cuantitativamente los campos limítrofes de la acidez (A) y de la basicidad (B) a partir de la
composición química de una escoria o de la matriz de un fundente sobre la base de los valores
que surgen de las relaciones entre los óxidos básicos, ácidos y anfóteros y sales [62, 64]. Esta
relación expresa la influencia de la composición química de la escoria fundida sobre las
propiedades y características químicas de los cordones de soldadura.
Cuantificación del carácter ácido-base
Existen múltiples expresiones (34 según Zeke, 1980) [59] para cuantificar el carácter ácido o
básico de la escoria de un consumible de soldadura. Como criterios teóricos, que fundamentan
la basicidad de una escoria fundidas existen dos tendencias: una la teoría molecular y la otra
iónica. Nuestro criterio es que, por lo general, el predominio del carácter iónico o molecular
depende de la temperatura y de la composición química. A temperaturas superiores a 2000 K y
un contenido enmarcado entre 40 y 50 % de MeO + Me2O y 5-10 % de CaF2 debe predominar
el carácter iónico en la escoria, pero a temperaturas inferiores de 2000 K debe incrementarse el
carácter molecular [42].
Índice de basicidad óptico basado en el carácter iónico de la escoria
Una vertiente, poco usada, de la cuantificación del carácter ácido-básico puede constituir el
registro de la intensidad de la luz que brinda las láminas delgadas de escoria. El color de las
escorias asociado al espectro de la luz visible (también posible en los rangos infrarrojo y
ultravioleta) está determinado por la longitud de onda (λ) de su espectro de absorción.
Datta y Parekh [70] realizaron estudios en que compararon los valores del índice de basicidad
BI reconocido por el Instituto Internacional de Soldadura (WII), fórmula (1.19) , con el índices de
basicidad óptica Bopt (1.18), que se define como la relación del poder donador de electrones del
oxígeno en un sistema de óxidos sobre el poder donador de electrones de aniones libres del
óxido y se expresa por la fórmula (1.18).
z R
c c
B
( 1.
18)
óptica
todos los 2.
79 ( x 0.
26)
c
cationes
donde zC es el número de coordinación del catión (o el número de cargas asociadas a él), RC es
la relación del número de moles del catión sobre el número total de moles de oxígeno en el
sistema de óxidos del fundente y χC es la electronegatividad del Pauling del catión [70, 71]. Este
método para calcular la basicidad de fundente presenta una ventaja considerable, que consiste
en emplear parámetros cuantificables obtenidos de una técnica espectroscópica.
Además se observó una correlación bastante buena entre los valores de Bopt y el contenido del
oxígeno del cordón de soldadura y los valores de la resistencia al impacto. Se concluyó como

30
tendencia general que a mayores valores Bopt los niveles de oxígeno en el metal depositado de
la soldadura eran menores [70], comparados con los calculados con IB (1.19).
También la coloración de las escorias puede ser tomada como criterio del carácter acido-básico
de las escorias, al usar algunos cationes de los metales de transición como indicadores de color
(Ni 2+ , Cu 2+ , etc.).
En la Tabla 1.1 se exponen los colores espectrales y sus complementarios en la región visible
del espectro electromagnético de las radiaciones y en la Tabla 1.2 se exponen las coloraciones
de matrices fundidas de fundentes aglomerados provocadas por los iones metálicos como
indicadores del carácter ácido base. La intensidad de la coloración puede ser un parámetro
cuantitativo del carácter ácido-básico de la escoria.
Tabla 1.1: Valores de las longitudes de onda
en Å de los colores de la luz visible
(λ, Å) Color
espectral
Colores
complementarios
4100 Violeta Amarillo limón
4300 Índigo Amarillo
4800 Azul Anaranjado
5000 Azul verdoso rojo
5300 Verde púrpura
5600 Amarillo limón Violeta
5800 Amarillo Índigo
6100 Anaranjado Azul
6900 rojo Azul verdoso
Tabla 1.2: Coloraciones
provocadas por iones de
metales de transición
Características
Ión [MeO4]
(ácidas)
[MeO6]
(básicas)
Cu 2+ carmelita
amarillento
azul
Co 2+
azul rosado
Ni 2+
púrpura
poco
intenso
amarillo
Mn 2+
incoloro
levemente
anaranjado
Fe 3+
carmelita
amarillo
claro
Nota: 4 y 6 son los números de
coordinación
Durante la formación de la escoria en su interacción con el metal de aporte ocurren también
reacciones REDOX, en los cuales los estados de oxidación de los cationes polivalentes de los
elementos de transición son influenciados por las características ácido-base del medio. Los
diferentes estados de oxidación de los iones conducen a muchos metales a diferentes
coloraciones.
Cr 3+ (verde) = Cr 6+ (amarillo)
Mn 3+ (púrpura) = Mn 6+ (verde)
Fe 2+ (azul) = Fe 3+ (carmelita amarillento)
Catalogar un catión como anfótero en estado sólido o fundido es muy difícil debido al hecho de
que no hay un criterio definido ni establecido para tal estado. No obstante, entre los elementos

31
de transición, los óxidos correspondientes a los cationes Ti 4+ , V 4+ , Cr 4+ , Fe 4+ , Co 3+ , Ni 3+ , entre
otros presentan propiedades anfóteras. En general, para los elementos de transición
polivalentes, mientras más pequeño y más altamente cargado sea un ion, más ácido es:
Mn 6+
ácido
Cr 6+
ácido
Índice de basicidad molecular
> Mn 5+ > > Mn 4+ >
anfótero
> Cr 4+ > > Cr 3+ >
anfótero
Mn 2+
básico
Cr 2+
básico
Al partir de la teoría molecular, el Instituto Internacional de Soldadura (WII) propone para el
cálculo del índice de basicidad (BI), acorde a los criterios originales de Tuliani (1969)[62] , la
fórmula siguiente:
1
CaO MgO Na2O
K 2O
CaF2
2 ( MnO FeO)
BI (1.19)
1 SiO ( Al O TiO ZrO )
2
2
2
3
Donde CaO, MgO, etc., representan las concentraciones másicas expresadas en por cientos
(%) de estos compuestos. El WII establece que cuando BI adquiere el valor inferior a 1 se
considera que la escoria del consumible es ácida, entre 1 y 1,5 neutral, entre 1,5 y 2,5
semibásico y superior a 2,5 básico.
Por otro lado, también, el WII propone el índice de Mori (BL) para la determinación del carácter
ácido-básico de una escoria, según la teoría molecular, mediante la fórmula siguiente:
*
*
*
*
*
BL . 05CaO
4.
8MnO
3.
4FeO
( 6.
31Al
O 4.
97TiO
0.
2 Al O ) (1.20)
6 2 3
2
2 3
Donde las fórmulas químicas CaO * , etc., expresan las fracciones molares de la composición
química de la escoria.
En el caso de utilizar el Índice Mori (BL), la escoria del consumible evaluado es básica al
adquirir BL (1.20) un valor negativo, neutro cuando el valor es cercano a cero y ácido si el valor
es positivo.
También se utiliza con frecuencia una variante mejorada (m) de la propuesta de Tuliani (1.19)
para el cálculo del índice de basicidad (IBm), que se expresa por la fórmula siguiente[11]:
IB m
0,018 CaO 0,025 MgO 0,
016 Na 2O
0.
011K
2O
0.
013CaF
2
0.
017 SiO ( 0,
01)(
Al O TiO ZrO )
2
1
2
2
3
2
2
2
2
1
2
( 0,
014 )( MnO FeO )
(1.21)
En esta fórmula cuando el índice de basicidad mejorado (IBm) toma el valor de IBm 1 la escoria es básica y para el valor de IBm = 1 la
escoria es neutra.

32
En la expresión (1.21) las fórmulas químicas de los óxidos y las sales representan
concentraciones expresadas en por cientos de masa (%) de la escoria, mientras los coeficientes
numéricos (factor molar) son los inversos de las masas moleculares (1/MM) correspondientes a
sus respectivos óxidos y sales. En el numerador de la fórmula (1.21) se representan
fundamentalmente las sustancias básicas y en el denominador preferentemente las ácidas. En
el denominador, el quebrado ½ multiplicando varios óxidos está sugiriendo un indicador del
carácter dual del comportamiento ácido-base de los óxidos encerrados en el paréntesis, es
decir, que indica parcialmente las características anfóteras de esos óxidos, pero sin dejar de
resaltar su carácter de formadores de retículos. Sin embargo, el quebrado ½ en el numerador
conduce a promediar el valor del contenido de los óxidos, debido a la similitud de sus masas
moleculares y su comportamiento básico. Al multiplicar los contenidos porcentuales por el factor
molar convierte la expresión (1.21) en una relación estequiométrica molar entre los
componentes “básicos” y los “ácidos”, que expresa más adecuadamente la forma cuantitativa
de las interacciones metalúrgicas (química) entre los constituyentes de la escoria y los del metal
líquido. Además desde el punto estructuro-químico esta fórmula (1.21) expresa mejor la
cantidad de O 2- referidos a la relación Si:O en la estructura iónica silícica [SixOy] z- , lo cual hace
que esta expresión presente una mejor correspondencia con la actividad termodinámica, y por
ende con otros parámetros termodinámicos. La posición de estos óxidos en el numerador y en
el denominador reafirma su preferencia como agentes de características nucleofílicas y
electrofílicas respectivamente: como rompedores o formadores de retículos simultáneamente.
Es conveniente recordar que las escorias de soldadura se distinguen de las metalúrgicas por su
composición química más compleja y el tiempo de solidificación; por lo que debe prestarse
atención a la capacidad potencial de ciertos iones para efectuar, en la red amorfa vítrea o
parcialmente cristalizada, amplias sustituciones isomórficas del tipo tanto isovalente como
heterovalente en sus partes aniónicas complejas y catiónicas.
Comparaciones entre los valores IBm y BI
En función de cómo se combinen entre sí los tetraedros de oxígeno y Si, [SiO4] 4- , y oxígeno y Al,
[AlO4] 5- , existirán sustituciones heterovalentes entre cationes (Ti 4+ , Zr 4+ ) debido a que éstas van
acompañadas de otras generalmente en las regiones donde se presentan análogas
sustituciones entre aniones O 2- por F - , algo parecido se ha observado en la síntesis de
fundentes fundidos y matices fundidas de fundentes aglomerados, cuando se emplea el choque
térmico por vertido en agua para granular masas fundidas silicáticas [19, 43, 72, 73].

33
La espectroscopia infrarroja (IR) muestra que pueden existir amplias sustituciones de F - por OH -
e incluso de O 2- por OH - en los silicatos durante los procesos hidrotermales y de fusión y
vertido en agua [73-75] .
Una comparación entre los valores IBm y BI obtenidos por sus respectivas fórmulas y aplicadas
a silicatos de calcio con diferentes estructuras y composiciones químicas, se exponen en la
Tabla 1.3, en la que se observa que el índice de basicidad IBm expresa mejor la estructura
química que BI la cantidad de iones O 2- posiblemente activos que se encuentran en los
respectivos silicatos (compare los datos de las columnas 5, 6 y 7 de la Tabla 1.3).
Tabla 1.3: Características estructuro-químicas y ejemplos de cálculo de los índices de
basicidad BI y IBm
Disposición de
los tetraedros
[SiO4] 4-
Ejemplos
Relación,
Si:O
Exceso de
iones O 2-
Fórmula
iónica molecular
en
relación
con
Carácter ácido-básico
BI IBm
( BI IB )
m
IB
[62] [64] [%]
Independiente
2Ca
SiO2 (1:2)
2+
[SiO4] 4- 2CaO·SiO2 1:4 2,0 O 2-
1,867 2,00 7,12
Parejas
3Ca 2+
[Si2O7] 6- 3CaO·2SiO2 2:7 (1:3,5) 1,5 O 2-
1Ca 2+
Anillos
[SiO3] 2- CaO·SiO2 1:3 1,0 O 2-
Cadenas
sencillas
2Ca 2+
[Si2O6] 4- CaO·SiO2 1:3 1,0 O 2-
Cadenas
dobles
3Ca 2+
Si4O11] 12- 3CaO·4SiO2 4:11(1:2,5) 0,75 O 2-
Laminas
2Ca 2+
[Si4O10] 4- CaO·2SiO2 2:5 (1:2,5) 0,5 O 2-
Armazón [SiO2] 0
SiO2 1:2 0,0 O 2-
1,400 1,50 7,14
0,933 1,00 7,18
0,933 1,00 7,18
0,700 0,75 7,14
0,469 0,50 6,61
0 0 0
Es conveniente aclarar que la sílice (SiO2) también forma compuestos con los óxidos
“anfóteros”, por ejemplo con la alúmina (Al2O3), que presenta la capacidad de formar tetraedros
con el oxígeno del tipo [AlO4] 5- , que conformarán parte de aniones complejos de los retículos
alumosilicáticos [SixAlyOw] z- ,(z = 4x+3y-2w) y constituyen centros activos por no presentar la
neutralidad eléctrica de los tetraedros de silicio [SiO4] 4- al ser interconectados
tridimensionalmente en la red silicática.
Es conveniente aclarar aquí que las escorias silicáticas y/o alumosilicáticas primarias, que se
formaron de las matriz de los fundentes, presentan, a temperaturas cercanas a la fusión, una
herencia estructuro-química de los componentes silicáticos y alumosilicáticos formadores de
estas matrices y que influyen en la estructura final de la posible escoria. La conformación
estructuro-química de las escorias formadas a partir de sílice y alúmina es compleja y presenta
100

34
una capacidad de reaccionar tanto con óxidos “básicos” (CaO, MgO, MnO, FeO) como con
“ácidos” (TiO2, ZrO2) para formar, según el carácter “ácido” o “básico” global, iones complejos,
ubicándose el ión Al 3+ (Ti 4+ , Zr 4+ ) tanto tetraédricamente [AlO4] 5- en las “plazas” de los
formadores de retículo (ácido) como octaédricamente [AlO6] 9- en las de los rompedores de
retículos (básicos). Este fenómeno se manifiesta frecuentemente en la naturaleza, en los
minerales polimorfos del SiO3Al2,: andalucita, sillimanita y cianita [76].
A continuación se expone en la Tabla 1.4 la valoración del carácter ácido base de tres escorias
de fundentes fundidos, obtenidos en el CIS, con parámetros operacionales idénticos de los
procesos de síntesis y vertido.
Tabla 1.4: Composición química en % de escorias de tres fundentes fundidos (EFF) y el cálculo
correspondiente a los índices y coeficientes de basicidad (BI y IBm) y la diferencia porcentual
entre ellos Δ (%).
Óxidos SiO2 Al2O3 CaO MgO CaF2 MnO FeO ∑(%) BI IBm Δ(%)
Escorias
EFF-1
EFF-2
41,3
31,7
1,5
16,8
5,3
8
12,0
24,5
4,1
11,9
30,8
3,9
4,3
3,0
99,3
99,8
0,92
1,19
0,99
1,56
7,69
31,22
EFF-3 23,5 19,9 28 13,2 7,5 3,6 3,5 99,2 1,56 1,99 27,69
En la Tabla 1.4 se observa una notable diferencia entre los valores de BIm y BI para escorias
constituidas de varios óxidos, incrementándose notable y regularmente al aumentar la basicidad
de la misma, pero si se comparara escorias constituidas sólo por sistemas binarios, es decir por
dos óxidos (uno ácido y otro básico) de estequiometría definida, entonces se mantiene
constante la diferencia entre los valores de
basicidad BI y IBm, (compárese columna 8
de la Tabla 1.3 con las 11, 12 y 13 de la
Tabla 1.4). También existe notables
diferencias entre las comparaciones a
partir de las denominaciones semi-
cuantitativas de amplio rango, utilizadas
para clasificar BI de ácido (BI
2,5), adquiriendo aún una menor
significación y correspondencia al
compararla con los criterios de clasificación de IBm: ácido ( 1).
En la Tabla 1.5 se propone una escala más amplia de valores para clasificar el grado de acidez
y basicidad de una escoria, matriz o fundente según el índice IBm.
Tabla 1.5: Escalas de acidez y basicidad para
escorias silicáticas y alumosilicáticas según los
valores numéricos del índice de basicidad
modificado (IBm)
IBm Categoría Significado
>2,00 EB Extra básico
1,75-2,00 FB Fuertemente básico
1,50-1,75 B Básico
1,10-1,50 LB Ligeramente básico
1,05-0,95 N Neutro
0,90-0,75 LA Ligeramente ácido
0,75-0,50 A Ácido
0,50-0,25 FA Fuertemente ácido
< 0,25 EA Extra ácido

Relación entre la basicidad y las propiedades mecánicas del cordón
35
Cualquier indicador que exprese el carácter ácido-básico de un fundente o de la escoria
resultante debe reflejar, en cierta medida, la
calidad del consumible de soldadura empleado
en el proceso SAW mediante los valores de
una propiedad físico-mecánica del metal
depositado.
Todos estos indicadores de basicidad se han
relacionado en mayor o menor medida con el
contenido de oxígeno en el cordón de
soldadura, que como es conocido afecta estas
propiedades [5, 11, 22, 24]. En la Figura 1.6
se expone cómo el contenido de oxígeno en el
cordón de soldadura afecta las propiedades
físico-mecánicas.
En consonancia con este postulado, Eagar [77]
investigó diferentes fundentes para la soldadura
de arco sumergido (SAW) encontrando como
tendencia que con el incremento del índice de
basicidad (BI, (1.19)) hasta el valor de 1,5
el contenido de oxígeno en el cordón
disminuía hasta un valor de alrededor de
250 ppm (0,025%) y luego alcanza un
valor de meseta para valores mayores de
basicidad (BI>1,5). En la Figura 1.7 se
observan fluctuaciones hasta 100 ppm
para un mismo valor de BI,
independientemente de si el fundente es
ácido o básico. También para un mismo
contenido de oxígeno en el metal de
soldadura se denotan oscilaciones
considerables en los valores de BI (WII).
Estas oscilaciones están relacionadas con
CONTENIDO CONTENIDO DE OXÍGENO, %
R, E (kp/mm2) R, E (kp/mm2) 45
40
35
30
25
20
0
K
E
Σ%
H
R
K (kpm/cm2 A-%, Σ%
K (kpm/cm )
110
2 A-%, Σ%
)
110
Figura 1.6: Comportamiento de las
propiedades mecánicas del acero en
función del oxígeno disuelto; H-Dureza, K-
Resilencia, A-%- Alargamiento, según
Seferian [22].
E
K
50
40
30
20
10
0.05 0.10 0.15 0.20
0
0.25
Contenido de O O2, 2, en %
Fundente ácido Fundente básico
que el BI (WII) no refleja acertadamente la estructuroquímica de la masa fundida ni el contenido
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
1 2 3
100
90
85
70
60
50
INDICE DE BASICIDAD DEL FUNDENTE
Figura 1.7: Comportamiento del contenido de
oxígeno en el metal de soldadura en función de los
valores de BI (IIW) de diferentes fundentes según
Edgar [77].

36
del oxígeno activo que puede interactuar con el metal de soldadura y que los mecanismos por
donde transita el oxígeno para oxidar y/o disolverse en el metal de soldadura son muy
complejos.
En el proceso SAW, las fuente de oxígeno contaminantes del cordón son el aire, la escoria, la
presencia de óxidos de Fe en la superficie del metal base, así como los contenidos de oxígeno
en el alambre-electrodo y del metal base. Las características estructuro-químicas de las
escorias alumosilicáticas o silicáticas pueden contribuir a transportar indirectamente la acción
oxidativa de oxígeno atmosférico u ocluido entre los granos del fundente [3] al baño de
soldadura mediante un mecanismo REDOX, representado en la Figura 1.8.
En realidad las escorias no aíslan totalmente al metal de los componentes del medio gaseoso
circundante, sino que sustituye
solamente su interacción directa
por la de difusión. A través de la
escoria pueden difundirse los
gases o los metales (en forma de
sus óxidos primarios) en el límite
de separación con la fase
gaseosa, allí se oxidan los
constituyentes y son
transportados al baño de
soldadura, transfiriéndole el
oxígeno “atrapado”. De esta
forma, debido a que el hierro
que posee varios estados de oxidación, puede facilitar la transferencia del oxígeno siguiendo el
esquema de la Figura 1.8 (entre paréntesis aparecen los componentes de la escoria).
La interacción de la escoria con el metal depende de su composición estructuro-química,
normalmente compleja, de la viscosidad y de la temperatura. El equilibrio entre los
componentes de las fases escorial y metálica, así como la posibilidad del surgimiento de los
procesos REDOX se determinan de forma generalizada por la ley de distribución basada en la
ley de acción de masa.
Escoria
Gas O 2
6(FeO) + O 2 2(Fe 3O 3O 3O 3O 3O 4) 4) 4) 4) 4)
2Fe + 2(Fe 3 O 4 ) 8(FeO)
Metal 6[FeO] 2Fe 8[FeO]
Figura 1.8: Representación esquemática de la acción
oxidativa del oxígeno atmosférico sobre el metal del
baño de soldadura mediante un mecanismo
transporte-REDOX a través de la escoria líquida.
Prestigiosas investigaciones confirman que la cantidad total del oxígeno, que se encuentra en el
cordón obtenido por SAW con fundentes alumosilicáticos, sobrepasa con creces el contenido de
[O 2- ] atribuido a la existencia de FeO [78, 79]. Como tendencia general se observó que las
inclusiones no-metálicas son las mayores representantes de estas fuentes y con el incremento

37
del contenido de Si y Mn en el cordón aumenta significativamente la concentración de estos
elementos en las inclusiones de óxidos y disminuye proporcionalmente la cantidad de FeO [11,
78, 79] (véase Tabla 1.6).
Tabla 1.6: Contenido de oxígeno e inclusiones de óxidos en el cordón de
soldadura obtenido por SAW con un fundente fundido OCЦ-45 [11]
Oxígeno en el cordón Oxígeno en las inclusiones de óxidos
Total en FeO Total SiO2-% MnO-% FeO-% Al2O3-%
0,128 0,0226 0,067 43,7 40,4 1,9 14,0
La interacción activa de la escoria y el metal del baño en la interfase a elevadas temperaturas
del proceso de soldadura conlleva a una variación de la composición química y fásica del metal
del cordón, debiendo ser considerado este aspecto al desarrollar el procedimiento de la
tecnología de soldadura a emplear, aspecto importante a valorar por los tecnólogos.
Como resumen sobre la cuantificación del carácter ácido-base podemos decir que se han
empleado varios métodos al estudiar la fortaleza de los ácidos y bases en estado sólido y en
masas fundidas. Se han incluido estrategias experimentales tan diversas como la determinación
de la estabilidad de los iones complejos [SixOy] z- , [SixAlwOy] z- y [MeO4(6)] n+(m+) , de los calores de
reacción y de formación y de la concurrencia (competencia) entre ácidos por una base, entre
otros. La comparación de las fortalezas obtenidas por estos métodos, con las que se obtienen
con otro tipo de método experimental, puede diferir bastante e incluso pueden ser
diametralmente contradictorias; por ello, debe tenerse especial cuidado con tales
comparaciones, pues aún no existe un método de validez absoluta y universal sobre este
aspecto.
En el Grupo de Investigación de Materiales para Soldar (GIMAS) del CIS, estas consideraciones
teóricas ha sido valoradas, algunas aceptadas y otras ampliadas. También se han extendido
estas concepciones al considerar a las escorias silicáticas y alumosilicáticas fundidas
resultantes de la soldadura como un fenómeno de “solvatación”, en virtud de la cual los cationes
de los elementos químicos (E) de las sustancias fundidas pueden combinarse con los aniones
(O 2- , F - ) como solvente (>90% del volumen total) para formar solvatos iónicos [EOx] z- (x = 3, 4,
5,…, 8) o moleculares con diferente fortaleza en la unión E···O 2- , pudiendo coexistir moléculas
de óxidos libres en dependencia de la temperatura del medio.
1.5 Viscosidad
El grado de fluidez (propiedad inversa a la viscosidad) desempeña una importancia relevante en
los procesos de interacción entre la escoria y el metal líquido (en la gota y el baño), en particular
cuando la velocidad de una etapa importante del proceso o todo el proceso es determinado por
la difusión, por lo que cuanto menor sea la viscosidad, tanto más intensamente transcurre la
difusión y frecuentemente acompañada por procesos REDOX (véase Figura 1.18). En

38
concordancia con esto es importante, al confeccionar las matrices de los fundentes, lograr que
las escorias durante la realización de la soldadura sean lo más homogéneas y funcionales
metalúrgicamente. Ya que si éstas contienen o se forma en ellas una notable de cantidad de
partículas no solubles de óxidos refractarios u otras sustancias de alta temperatura de fusión
alterarían topoquímicamente las funciones de las escorias, resultando microzonas en el cordón
de soldadura con características físicas y químicas algo diferentes del resto del mismo. Las
escorias derivadas de fundentes aglomerados son menos homogéneas que las
correspondientes a los fundentes fundidos. Por esta razón, los conocimientos sobre la
viscosidad (la fluidez) de la escoria en el sistema metal-escoria son de gran importancia para
prever algunas propiedades del cordón de soldadura. También hay que tener en cuenta que la
viscosidad del metal líquido del cual se forma el cordón, por ejemplo, a 1 873 K (1 600 ºC)
oscila dentro de los límites entre 0,0045 y 0,0085 Pa·s (1 kg∙·m -1 ∙·s -1 = 10 poise), mientras las
escorias de soldadura por arco eléctrico oscilan regularmente entre 0,2 y 5 Pa·s para aquellas
de composición silicáticas y alumosilicáticas y para las salinas con predominio de CaF2 (hasta
40 %) entre 0,05 y 0,5 Pa.s [39, 41, 63, 67, 80].
Otro aspecto a considerar de las escorias con respecto
al metal del cordón es la densidad que para las escorias
se encuentra en el rango de 2,6 hasta 3,5 g.cm -3 ,
mientras la del metal de los cordones oscila con mayor
frecuencia entre 7,3 y7,6 g.cm -3 . También se diferencian
en que el metal líquido solidifica a una temperatura
determinada, mientras en la escoria la solidificación se
realiza en un relativamente amplio rango de
temperatura.
Figura 1.9: Representación
Como regla general, en las escorias alumosilicáticas del
esquemática del
sistema de óxidos SiO2-Al2O3-CaO se observa que con comportamiento de la viscosidad
de una escoria en función de la
el incremento de la temperatura la viscosidad disminuye
temperatura
paulatinamente, tendiendo asintóticamente al eje de las abscisas.
El sistema ternario de óxidos del tipo SiO2-Al2O3-CaO ha sido ampliamente estudiado fásica y
termodinámicamente, e indagar sobre él puede servir, además, de base para el desarrollo de
sistemas más complejos.
Temperatura, K
Como regla general, en las escorias alumosilicáticas del sistema de óxidos SiO2-Al2O3-CaO se
distingue que para una composición química fija la viscosidad disminuye con el incremento de la
temperatura (véase Figura 1.9), pero con diferentes gradientes de temperatura al comparar
diferentes zonas, tal como se observa en la Figura 1.9. La dependencia de la viscosidad (η < 10
V i s c o s i d a d , η ; P a . s
Alta η
m e d i a n a η
Baja η

39
Pa.s) con la temperatura se inserta en las conjeturas térmicas de Boltzman y puede expresarse
según la fórmula:
En RT
k e (1.22) y log η = A + B/T ( 1.22a)
Donde k es una constante y Eη corresponde a la energía de activación de fluido viscoso.
Sin embargo para la descripción del comportamiento de la viscosidad de escorias silicáticas (η
> 10 Pa.s) esa fórmula no es suficiente. De las múltiples
investigaciones para posibilitar una concepción numérica
más exacta para rangos de η entre 10 y 10 12 Pa.s se
propuso la ecuación desarrollada por Fulcher [81] y
Tammann [82] (citados por Ubbeloh de [83]).
k
e
E
T T
´ o (1.23) y log η = A+ B/(T – To) ( 1.23a)
Donde A, B y To son constantes dependientes de la
temperatura, por lo que para su determinación se necesita
el valor experimental de la viscosidad a tres temperaturas
diferentes.
En el sistema ternario SiO2-Al2O3-CaO se observa en la
Figura 1.10 que, para diferentes relaciones de
composición entre los tres componentes a diferentes
temperaturas 1 873 (1 600), 1973 (1 700) y 2 173K (1
900ºC), las isolíneas de viscosidad atraviesan amplias
zonas de composición de los diagramas. Con el aumento
de la temperatura desde 1873 (1600) hasta 2173 K
(1900ºC) de las masas fundidas según el contenido de
sílice, cal y alúmina, éstas isolíneas pueden, manteniendo
constante la relación de los dos restantes componentes,
variar los valores de la viscosidad en amplios rangos, que
oscilan desde 3 hasta 1 Pa.s (ricas en sílice, ≈ 60 %) y
para aquellas con alto contenido de cal (55-60 %) la
viscosidad toma valores desde 0,1 hasta 0,07 Pa·s.
Figura 1.10: Comportamiento de
la viscosidad (Pa.s) de masas
fundidas de alumosilicatos del
sistema ternario SiO2-Al2O3-CaO
a tres temperaturas diferentes:
1 873, 1 973 y 3 173 K, 1 973 y
2 173 K.
En los tres diagramas se observa, por lo general, para una temperatura fija dentro del rango
enunciado de composición, la tendencia manifiesta de que si se mantiene constante un valor de
la relación SiO2/Al2O3 entre 7/3 y 3/7 e incrementando el contenido cal (entre 20 y 60 %) la
viscosidad de las masas fundidas disminuye paulatinamente desde los valores entre 3 y 0,1

40
Pa.s para 1873 K(1600 ºC) hasta aquellos entre 1,0 y 0,07 Pa·s para 2 173 K (1 900 ºC).
Obsérvese en la Figura 1.10 que el efecto del incremento de la concentración del CaO en la
disminución de la viscosidad para ambas temperaturas citadas es la causa principal, y no las
energías cinética y vibracional suministradas por el aumento de la temperatura (ΔT= 300 K), la
que resulta insuficiente para ocasionar el número de rupturas de enlaces –Si-O-Si– y provocar
efectos observados en la disminución del gradiente de la viscosidad de la masa fundida.
Entonces el efecto coadyuvante para tal disminución de la viscosidad está relacionado con la
acción de rompimiento de enlaces del oxígeno puente –Si-O-Si– por el efecto “rompedor” de
retículos del catión Ca 2+ .
Una tendencia similar se pone de manifiesto al disminuir desde 70 hasta10 % el contenido de la
sílice manteniendo constante la relación CaO/Al2O3 para los valores entre 4/1 y 1/4 pero ahora
los cambios de los gradientes de las viscosidades son más bruscos (menos paulatinos) en su
trayectoria dentro de las dos temperaturas anunciadas anteriormente. Esto se debe
probablemente a la disminución de la fortaleza de los enlaces –Si-O-Si– por la inserción de
tetraedros [AlO4] 5- en determinados segmentos de la cadena silicática donde el ion Ca 2+
interactuaba con mayor intensidad y eficiencia en la ruptura de los enlaces de los oxígenos
puentes –Si-O-Al-O-Si–.
Como tendencia general, del coeficiente de viscosidad (η) de las escorias fundidas resultantes
del proceso SAW, independientemente de si son cortas o largas, a la temperatura del baño de
soldadura (≈2000 K) no debe excederse de 0,1…0,5 Pa.s, debido a que para valores superiores
de la viscosidad los procesos o reacciones que dependen de la difusión son atenuados
significativamente. Otro aspecto a considerar con la variación de la viscosidad de los
alumosilicatos dentro de los valores recomendados es la morfología del cordón (factor de
forma), cuando el gradiente de viscosidad en función de la temperatura y el tiempo es
relativamente grande los cordones son más estrechos y altos que aquellos obtenidos por
gradientes de viscosidad más bajos. Todos son factores a tener en cuenta al diseñar las
matrices de los fundentes para SAW, especialmente aquellos destinados al recargue o relleno
superficial. Resulta interesante conocer cómo varía la viscosidad respecto a la influencia de
ciertos cationes en la composición química de las escorias alumosilicáticas para esgrimir este
postulado como un criterio de alto valor estratégico a tener en cuenta al desarrollar una matriz
de un fundente a partir de las materias primas disponibles. Para validar lo expuesto se
recopilaron datos de la bibliografía para valorar cómo el efecto del poder polarizante del catión
influye sobre la viscosidad. En la literatura [15, 31, 37, 41, 84-90] reportes de la viscosidad (η)
de varias masas fundidas que se enmarcan en la composición de un alumosilicato de calcio (42
%-SiO2, 20 %-Al2O3 y 38 %-CaO) correspondiente al eutéctico (1538 K), donde hacen contacto

41
las zonas seudowollastonita, gelhenita y anortita (véase Figuras 1.2 y 1.11) y manteniendo fija
la relación molar SiO2/Al2O3 (3:1) a 1673 K (1 400 ºC), a la cual se le añadió individualmente ≈
0,2 mole de óxido de cada catión registrado en la Tabla 1.7 y se relacionó la viscosidad (η) de la
nueva masa fundida a esa temperatura con el radio catiónico del óxido añadido, resultando
que la viscosidad disminuye en la medida en que el radio aumenta.
Viscosidad, Pa.s
10
9
8
7
6
5
4
3
2
0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6
Radio iónico, A
Figura 1.11: Comportamiento isotérmico
de la viscosidad de una escoria
del sistema SiO2-Al2O3-CaO en función
del radio iónico del catión del
óxido añadido (10 %).
A partir de los datos experimentales reportados de la viscosidad se desarrolló la fórmula (1.26 ),
que expresa una buena correspondencia entre los radios catiónicos (Ri) del elemento de los
óxidos adicionados (≈ 0,2 mole) con el valor de la viscosidad resultante (η) de la masa fundida
(compare con las fórmulas 1.22 y 1.23):
Ri
e 0907 . 1
12.
942 (1.24 ).
Tabla 1.7: Influencia de los valores de
las radios catiónicos [64] de óxidos
sobre la viscosidad de una escoria del
sistema SiO2-Al2O3-CaO
Ion (NC)
Radio
iónico
η exp.
Pa·s
η teor.
Pa·s
Si 4+ (IV) 0,34 8,93 9,26
Al 3+ (IV) 0,47 7,75 8,07
Ti 4+ (IV) 0,61 6,65 6,93
Fe 3+ (IV) 0,63 6,51 6,78
Zr 4+ (IV) 0,64 6.44 6,70
Mg 2+ (VI) 0,8 5,41 5,59
Na + (VI) 1,08 3,99 4,09
Ca 2+ (VI) 1,10 3,9 4
K + (VI) 1,46 2,63 2,91
η teor = 3,49*R 2 - 11,949*R + 12.92
ajustada a1873 K; R= radio iônico.
Para cationes más pequeños que R(Ca 2+ ) se incrementa la viscosidad hasta en 60 % y para
cationes más voluminosos disminuye hasta 30 %. La energía de activación de flujo calculada
para ese sistema de óxidos con esa composición y a la temperatura del eutéctico es
aproximadamente de 14 kJ.mol -1 . Este efecto es muy probable que se deba a la acción conjunta
del volumen, la polarizabilidad (δ+) y la sustitución isomórfica del catión del óxido añadido en la
ruptura de los puentes de oxígeno, preferentemente donde exista un cierto desequilibrio en la
neutralidad eléctrica por exceso de carga negativa (δ-) en un eslabón de la cadena, por

42
ejemplo, en la posición [AlO4] 5- , provocando, de esta manera, un menor grado de ramificación
de los complejos aniónicos [SixAlyOw] z- en la masa fundida.
(1.25)
Notable es aclarar que los productos de esta reacción no precisan tener el mismo tamaño ni
que se distribuyan estadísticamente en toda la masa fundida provocando posiblemente una
disposición de enjambre alrededor del catión del óxido añadido de menor dimensión (Me n+ ) –Si-
O∙·∙·∙·Me n+ ∙·∙·∙·O-Si– provocando un incremento en el
coeficiente de viscosidad por el efecto de
agrupación coordinativa.
1.6 Conductibilidad eléctrica
Una importante propiedad de las escorias
líquidas para el buen funcionamiento del proceso
de SAW es la electroconductibilidad, fenómeno
que implica el transporte de masa: moléculas,
iones (cationes y aniones complejos) y
electrones. Cuando la electroconductibilidad de
la escoria líquida es notable, indica directamente
el carácter iónico de su estructura.
En las masas fundidas de escorias del sistema
SiO2-Al2O3-CaO la conductibilidad eléctrica se
realiza en gran medida mediante el transporte de
Figura 1.12 : Desarrollo de la conductivi -
dad eléctrica del sistema SiO2-Al2O3-CaO
los cationes Ca 2+ y Al 3+ [91]. Este comportamiento de la conductibilidad eléctrica es una
tendencia característica para las escorias alumosilicáticas, que pertenecen al sistema SiO2-
Al2O3-Me 2+ (Me + 2)O y presentan una basicidad mayor que la unidad según IBm.
El estudio de la conductibilidad eléctrica en masas fundidas del sistema SiO2-Al2O3-CaO
conlleva a afirmar que, mientras las fusiones de sales puras conducen bien la electricidad a
causa de su elevado grado de disociación y alta movilidad de sus iones en correspondencia con
una baja viscosidad, las masas fundidas de silicatos complejos presentan a la temperatura
inicial de fusión una alta viscosidad debido a que en la estructura del “líquido” aún prevalecen
enlaces químicos marcadamente fuertes y la ramificación es voluminosa, ocupando amplias
zonas en la masa fundida. Por tanto, la conductibilidad eléctrica es pequeña, debido a la alta
resistencia que sufren los voluminosos aniones complejos. Con el aumento de la temperatura

43
se reduce el grado de ramificación del anión complejo [SixAlyOw] z- incrementándose la movilidad
de los iones resultantes y, por tanto, aumenta el número de los componentes conductores de la
electricidad y su movilidad.
La dependencia de la conductibilidad χ respecto la temperatura T (K) se puede expresar por la
ecuación
B
T
A e
(1.26 ) y aplicando logarismo por log(χ) = log A – 0,4343B·T -1 (1.26a)
[92]. Donde A y B son constantes empíricas, las cuales se determinan midiendo la
conductividad a dos temperaturas diferentes algo distantes una de la otra.
En la Figura 1.12 se exponen los resultados de las investigaciones de Zchmoydin [93] sobre la
electroconductividad de masa fundidas del sistema SiO2-Al2O3-CaO, en donde se observa que
con el aumento de CaO dentro del intervalo de 20 a 55 % para una relación másica
SiO2:Al2O3=1:1 se incrementa en casi 10 veces la electroconductividad de la masa fundida. Esto
confirma el efecto “fragmentador” del ion Ca 2+ sobre los aniones complejos alumosilicáticos
[SixAlyOw] z- del sistema SiO2-Al2O3-CaO.
1.7 Conductibilidad térmica
El fenómeno de la conductividad del calor consiste en la transición de la energía en forma de
calor de una parte de un cuerpo calentado desigualmente, a otra; es decir que la conductividad
térmica se efectúa con la condición de que exista una diferencia de temperaturas creada en el
cuerpo en una dirección determinada.
A diferencia de los líquidos, en los cuerpos sólidos el transporte del calor se realiza mediante la
conductividad provocada por las vibraciones térmicas de un conjunto de átomos. Estas
vibraciones que emanan de cada átomo son independientes unas de otras y se transmiten a la
velocidad del sonido, de unos átomos a otros, conformando una onda que transporta la energía
de las oscilaciones y con ello se realiza el transporte del calor.
El cálculo aproximado del coeficiente de conductividad térmica λ de un cuerpo sólido puede
realizarse con la ayuda de representaciones cuánticas ficticias llamadas fonones que se
trasportan como un gas dentro de un recipiente, por lo que se esgrimen los mismos
razonamientos para calcular la conductibilidad térmica en los gases ideales, la que se expresa
por:
λ = ⅓ρ∙·cv∙·lf∙·vs (1.27)
Donde ρ [kg/m 3 ] es la densidad del cuerpo, cv [J/(kg∙·grd] es la capacidad calórica a volumen
constante, vs [m/s] es la velocidad del sonido y lf [m] es el recorrido de los fonones, cuyo cálculo
es relativamente complicado. La valoración de innumerables muestras indica que el coeficiente
de conductividad térmica es inversamente proporcional a la temperatura:

44
a
(1.28)
T
Donde a [W/m] es una constante, distinta para cada sustancia en particular y T [K] es la
temperatura absoluta.
En los metales, además de las oscilaciones de la red, también toma parte en el transporte del
calor las partículas cargadas, los electrones. Esto explica la alta conductibilidad térmica de los
metales.
Los mecanismos de transferencia de calor en las escorias líquidas de soldadura se efectúan
esencialmente por conducción y parcialmente por convección cercanas a temperatura de
solidificación, debido a la relativamente alta viscosidad que experimentan las mismas. La
nivelación de la temperatura en las escorias a causa de la conducción del calor se expresa
mediante la fórmula siguiente:
T
Q St (1.29)
L
Donde Q representa la cantidad de calor involucrado
en joule [J], ∆T= T1-T2 es la diferencia entre las
temperaturas en kelvin [K] de la interfase metal-
escoria T1 y T2: la temperatura entre la escoria y los
granos del fundente en el proceso SAW; ∆L es el
espesor de la escoria en metro (m), S el área de
contacto entre el cordón de soldadura y la escoria en
metro cuadrado [m 2 ] , λ [Wm -1 K -1 ] coeficiente de
conductividad térmica y t es el tiempo en segundo [s].
La conductividad térmica en las escorias ocurre
fundamentalmente por el proceso de transmitir el
calor mediante la vibración y el caótico movimiento térmico de las moléculas, iones y átomos.
Para cada sustancia sólida existe una temperatura característica (temperatura de Debye) donde
la conductibilidad térmica es máxima (véase Figura 1.13). Esa temperatura puede considerarse,
también, como la frontera entre las temperaturas bajas y altas para una determinada sustancia
sólida.
Figura 1.13: Representación de la
conductividad térmica de tres
escorias con distintas
composiciones químicas
correspondientes al sistema.
Por lo general, la conductibilidad térmica de los sólidos es mayor que la de los líquidos, lo cual
juega una importante función en la retención y transmisión del calor en el baño de soldadura.
Este aspecto es importante en la estrategia del diseño o desarrollo de la matriz de un fundente,
ya que la mayor o menor retención del calor por la escoria en estado líquido puede influir en la

45
estructura de las fases y en el tamaño de sus granos, lo que se revierte en definitiva en las
particularidades de las propiedades del cordón de soldadura.
Cuando la transmisión del calor va acompañada por cambios de fase resulta más compleja que
el simple intercambio de calor entre líquidos o entre sustancias con distintos estados de
agregación (sólido-líquido), por tanto un cambio de fase implica la adición o sustracción de
calor, que involucra considerables cantidades de energía a temperatura constante o casi
constante. La velocidad del cambio del estado de agregación, puede estar regida por la
velocidad de transmisión del calor y de nucleación de partículas, grumos o cristalitos, así como
por el comportamiento estructuro-químico de la fase formada, por lo que hay que procurar que
en la solidificación de las escorias éstas resulten lo más amorfas posibles, debido a que éstas
en ese estado estructural disipan, por lo regular, monótonamente el calor. La conductibilidad
térmica λ es una propiedad de las sustancias y análoga a la viscosidad (μ); también es una de
las llamadas propiedades de transporte, que se expresa en W·m -1 K -1 . La ley de Fourier
establece que λ es independiente del gradiente de temperatura, pero no tiene necesariamente
por qué serlo de la temperatura en sí. La experiencia confirma la independencia de λ en un
amplio intervalo de gradientes de temperatura. Por la otra parte, λ es aún función de la
temperatura, pero la variación es relativamente pequeña, de forma que, para pequeños
intervalos de temperatura, λ puede considerarse constante. Para intervalos mayores, la
conductividad calórica varía linealmente con la temperatura, de acuerdo con la ecuación: λ = a
+ bT, siendo a y b constantes empíricas. Cuando b = 0, λ varía linealmente con la
temperatura, pero si λ es función de la temperatura, entonces el comportamiento lineal presenta
una curvatura.
El comportamiento de la conductividad térmica de cuatro
tipos de escoria con diferentes relaciones de los óxidos
SiO2:Al2O3:CaO se representa gráficamente en la Figura
1.13 (véase Tabla 1.8). En estado sólido la conductividad
Tabla 1.8: Composición química
de tres escorias alumosilicáticas
Escoria SiO2 Al2O3 CaO
No. 1 40 20 40
No. 2 40 15 45
No. 3 35 15 50
térmica de estas escorias aumenta paulatinamente alcanzando un valor máximo alrededor de la
temperatura de 773 K (Temperatura de Debye). A partir de esa temperatura la conductibilidad
térmica disminuye al incrementarse la temperatura hasta que toma un comportamiento
asintótico al eje de las temperaturas (véase la Figura 1.13). Ya en estado líquido a 1 773 K, la
conductibilidad térmica de las escorias 1 y 2 (Tabla 1.8) convergen hacia los mismos valores de
λ (Figura 1.13). Mientras que en el mismo intervalo de temperatura, el comportamiento de la λ
de la escoria 3 se mantiene paralelo a los valores de las escorias 1 y 2 con un menor valor de λ.

46
Este comportamiento se debe a su menor contenido de las sumatorias de Al2O2 + CaO y al más
alto de SiO2.
A altas temperaturas, la conductibilidad térmica de la escoria No. 2 presenta un
comportamiento descrito por la ecuación: λ = 0,6 – 6,0∙·10 -5 T. Pero en el caso de la escoria No.
3 el comportamiento de la conductibilidad viene expresado por la ecuación: λ = 0,89 – 7,6∙·10 -5 T.
La composición química de ambas escorias (1 y 3) abarca el comportamiento, en donde se
insertan los 3 tipos de escoria.
Un rasgo interesante de las soluciones iónicas es que la electroconductividad (λ) se relaciona
íntimamente con el coeficiente de viscosidad (η), de manera que su producto es una constante.
η∙λ ≈ constante (1.32)
Mediante esta característica se puede determinar la temperatura de solidificación de las
escorias de soldadura. Sin embargo, el comportamiento de la capacidad térmica Cp [J/kg.K)] es
algo diferente para las tres escorias estudiadas. El valor de la capacidad térmica no aumenta
significativamente hasta la temperatura 1 123 K (850 ºC), a partir de esa temperatura aumenta
bruscamente hasta 0,32 y con un posterior aumento de la temperatura alcanza a saltos el valor
de 0,35 hasta 0,45.
1.8 Conclusiones del Capítulo I
Al relacionar las características estructurales, químicas, físicas, térmicas y termodinámicas de
varias materias primas para conformar un adecuado sistema de óxidos primarios, que
conforman ≥ 70 % de la composición total de la matriz de un fundente aglomerado o ≥ 85 % de
un fundente fundido, constituye una etapa de primordial importancia en la obtención de este
tipo de consumible de soldadura. El sistema de “óxidos primarios” obtenido del conjunto de
materias primas debe de desempeñar lo más acertadamente con las exigencias metalúrgicas y
operacionales del proceso y aquellas relacionadas con la composición fásica, química y de
forma del cordón, producto final donde se vuelca todo el interés del confección y de aplicación
del cualquier consumible de soldadura.
Durante el proceso SAW se conforman dos productos fundamentales: uno, la escoria que se
deriva esencialmente (≥93 %) de la matriz de un fundente y otro, el cordón que se conforma (≥
98 %) a partir del alambre electrodo y la carga aleante. Los tributos de la matriz se conjugan
sinérgicamente con los de alambre y carga aleante y como, en este trabajo, el alambre
electrodo presenta una composición fija, entonces las posibilidades de composición de los
componentes del sistema “matriz carga aleante” son las que deben de ampliar el campo de
aplicaciones, pero estas están restringidas, en nuestro caso, a dos tipos de ferroaleaciones

47
(FeCr y FeMn) y a aquellas complejas derivadas (FexCryMnz). Por tal razón, herramientas de
utilidad estratégica para obtener o desarrollar las matrices y las cargas aleantes son los
diagramas binarios, ternarios y cuaternarios, por lo que el conocimiento de sus particularidades
es de esencial importancia. Las interacciones de los diferentes elementos y componentes
químicos de los óxidos y sales en el arco eléctrico y, posteriormente, en el baño de soldadura
son aspectos de suma importancia para aprovechar al máximo las potencialidades de los
recursos materiales en el desarrollo de un consumible de soldadura.
El conocimiento cualitativo y cuantitativo de los diferentes factores que influyen en el
comportamiento acido-base de los minerales, sustancias químicas, matrices, etc es un aspecto
esencial para predecir el proceder de los constituyentes de los consumibles de soldadura. El
carácter acido-básico, definido por las teorías iónicas o moleculares, de una escoria o matriz de
un fundente no es estático y depende de cómo la composición química se manifiesta en un
estado de agregación a una temperatura dada. Por lo tanto el índice de basicidad,
independientemente de cómo se calcule, se refiere al estado sólido y a una temperatura
ambiente dada. El índice de basicidad mejorado (IBm) es una relación molar, por lo que expresa
mejor la estructura química de iones silicatos complejos que el índice de basicidad (IB)
establecido por el Instituto Internacional de Soldadura (WII) y además el IBm presenta mejor
correlación con el índice de basicidad óptico (IBop) y pone de manifiesto de forma más
fehaciente la cantidad de oxígeno activo. El IBop discrimina mucho más selectivamente el
carácter acido-básico y precisa mejor su influencia en las propiedades físico-mecánicas del
cordón de soldadura y, en definitiva, el comportamiento del consumible de soldadura.
El contenido total de oxígeno en el metal del cordón de soldadura no proviene solo del oxígeno
activo de la masa silicática, que es pronosticado por el índice de basicidad de las escorias
alumosilicáticas, sino también de las inclusiones endógenas de otros “óxidos” constituyentes
de la misma escoria, por lo que la región escogida en el diagrama de fases para confeccionar
una matriz de un fundente aglomerado o fundido es de importancia esencial para alcanzar
mayor calidad de las propiedades del cordón.
Las escorias aluminosilicáticas son las más frecuentes por lo que sus propiedades como la
viscosidad, conductibilidades térmica y eléctrica son de alto valor para precisar el
comportamiento metalúrgico y operacional de los fundentes, así como justipreciar las
características químicas y fásicas y propiedades físico-mecánicas del cordón, producto de
interés final.

Capítulo II: Concepciones de elección de la base material
49
2.1 Introducción
La incorporación sucesiva de nuevas ideas en el panorama científico del mundo, está
relacionada, en última instancia, con la producción. Es la producción la que crea las condiciones
experimentales, que hacen posible delimitar determinadas series de fenómenos, encontrar las
leyes que las rigen y, al mismo tiempo, concentrar la atención de los investigadores en una
esfera determinada de fenómenos de cualquier índole. El desarrollo de la producción y de las
formas sociales, explica por qué las concepciones físicas, químicas, filosóficas, sociales, etc.
son reflejo de la realidad objetiva y han surgido en determinado medio científico y en una forma
también determinada.
No debe olvidarse que, en la historia de las ciencias los nuevos métodos experimentales tienen
todavía más importancia que las teorías. Hechos que ponen de manifiesto este axioma en el
campo del desarrollo de consumibles de soldadura, se relatarán a continuación.
El desarrollo de una gran variedad de consumibles de soldadura está relacionado con los
descubrimientos de nuevas fuentes de energía. La simbiosis energía-consumible de soldadura
constituye un rasgo del desarrollo de esta rama de la ciencia y la técnica. Engels señaló “que el
descubrimiento práctico de la transformación del movimiento mecánico en calor, es tan antiguo
como el comienzo de la historia humana”[94]. No obstante, se necesitaron milenios para
obtener el proceso inverso, la transformación del calor en movimiento mecánico, y descubrir la
conexión real que existe entre ambos fenómenos.
Los consumibles de soldadura por arco eléctrico han sido consecuencia de los resultados
históricos de descubrimientos en varios campos del conocimiento y sus interrelaciones, sin
menospreciar la evolución del conocimiento y el dominio de otras fuentes de energía; así se
destacan aquellos vinculados con la electricidad, electromagnetismo y la metalurgia del
acero.
El actual conocimiento y la acertada utilización de las materias primas minerales y de los
residuales industriales sólidos son el resultado de la evolución de toda la historia del desarrollo
de la sociedad humana. A medida que progresaba la humanidad, crecían también la cantidad y
el significado de las diferentes clases de materias primas minerales utilizadas; así como y el
aprovechamiento de los residuales industriales, agrícolas y urbanos.
2.2 Recursos minerales
Los recursos minerales constituyen un factor importante en el desarrollo socioeconómico de un
país, por lo que el conocimiento multidisciplinario de sus posibilidades para obtener un producto

50
determinado, resulta un punto estratégico para su explotación racional y utilización acertada a
escala industrial.
La rica base de materias primas minerales sirvió a muchos países para dar un poderoso
impulso al desarrollo industrial, les aseguró un rápido crecimiento económico y el liderazgo en el
mundo. Al respecto pueden citarse algunos ejemplos, tal como el papel que tuvieron los
recursos minerales en la revolución industrial de Gran Bretaña, país que se convirtió en el “taller
del mundo”. También la rica base mineral de EE.UU. permitió a ese país dar un potente salto en
su desarrollo técnico en la segunda mitad del siglo XIX y la primera mitad del siglo XX.
En las primeras décadas de la instauración del Estado Soviético, la extinta URSS, aislada
política y económicamente, bloqueada y sin medios para adquirir materias primas en el
extranjero, logró cumplir en plazos relativamente cortos el programa de industrialización,
gracias, entre otros aspectos más, a una rápida potenciación de grandes yacimientos minerales.
Cuba con una base tecnológica reducida para el procesamiento de materias primas naturales y
aún más limitadas fuentes energéticas, ha tenido que enfrentarse a los retos más
descomunales y prolongados a que nación alguna haya sido sometida en la historia de la
humanidad. En Cuba, se ha cultivado el conocimiento como un recurso imprescindible para
vencer las limitaciones que nos imponen el “estatus” de país subdesarrollado y el brutal,
criminal e injusto bloqueo económico del gobierno de los EE.UU., lo que nos obliga a
aprovechar al máximo las posibilidades de las fuentes de materias primas naturales y residuos
industriales y a desarrollar nuestras propias tecnologías para su utilización más racional y
compatible con el medio ambiente [17].
Desde la década de los sesenta, en Cuba se promovió la necesidad de construir e instalar
fábricas de baja intensidad de capital para sustituir importaciones y como fuente de empleo,
especialmente en el interior del país como previo paso o fase del proceso de industrialización
para crear la base técnica, necesaria para acometer la definitiva industrialización del país y la
creación de nuevos empleos [95]. Aún en la actualidad esto tiene un alto grado de vigencia
estratégica, pero las pequeñas industrias deben presentar, ahora, altos niveles tecnológicos y
productivos, una pequeña densidad de fuerza de trabajo y ser, además, lo más limpia posible
(P+L), compatible ecológicamente con el medio ambiente.
También tiene aún vigencia estratégica para Cuba lo planteado por Castro Ruz [96] a escala
planetaria en la VII Cumbre de los Países No-Alineados, acerca de que la participación de los
países subdesarrollados en la industria mundial es verdaderamente marginal, aunque sea un
hecho establecido por vías estadísticas [97, 98] que la tasa de crecimiento de la manufactura de
recursos minerales haya sido superior a la de los países desarrollados. Un aspecto de suma

51
importancia es que la participación de los países subdesarrollados en la industria mundial es
mucho más baja en aquellas ramas de mayor complejidad industrial-tecnológica [96].
Conceptos rocas, menas y especies minerales
Los minerales sólidos son cuerpos, en su gran mayoría, cristalinos homogéneos física y
químicamente formados debido a procesos físicoquímicos naturales. Desde el punto de vista
físico, cada mineral sólido es un cuerpo cristalino de dimensiones finitas, denominado individuo
mineral. Todos los individuos minerales cristaloquímicamente idénticos que se encuentran en
la naturaleza son los representantes de una especie mineral. Cada especie mineral tiene su
propio nombre, y su composición química se expresa por una fórmula idealizada.
De esta manera, valiéndose del término general de "mineral" hay que tener siempre en cuenta
que el mismo lleva doble significado como sinónimo de las definiciones de "especie mineral" e
"individuo". Los minerales se pueden representar por variedades de composición química y
estructural, así como por la morfología o las propiedades físicas.
Actualmente se han determinado más de 3 000 especies minerales y casi igual cantidad de
variedades. Cada año se descubren decenas de minerales, pero las especies minerales
comunes y
altamente estables
no sobrepasan el
millar.
Hoy día, para fines
industriales se
utiliza alrededor del
10% de todas las
especies minerales,
y su número crece
continuamente
(como promedio
entre 8 y 12
especies minerales
por década) en
dependencia del
desarrollo de la ciencia de los materiales.
Tabla 2.1 : Composición química (m-%), atómica (atom-%) y volumétricaatómica
(vol-atom-%) de los elementos fundamentales de la corteza
terrestre considerando solo la litosfera (magmática y sedimentos)
Orden Elemento
NúmeroAtómico
Masa [99]
Atómica
Radio
iónico
m-%[100]
Atom-% Vol-atom-
%
1 O 8 15,9994 1,40 46,60 62,43 93,60
2 Si 14 28,086 0,41 27,72 21,15 0,80
3 Al 13 26,9815 0,57 8,13 6,46 0,65
Subsuma-1 82,45 90,04 95,05
4 Fe 26 55,847 0,67 5,01 1,92 0,32
5 Ca 20 40,08 1,06 3,63 1,94 1,25
6 Na 11 22,9898 0,95 2,83 2,64 1,24
7 K 19 39,102 1,33 2,59 1,42 1,83
8 Mg 12 24,312 0,65 2,09 1,84 0,28
9 Ti 22 47,9 0,64 0,44 0,20 0,03
Subsuma-2 16,59 9,96 4,95
Suma total 99,04 100,00 100,00
según H.J. Rosler y H. Lange [101]

52
De los 103 elementos químicos citados comúnmente en las Tablas Periódicas 9 de los
Elementos (TPE) de Mendeléiev, nada más que unos cuantos existen en cantidad significativa
(>1 %) en la corteza terrestre de nuestro planeta (Tabla 2.1). Estos elementos ocupan
principalmente la parte superior de la TPE, es decir son los que presentan un bajo número
atómico; debido a la consecuencia de fusiones nucleares (“combustión nuclear” entre el
hidrogeno y el helio) es que se formaron prioritariamente los elementos con número atómico
hasta 26 (Fe) [99].
A partir de la Tabla 2.1 puede deducirse que los minerales principales que componen la corteza
terrestre deben estar relacionados con el oxígeno, el silicio y el aluminio, debido a que en la
corteza terrestre, de cada 100 átomos, más de 60 son oxígeno, más de 20 de silicio y de 6 a 7
de aluminio, correspondiendo alrededor de dos átomos más de cada uno de los elementos:
hierro, calcio, magnesio, sodio y potasio; con la excepción del titanio, todos los restantes
elementos de la TPE son insignificantes en cantidad para la arquitectura de la corteza terrestre.
Según la Tabla 2.1, desde el punto de vista volumétrico parece ser que la corteza terrestre es
un andamiaje de iones oxígenos empaquetados (≈ 93 %), donde los restantes elementos (7 %)
se encuentran distribuidos irregularmente entre sus intersticios, y se deben destacar las
secciones de los silicatos y aluminosilicatos (≈ 80 %). En resumen, se ha registrado que los
minerales se distribuyen por las siguientes variedades minerales según su aporte másico y su
cantidad (Tabla 2.2) como se indica a continuación:
Silicatos y aluminosilicatos: aproximadamente el 75 % (corresponde a los feldespatos el
55%)
Óxidos e hidróxidos: alrededor de 17 %; al cuarzo (con la calcedonia y el ópalo) le
corresponde el 12,6%, mientras que los óxidos e hidróxidos de hierro el 3,6 %.
Carbonatos (principalmente la calcita y la dolomita): alrededor del 1,7 %.
Fosfato y minerales análogos: (más que nada apatito) alrededor del 0,7 %.
Cloruros y fluoruros: alrededor del 0,5 %, entre los cloruros el más común es la sal gema
(NaCl); entre los fluoruros, la fluorita (CaF2).
Sulfuro y sulfatos: alrededor del 0,3-0,4 %; entre los sulfuros el más importante es la pirita.
De los datos de las Tablas 2.1 y 2.2 se puede deducir que a partir de los elementos oxígeno,
silicio y aluminio, junto con los elementos alcalinos (Na y K) y alcalinos térreos (Ca y Mg) se
construye cerca del 93 % de la corteza terrestre y que a partir de ellos se conforma
aproximadamente el 92 % de todas las especies minerales, fuentes de materias primas para
todo tipo de industrias.
9 Se han obtenido hasta el elemento 109 y se pronostican su obtención o su existencia hasta el elemento 118.

53
Tabla 2.2: Contribución de las variedades minerales más comunes en la
construcción de la corteza terrestre según Stepanov [102] y Klein [103]
Variedades mineralógicas
Número mínimo
de minerales
Contribución,
m-%
Elementos nativos 90 0,1
Sulfuros (predomina la pirita) y análogos 200 0,25
Óxidos e hidróxidos, el cuarzo contribuye con el
70,5 % de la contribución
200 17,0
Silicatos y alumosilicatos, los feldespatos
constituyen el 69 % de la contribución
800 80,0
Carbonatos, la calcita (aragonita) y la dolomita
contribuyen con 88,2 % de la masa
80 1,7
Boratos 40

54
como en valores, incluyendo al petróleo y el gas natural, la 2da posición, relegando a un lugar
relativamente inferior a la industria agroindustrial (azucarera, etc).
El desarrollo de la base industrial a través de las materias primas minerales es vital para la
economía de nuestro país. Por supuesto, los logros obtenidos en la esfera geólogo-minera no
habrían sido posibles sin la ayuda solidaria de la desaparecida URSS, de otros países del
extinto bloque socialista de Europa del Este y países de otras latitudes. En armonía con la
realidad socio-económica actual que reina en el orbe, fue necesario reelaborar la Legislación de
Minas de Cuba, en aras de promover y lograr, con el necesario control por el Estado, la
elevación del conocimiento geológico del país y la más eficiente y racional explotación de sus
recursos minerales, garantizando además la protección del medio ambiente durante la
ejecución de todo tipo de actividad minera y la prevención de cualquier impacto ambiental
relacionado con la misma [107].
Acorde a lo anunciado se han realizado trabajos conjuntos con diversas empresas de
explotación minera, tanto cubanas (como Geominera S.A. bajo el auspicio del MINBAS), como
extranjeras con sucursales en Cuba (como la Joutel, la Sherrer de Canada y otras),
beneficiándose todos de los resultados que se han obtenido.
En el caso de Cuba, en particular, se dan las condiciones óptimas para realizar este tipo de
colaboración internacional en el campo geominero, pues se dispone actualmente de una amplia
información sobre las riquezas minerales del subsuelo. Este conocimiento es el reflejo de una
serie de condiciones favorables. En Cuba existen centros de investigación geológica en las
diversas universidades (Moa y Pinar del Río) y en la Academia de Ciencias, así como un
organismo propio de investigación geológica (Instituto de Geología y Paleontología). Muchos de
estos organismos tienen décadas de funcionamiento y una amplia experiencia de colaboración
internacional con otros centros, en particular con países de Europa Oriental, de la antigua
URSS e Iberoamérica, pero también, más recientemente, con países de la Comunidad Europea,
Canadá y Asia. Como resultado de todo ello, el conocimiento de la realidad geológica de Cuba,
y el de sus recursos minerales, es relativamente elevado, como queda expresado en la
existencia de una cartografía temática abundante. Por otra parte, el subsuelo de Cuba ofrece a
la comunidad científica y empresarial una serie de depósitos minerales, cuyas características
merecen ser conocidas tanto por parte de los investigadores como por los empresarios
extranjeros relacionados con el campo de la geología y minería, pudiendo en algunos casos
tornarse como modelos, por ejemplo aquellos relacionados con los metalotectos (manganeso,
zeolitas, cromo) o aquellos asociados a los tipos: sedex de Zn-Pb, cromitas ofiolíticas,
volcanogénicos de cobre, volcanogénicos de manganeso, placeres tipo playa (ricos en metales
nobles) [108].

55
A pesar del relativamente alto nivel de conocimiento sobre los recursos minerales, en nuestro
país no existe aún una política conjunta a nivel del SIME y el MINBAS sobre la utilización de
estos recursos minerales en la elaboración de materias primas destinadas al desarrollo y
producción de consumibles para soldadura por arco eléctrico. En la búsqueda de soluciones
prácticas en este sentido se ha destacado el Centro de Investigaciones de Soldadura (CIS) de
la Universidad Central "Marta Abreu" de Las Villas (UCLV), el cual ha dirigido una parte
importante de sus investigaciones a dar respuesta práctica a este reto [109, 110]. En nuestro
país, el único renglón industrial de consumibles para soldar es aquel que está relacionado con
la producción de electrodos macizos revestidos para la soldadura manual (SMAW), cuya
capacidad instalada es de aproximadamente 5 500 toneladas anuales, la cual está limitada
grandemente de poder incrementar los actuales niveles de producción (≈ 2 000 t/a), debido a
que la gran mayoría de las materias primas empleadas en el proceso son de importación.
A partir de las premisas antes expuestas se exponen en la Tabla 2.3 las principales fuentes de
materias primas naturales e industriales que fueron seleccionadas para la conformación de las
partes constitutivas de los fundentes de soldadura: matrices y cargas aleantes.
Tabla 2.3: Principales minerales, productos y residuales industriales destinados en la
conformación de las partes constitutivas de los fundentes de soldadura
No-metálicos (I) Metálicos (II) Productos Industriales Residuos industriales
Caliza
Dolomita
Cromitas
Minerales
de Mn y Fe
Sínter de níquel (II)
Óxido de níquel (I, II)
Residuo catalítico de V2O5 (II)
Escorias de cubilote (I) y del
proceso SAW de balones de gas
Feldespato
Arenas
negras
Alambres y cintas de
acero bajo carbono (II)
Virutas y chatarra de alumínio, Cascarillas
de Fe de la siderurgia(II)
Arena sílice Ilmenita Vidrio líquido (I)
Subproducto del aserrado de
mármoles (I)
Cuarzo Magnetita
Cenizas de la quema de paja de
arroz (I)
Zeolita
Caolín
Hematita Vidrio desechable (I)
Bentonita (I) - destinados a la conformación de la matriz;
Talco
Vidrio volcánico
(II) - destinados a la conformación de la carga aleante.
Para incrementar nuevos renglones y tipos de consumibles de soldadura (por ejemplo,
fundentes fundidos y aglomerados para SAW) sobre la base de los concentrados de materias
primas minerales cubanas existentes, no sólo basta tener en cuenta las características químicas
y mineralógicas de las menas, sino que hay que desarrollar una nueva concepción científica de
selección y elaboración de los minerales la cual se enmarque dentro de las premisas y
requisitos que impone la factibilidad técnica y económica de un posible proceso productivo a

56
pequeña escala [111], es decir, que sea técnicamente factible y económicamente sustentable
con alto nivel de adecuación a las posibilidades de desarrollarlo en el país, basado
fundamentalmente en el procesamiento de las mismas acorde a sus impurezas y en la
utilización multifacética, tanto desde el punto de vista energético como del aprovechamiento, en
el mismo proceso, de los residuales sólidos generados y que, además, presente este proceso
una baja dependencia directa en renglones importables (máximo 10%).
También hay que enfocar con una visión multidisciplinaria a las materias primas naturales y los
residuales industriales como componentes esenciales estratégicos en el diseño y obtención
simultánea o individual de las partes constitutivas del fundente: tanto de la matriz como de la
carga aleante. Por ejemplo, los alumosilicatos complejos pueden constituir el soporte inicial del
sistema de óxidos de la matriz y ésta adecuarla durante su obtención a complementar sus
funciones metalúrgicas y tecnológicas requeridas mediante la adición de otros minerales que
funjan como sustancia fundente y/o portadora de uno o dos óxidos básicos como es el caso de
los carbonatos (calcita, dolomita, etc.) o de un óxido ácido como es el cuarzo o de un óxido
ácido y otro anfótero (neutro) como ocurre con la caolinita, etc. Es decir, hacer un diseño del
balance de las características de óxidos y sales que contribuya tanto a la obtención de la
composición química de la matriz como a lograr a la vez el cumplimiento de sus posteriores
funciones metalúrgicas y tecnológicas, requeridas durante el proceso SAW. También a las
menas portadoras de elementos metálicos destinados a la carga aleante de los fundentes y que
son extraídos por un proceso metalúrgico reductivo (carbotérmico o metalotérmico), es
necesario diseñarles acertadamente la carga metalúrgica de tal manera que la escoria
resultante sea aprovechada como una parte constitutiva de la matriz o que sea la propia matriz.
Algunas veces este enfoque dual de obtener simultáneamente componentes de ambas partes
constitutivas de un fundente contribuye a la factibilidad y rentabilidad de la obtención del
fundente, pero llevar a la práctica toda esta concepción, constituye, en muchos casos,
verdaderos retos científico-técnicos.
Otro factor importante en el diseño de los fundentes tanto para el relleno como para la
soldadura lo puede constituir la definición de las características parciales o generales del
sistema “alambre electrodo-consumible”, que deben estar subordinadas a las posibilidades
técnicas-materiales disponibles en el país. La producción de diferentes tipos de alambres-
electrodo constituye un factor importante en la concepción sistémica “alambre electrodo-
consumible”. En Cuba, la producción de alambres está restringida a los de bajo contenido de
carbono y tecnológicamente excluye la producción de alambre de alto contenido de aleación.
Por esta razón, la selección del sistema “alambre-electrodo-consumible de soldadura” debe
estar encaminado a las posibilidades tácticas que brinda la industria metalúrgica nacional [42]

57
(capacidad instalada de 5000 t/a [106]), es decir, que para el desarrollo de cualquier fundente
destinado a la soldadura por arco eléctrico hay que considerar la disponibilidad de este tipo de
alambres y las características que brinda el sistema alambre-electrodo nacional y el fundente a
obtener [5, 112].
2.3 Materias Primas
2.3.1 Minerales alumosilicáticos como fuente matriciales de los fundentes
Los minerales clasificados como silicatos y alumosilicatos son la clase mineralógica
predominante en la corteza terrestre (véase Tabla 2.2). Cada uno de estos minerales y sus
propiedades son el reflejo de las condiciones químicas y físicas en que se formaron. Si las
rocas son los pergaminos del “vademécum” de la historia geológica de la Tierra, los minerales
constituyen los jeroglíficos con los que ese prontuario está escrito y sólo con el conocimiento de
su composición química y de su estructura es posible interpretar ese documento. Entre las
condiciones que regulan el origen de los silicatos minerales y el grado de polimerización, existe
una relación sencilla y muy significativa. En igualdad de condiciones (actividades química y
termodinámica, presión, entre otras), cuanto más elevada es la temperatura de formación, tanto
más bajo es el grado de polimerización y viceversa [103, 112]. La composición química de la
mayoría de los silicatos y alumosilicatos es compleja, así como su estructura. Hay que indicar
que estos minerales no están formados por superposición o unión entre óxidos a pesar que de
los reportes de sus análisis químicos inducen a tal concepción, esto se debe a que su
composición química se expresa habitualmente en óxidos, induciendo a tener, no en pocas
ocasiones, una idea errónea de la composición real y de las propiedades de estos. Estos
minerales puede considerarse como un empaquetamiento compacto de iones oxígenos (1,40 Å)
en cuyos intersticios están distribuidos regularmente los cationes, en los que los de mayor
tamaño (≈ 1 Ǻ) amplían esos intersticios para acomodarse, se rodean de más iones oxígenos y,
a veces, desordenan en cierta medida el empaquetamiento. Tentativamente puede proponerse
que la forma general de los silicatos se expresa de la forma siguiente: XmYn(ZpOq)Wf, en la que
la X representa iones grandes, de pequeña carga, en coordinación 8 o mayor con el oxígeno; Y
representa iones medianos, divalentes a tetravalentes, en coordinación 6; Z representa iones
pequeños, de gran carga, en coordinación tetraédrica; O es el oxígeno, y W representa grupos
aniónicos adicionales tales como (OH - ) o aniones F - . La relación p:q depende del grado de
polimerización de la armazón silicática (véase Capítulo I, inciso 1.4) y refleja, en gran medida,
las propiedades físicas y la estabilidad química [113-115]. Mientras los otros subíndices m, n y r
dependen de la condición de neutralidad eléctrica del mineral [116].

58
A continuación se describen las características de los silicatos y alumosilicatos más empleados
en el CIS, que han constituido el sustento primario de los sistemas de óxidos a partir de los
cuales se obtienen y se desarrollan las
matrices de fundentes para la SAW.
2.3.2 Feldespatos
Los feldespatos son alumosilicatos con
estructura tectosilicática (ramificada en las
tres direcciones espaciales), donde el
aluminio forma tetraedros con el oxígeno
[AlO4] 5- de casi las mismas dimensiones
del tetraedro [SiO4] 4- y entrelazados a
través de los oxígenos con éste, pero con
una carga negativa de más y cuya
neutralidad se alcanza con la introducción
de un catión monovalente (K + , Na + ), pero
la presencia de un catión divalente (Ca 2+ ,
Mg 2+ ) requiere la intervención de dos [AlO4] 5- . En este caso, las variaciones en la cantidad de
aluminio deben ser consideradas, propiamente, como parte de un proceso de sustitución iónica
acoplada: Na + (K + ) + [AlO4] 5- Ca 2+ + 2[AlO4] 5- . Es conveniente aclarar que la presencia del Al
en coordinación 4 no puede considerarse como “solución sólida” o “sustitución iónica” del Al 3+
por el Si 4+ en la estructura, es decir el Al es insustituible por el Si sin romper la estructura
alumosilicática, lo que significa que la sustitución del Si por el Al es unidireccional. Sin embargo,
la sustitución ordenada o aleatoria del Si por Al es factible en la estructura tectosilicática de los
feldespatos, pero el número de iones Si 4+ sustituidos por Al 3+ no debe sobrepasar la mitad,
debido a que se crearían fuerzas electrostáticas repulsivas fuertes al estar los [AlO4] 5- muy
próximos, lo que provoca inestabilidad estructural; por eso las relaciones estequiométricas Si:Al
más comunes son de 3:1 y 1:1, y la correlación (Si+Al):O es siempre de 1:2.
Por su composición química los representantes de la mayoría de los feldespatos son Ortoclasa
(Or), Albita (Ab) y Anortita (An) (Figura 2.1).
Estos tres tipos de feldespatos se pueden agrupar por parejas formando “soluciones sólidas o
cristales mixtos” feldespatos alcalinos (Ab+Or) y plagioclasas (Ab+An). Cada grupo presenta la
característica de formar series “isomóficas” completas, fundamentamente binarias, aunque
pueden formarse series ternarias Ab-Or-An pero con grandes limitaciones en su extensión
(Figura 2.1).
Ab
=100
Feldespatos Feldespatos pertíticos pertíticos
Ortoclasa Ortoclasa
Microclina Microclina
Feldespatos Feldespatos alcalinos alcalinos
Plagioclasas
Oligoclasas Andesina Labradorita Bytownita
Anortita
Albita Plagioclasas
Oligoclasas Andesina Labradorita Bytownita
Anortita
Albita
10
30
Or =100
50
70
Figura 2.1: Distribución aproximada de los
feldespatos en el diagramas Or-Ab-An
90
An
=100

Según la contribución másica porcentual de cada uno de los
miembros de una serie se puede escribir como subíndice su
participación, por ejemplo para las plagioclasas, el feldespato
andesina está constituido por 60 % de Anortita y 40 % de Albita:
Ab60An40 o para aquel feldespato donde participan los tres
representantes de los feldespatos: 70 % de Albita, 20 % de
Ortoclasa y 10 % de Anortita (Ab70Or20An10). Otra forma de
expresar un miembro de una serie isomórfica es mediante la
fórmula cristaloquímica de las plagioclasas, las que pueden ser
escritas, por ejemplo, así: Na1-xCaxAl(Si3-xAlx)O8, o para un
feldespato más complejo: Na1-x-yKxCayAl(Si3-xAlx)O8, donde x
puede tomar todos los valores entre 0 y 1.
El feldespato, utilizado en la obtención de consumibles de
soldadura, proviene del yacimiento Pico Tuerto enclavado en el
59
municipio de Sancti Espíritus a 15 km al oeste, en la ladera norte de la sierra Escambray, a
unos 9 km al oeste del poblado de Las Tasas. Este tipo de feldespato ha sido empleado en la
obtención de las matrices de los fundentes tanto fundidos como aglomerados. Las
composiciones químicas de la roca feldespática y de su concentrado triturado sometido a un
proceso de lavado y de separación electromagnética se exponen en la Tabla 2.5. En general no
se observan diferencias muy marcadas en las composiciones químicas entre ambas muestras,
no obstante se distingue cierto contraste en los contenidos
de Fe2O3, FeO, MgO, TiO2 y P2O5. La diferencia está
relacionada con el contenido de los minerales
acompañantes en la roca feldespática.
La determinación mineralógica cualitativa y cuantitativa se
realizó mediante un microscopio de luz polarizada MIN-8.
En el análisis se utilizaron también líquidos de inmersión.
Los resultados mineralógicos promedios se exponen en la
Tabla 2.6.
La roca feldespática está constituida por una anortoclasa
Tabla 2.5.: Composición
química de la roca feldespática
y de su concentrado
del yacimiento Pico Tuerto
Óxidos Roca Contdo
SiO2 73,68 76,13
Al2O3 13,06 12,67
Fe2O3 0,56 0,38
FeO 0,63 0,02
MnO 0,02 0,01
MgO 0,35 0,01
CaO 0,82 0,80
Na2O 4,11 4,04
K2O 2,97 2,68
TiO2 0,04 0,01
P2O5 0,03 0,02
H2O+ 0,39 0,30
H2O- 2,95 2,50
Total 99,61 99,57
Tabla 2.6: Composición mineralógica
de la roca feldespática
Minerales Roca %-m
Feldespato 42,35 50,60
Albita 68,90 69,20
Ortoclasa 23,00 22,80
Anortita 8,10 8,00
Cuarzo 36,70 40,70
Mica 6,20 5,80
Biotita 2,70 0,10
Otros 9,10 0,30
Humedad 2,95 2,50
Total 100,00 100,00
(42,4 %) (tipo microclina sódica), que presenta un apreciable contenido de CaO, que ubica a
este feldespato en el diagrama de fase (Figura 2.1) en una posición definida por 69 % Ab, 23 %
Or y 8 % de An. La contribución molar en por cientos de cada uno de los componentes

60
feldespáticos es para Ab (MM=262) 10 del 68 mol-%, para Or (MM = 278) del 24 % y An (MM =
278) del 8 %. La similitud entre los por cientos másicos y los molares se debe a que las masas
molares de cada componente feldespático se diferencian muy poco entre sí.
A partir de la composición química promedio (Tabla 2.5) se calculó aproximadamente para el
feldespato la fórmula cristaloquímica: (Na0.70K0.22Ca0.08)Al[Si2.92Al0.08O8].
A los granos de feldespato seleccionados bajo el microscopio estereoscópico tanto de la roca
como del concentrado se les determinó la densidad, por picnometría, empleando picnómetros
de 10 mL, una balanza analítica de ± 0,1 mg de exactitud y la fórmula:
ρs= (Mp+s− Mp)/( Mp+s+ Mp+L− Mp+s+L− Mp)*ρL (2.1)
Donde: ρs, densidad del sólido, los granos de feldespato (g.cm -3 ); Mp, masa del picnómetro
vacio (g); Mp+s, masa del picnómetro con el sólido, Mp+L; masa del picnómetro con el líquido (el
líquido no debe reaccionar con el sólido); Mp+s+L; masa del picnómetro con el sólido y el líquido;
ρL, densidad del líquido (agua en este caso, 1,0 g.cm -3 ).
Para determinar la densidad del feldespato beneficiado se emplearon 3 picnómetros diferentes
de 10 mL de capacidad. Los valores promedios de tres pesadas de cada uno de los parámetros
expuestos en la Tabla 2.7 arroja que el valor promedio de la densidad picnométrica determinada
de los granos de feldespatos seleccionados es de 2,6220 g.cm -3 , con una variación estándar
(σx) de 8,22∙·10 -4 . La exactitud relativa en este caso es de (σx/2,622= 0,0003). Con ese error los
valores de la densidad oscilan en 0,03%; ρ = (2,6220 ± 0,03%) g/cm 3 . El valor de la densidad
corresponde aceptablemente con un
feldespato alcalino rico en albita.
También se determinó del índice de
refracción del feldespato vitrificado por
fusión con un soplete a una
temperatura de alrededor de 1 200 ºC
sobre una lámina de platino durante 10 min, según Foster en [117], cuyo valor es de 1,525,
determinado por inmersión en líquidos y el valor del ángulo óptico 2V es aproximadamente de
45º; este último parámetro desecha que el feldespato estudiado corresponda a un feldespato
tipo sanidina.
La composición química y el conjunto de propiedades determinadas al feldespato del yacimiento
Pico Tuerto se asemejan aceptablemente al feldespato No. 10, reportado por Van der Plas [118]
para uno correspondiente al suroeste de Mongolia como una anortoclasa constituida por Ab (
67,9 mol-%), Or ( 26,5 mol-%) y An (5,6 mol-%) y un ángulo óptico 2V = 42º.
10 .Entre paréntesis es la masa molecular (MM) ideal.
Tabla 2.7: Densidad picnométrica de granos de la roca
Feldespática beneficiada
No. MP, g MP+S, g MP+L, g MP+S+L, g ΡS, g/cm 3
1 25,3678 29,6406 35,3689 38,0122 2,6221
2 24,8921 28,8734 34,8910 37,3532 2,6209
3 25,0132 30,1147 35,0128 38,1693 2,6229

61
Los minerales acompañantes fundamentales del feldespato estudiado son el cuarzo con un
contenido 36,7 %, la mica (moscovita) con 6,2 % y la biotita, 2,7 %. El resto de minerales
acompañantes son magnetita, esfena, titanomagnetita, apatito y otros, los cuales alcanzan un
valor promedio de un 9,1 %. Pero al beneficiar el feldespato triturado mediante un lavado y con
la utilización un separador electromagnético se logra eliminar estos minerales hasta 96,70 %
como promedio (véase Tabla 2.6).
Este feldespato, en la síntesis o en la simple formulación mecánica de matrices de fundentes
fundidos y aglomerados respectivamente, tiene varias funciones. Entre ellas funge como una
sustancia de acción fundente que reduce la temperatura de otros componentes de la
formulación, facilitando la fusión de la mezcla mineral. También aporta elementos de baja
energía de ionización, que facilita la estabilidad del arco eléctrico durante el proceso de
soldadura: K (4,339 eV= 418,64 kJ), Na (5,138 eV = 495,73 kJ) y Ca (6,111 eV = 589,96 kJ),
constituyendo también una fuente de “sílice” y “alúmina” importante que hay que tener en
cuenta en el diseño de los consumibles de soldadura. Finalmente, la composición química de la
roca feldespática y su concentrado (Tabla 2.5) indica valores de índice de basicidad (IB) muy
bajos de 0,026 y 0,016 respectivamente (relativamente altos contenidos de sílice). Aspectos,
todos, a considerar al formular las matrices de los fundentes de soldadura por SAW.
2.3.3 Caolín
Caolín es un término petrográfico de un tipo de roca arcillosa, y como la mayoría de las rocas
está constituida por minerales diferentes y en cantidades variables.
En el transcurso histórico de su uso, el término arcilla ha adquirido denominaciones ambiguas e
inadecuadas, en primer lugar se emplea para designar a un tipo de roca sedimentaria y en
segundo lugar se utiliza según el análisis físico-mecánico como un término granulométrico de
clasificación de las fracciones de grano de las rocas (< 2 μm). Es conveniente aclarar que el
término arcilla no constituye en sí ninguna significación genética. Este término es usado
instintivamente para rocas que son el producto de la acción del intemperismo (meteorización), o
aquellos que se han formado por la acción hidrotermal o han sido depositados, después de un
complicado y largo proceso de transportación, como sedimento terrestre o marítimo.
Por último, la denominación arcilla abarca mineralógicamente una amplia gama de minerales
filosilicáticos, denominación que alude a minerales que están fundamentalmente constituidos
estructuralmente por yuxtaposición de láminas de tetraedros de silicio-oxígeno [SiO4] 4- con las
de octaedros de aluminio-hidroxilo [Al(OH)6] 3- (véase Figuras 2.2 y 2.3).
En la lámina de tetraedros [SiO4] 4- (T), denominada “hoja de siloxano”, estos descansan en una
de sus 4 caras triangulares (Figura 2.2a), donde estos tres oxígenos se comparten con la

62
misma cara de otros 3 tetraedros adyacentes formando una unidad estructural base en el plano
XY con 6 tetraedros (Figura 2.2b). Los oxígenos no compartidos (apicales) de los 6 tetraedros
forman un hexágono perpendicular a la
dirección (Z), resultando, en su conjunto,
una relación Si:O = 2:5 (Si2O5), que no es
eléctricamente neutra. Entre estos 6
oxígenos no compartidos existe un
intersticio de grandes dimensiones.
En la otra lámina de octaedros de
[Al(OH)6] 3- , también de extensión
indefinida, los octaedros descansan en una
de sus caras triangulares (Figura 23a) uniéndose por una arista que no corresponde a esa cara
triangular de apoyo, de tal modo que cada hidroxilo sólo se relaciona con los Al de dos
octaedros (Figura 2.3b). Cuatro de estos
octaedros forma una agrupación unitaria
denominada gibbsita (O) (Figura 2.3b). La
distancia entre los radicales (OH) del
[Al(OH)6] 3- es la misma distancia que la
que existe la entre los oxígenos apicales
del [SiO4] 4- . Esta característica geométrica
permite que pueda acoplarse la
agrupación de octaedros [Al(OH)6] 3- con la
de los tetraedros [SiO4] 4- a través de sus vértices de oxígeno libres. En este acoplamiento los
oxígenos apicales de cuatro [SiO4] 4- desplazan a cuatro (OH) de dos octaedros [Al(OH)6] 3- ,
lográndose la neutralidad eléctrica en la estructura bilaminar, “T-O”, (Figura 2.4), resultando la
fórmula cristaloquímica de la caolinita Al4[Si4O10][OH]8,cuya masa molecular (MM) es 516 g/mol.
También la formación de la caolinita puede interpretarse como una reacción, donde dos
oxígenos apicales de la lámina siloxana (T) sustituyen dos hidroxilos de la lámina gibbsita (O):
“O” + “T” “O-T”
(a) (b)
Al2(OH)6 – 2 (OH) - + (Si2O5) 2- Al2(OH)4·(Si2O5)...(2.2 )
= Oxígenos = Silicios
(a) Unidad aislada (b) Agrupación
Figura 2.2. Esquema de la unidad estructural
tetraédrica [SiO4] 4- [122].
(a) (b)
= Hidroxilos = Aluminio
(a) Unidad aislada (b) Agrupación
Figura 2.3. Esquema de la unidad estructural
octaédrica [Al(OH)6] 6- [122].

63
Por lo general, los filosilicatos son sustancias de alta complejidad estructural, y su descripción,
nomenclatura y clasificación
constituye, aún en la actualidad, una
misión fundamental de la mineralogía
moderna y también de otras ciencias
vinculadas a ésta: la cristalografía,
cistaloquímica, química inorgánica, la
quimicafísica, etc. Esto obliga a que
en la medida en que la ciencia
progresa van adquiriendo importancia
algunas de las propiedades que eran
desconocidas cuando se describieron
por primera vez estos minerales, lo
que motiva a retomar el estudio de las
especies arcillosas antiguamente
investigada o sintetizadas [119, 120].
Estos filosilicatos paulatinamente están incrementando su significación económica, irrumpiendo
en varias ramas de la producción y del desarrollo de nuevos materiales.
Los minerales arcillosos que presentan estructuras semejantes a la caolinita son los
denominados como cándidas, término que agrupa a la caolinita, la dickita y la nacrita. La
estructura de los dos últimos minerales arcillosos presenta semejanza con la caolinita, pero
ciertamente éstos raras veces se encuentran entre los minerales de ese tipo.
La caolinita (Al4[Si4O10](OH)8) es uno de los minerales más importantes de las arcillas y
presenta una densidad entre 2,5 y 2,6 g/cm 3 y su fórmula expresada en óxidos es
Al2O3·2SiO2·2H2O, constituida por 46,5 % de SiO2, 39,5 % de Al2O3 y cuya relación molar
SiO2/Al2O3 es 2:1. El agua hidroxílica (constitucional) constituye el 14 % de la masa de la
caolinita y al desprenderse totalmente entre 500 y 550 ºC según su grado de ordenamiento
estructural, provoca una destrucción total de ordenamiento de la red cristalina reticular (véase la
curva ATD de la Figura 2.6). El caolín comercial empleado en la síntesis de las matrices de los
fundentes, especialmente en los aglomerados, proviene del yacimiento de Río del Callejón, de
la Isla de la Juventud.
= Oxígenos y Hidroxilos
= Silicios y Aluminios
Figura 2.4. Esquema estructural ideal de la
caolinita [122]
2,80 Ǻ
2,15 Ǻ
2,20 Ǻ
∑ = 7,10 Å
Este concentrado de caolín está constituido por una granulometría d < 45 μm y presenta
composiciones química y mineralógica promedios expuestas en las Tablas 2,8 y 2,9
respectivamente. En la Tabla 2.8 se observa que la relación molar SiO2:Al2O3 = 2,42 es muy

64
superior al valor 2 correspondiente a la caolinita pura y ordenada [121-123]. El valor de esta
relación está influenciado por la contribución indeterminada tanto de sílice (SiO2) como de
alúmina (Al2O3) de los minerales accesorios, así como de otros
elementos químicos presentes diadócicamente en las láminas
estructurales de la caolinita, ambos aspectos pueden influir
decididamente en el comportamiento termodinámico de la caolinita al
ser empleada en la síntesis de las matrices de fundentes fundidos.
Para dilucidar algunas de estas interrogantes se separó la facción
arcillosa de la no-arcillosa según criterios de Quintana-Puchol [124].
El primer objetivo constituye separar la facción arcillosa (< 2 μm) de
la no-arcillosa (>2 μm) y, después, caracterizarlas química y
mineralógicamente.
Para la obtención de la fracción arcillosa (d = 2r < 2 μm) se procedió
de la manera siguiente: Se realizó una suspensión constituida por 10
g de muestra del concentrado de caolín con 100 mL de agua
destilada, la que se sometió a un proceso de dispersión mediante agitación mecánica y
vibración ultrasónica, simultáneos durante 5 min. A la suspensión dispersa resultante se
añadieron 5 mL de una solución amoniacal al 1 %, para estabilizar la fracción arcillosa dispersa.
Luego se extrajo la fracción arcillosa < 2 μm por levigación, considerando el tiempo de
sedimentación acorde a la ley de Stokes:
VH = (g/18)·[( DS− dL)/η]∙·r 2 (2.3)
Donde Vf es la velocidad final de sedimentación de las partículas de
arcilla (cm/s), g la aceleración de la gravedad terrestre (981 cm/s 2 ), DS
y dL las densidades de la arcilla (≈ 2,55 g/cm 3 ) y del medio
dispersante (1 g/cm 3 ) respectivamente, η la viscosidad de la
suspensión (≈ 0,01 P [1P(Poise) = 0,1Pa.s = 0,01g/(cm.s)]) y r el radio
equivalente de la partícula de arcilla (1cm = 10 4 μm).
Si en la fórmula (2.3) se sustituyen VH por H/t (H y t son la trayectoria
(cm) y el tiempo de sedimentación de las partículas, respectivamente)
y se despeja t convirtiéndolo en horas (h) y r en μm, se obtiene la fórmula siguiente: t =
11837,82(H/r 2 ) (2.4).
Tabla 2.8: Composición
química promedio del
caolín (r < 45 μm)
Óxidos %-m Mole
SiO2 48,77 0,8128
Al2O3 34,34 0,3366
Fe2O3 0,65 0,0041
MgO 0,77 0,0192
CaO 0,63 0,0112
Na2O 0,52 0,0083
K2O 0,58 0,0062
H2O+ 0,48 0,0268
H2O- 11,69 0,6492
TiO2 0,88 0,0110
FeO 0,70 0,0097
Total 100,01 1,7897
Tabla 2.9: Composición
mineralogía no-arcillosa
del caolín (r > 2 μm)
Mineral %
Caolinita
83
(r < 2 μm)
Cuarzo 6
Feldespato 3
Mica 1
Biotita 3
Otros 4
Total 100
El tiempo de sedimentación calculado para partículas > 2 μm y para H = 10 cm es de 29594,55
s (8 h, 13 min y 14,6 s), quedando en suspensión la fracción arcillosa (d=2r< 4 μm). La
suspensión de la fracción arcillosa se extrajo a cada 8¼ h por decantación vertiéndola en un
recipiente de un litro. Cada sedimento se sometió al mismo procedimiento de dispersión y

65
extracción, repitiéndose estas operaciones 10 veces hasta que no se observó, por el efecto
Tyndall [125], turbidez alguna en el medio disper sante (agua), debido a la ausencia de
partículas en suspensión que provocaran tal efecto. El
residuo (sedimento) de la levigación resultó ser una arena
fina de color gris claro, cuya masa seca a 80 ºC representa
16,5 % del caolín.
A las suspensiones arcillosas recolectadas (915 mL) se les
añadió de 2 a 3 gotas de una solución concentrada de MgCl2,
provocando la total sedimentación de la facción arcillosa en
suspensión, separando el líquido sobrenadante por
decantación. El residuo espeso sedimentado de la fracción
arcillosa obtenida, se secó a 80 ºC, reteniendo alrededor del
1% de humedad (véanse las curvas TG y TGD de la Figura
2.6). La pesada de la fracción arcillosa seca (< 2 μm) arrojó que ésta representa como promedio
el 83,5 % del concentrado de caolín (véase Tabla 2.9). La composición química de la fracción
arcillosa se expone en la
Tabla 2.10, donde se
Tabla 2.11: Valores de la contribución molar ponderada de la
caolinita a partir de los datos de la Tabla 2.10
observa que la relación Óxidos MM %-m mol mol-catión mol-anión mol-catión
molar SiO2/Al2O3 es
2,018, muy cercana a
SiO2
Al2O3
Fe2O3
60 46,53
102 39,20
160 0,34
0,7755
0,3843
0,0021
0,7755
0,7686
0,0043
1,5510
1,1529
0,0064
4,01
3,97
0,02
2,0 la cual corresponde H2O
a la caolinita.
En la Tabla 2.11 se exponen los valores porcentuales ponderados a 100 % de los óxidos
+
18 13,93 0,7739 1,5478 0,7739 8,00
%-total → 100,00
Total de moles
de oxígenos →
3,4842
principales que constituyen la caolinita. La suma de la contribución molar de todos los oxígenos
por “oxido” es de 3,4844 moles. La fórmula cristaloquímica de la caolinita, Al4[Si4O10][OH]8,
presenta 18 átomos de oxígeno. Para ponderar el valor molar en átomos se determina el factor
de conversión 3,4842/18= 0,193567 mol-anión/mol-cat. Cada valor molar de los cationes se
multiplica por este factor de conversión, obteniéndose la cantidad de átomos de cationes
correspondientes a la fórmula de caolinita de yacimiento del Río del Callejón. Obsérvese, en la
Tabla 2.11, que la suma de los átomos de Al y Fe es prácticamente 4 (3,9928). A partir de todos
estos valores se propone que la caolinita de yacimiento Río del Callejón presenta la fórmula
cristaloquímica siguiente:
(Al3.98, Fe0.02)[Si4O10](OH)8 (2.5)
Tabla 2.10 : Composición química
de la fracción arcillosa (

66
superior al del Al 3+ , es decir, supera en 2,5 % la barrera del
15 % establecida por Goldschmidt [113, 126].
A favor de la posibilidad de la sustitución diadócica parcial
del Al 3+ por Fe 3+ están las similitudes entre sus cargas (3+)
que mantienen la neutralidad eléctrica, entre sus energías
de ionización, Ei(Al 3+ ) = 28,44 eV y Ei(Fe 3+ ) = 30,643 eV, y
también que las relaciones entre sus números atómicos
Za/Zb y sus masas atómicas Aa/Ab presenten valores
cercanos a 1:2, según criterios reportados por K. A. Vlasov
[127]: Z(Fe 3+ )/ Z(Al 3+ ) = 26/13= 2 y A(Fe 3+ )/A(Al 3+ ) =
55,85/26,98 = 2,07.
La primera impresión que manifiesta la imagen de la
microscopia electrónica de transmisión es que la fracción
arcillosa < 2 μm se encuentra efectivamente
bien dispersa y que está constituida
fundamentalmente por cristales
seudohexagonales de caolinita y sus
fragmentos, así como por otros laminares
traslúcidos y opacos que hacen alusión a las
micas y biotitas (Figura 2.5). También se
observan esporádicamente cristales opacos
de diferentes tipos, que confirman la
presencia de otros minerales acorde a los
resultados de los análisis químicos de la
fracción dispersa (véase Tabla 2.10).
En la Figura 2.6 se representa el registro de
un derivatograma, donde se encuentra el
desarrollo de las curvas termogravimétrica
(TG), termogravimétrica diferencial (TGD),
de análisis térmico diferencial (ATD) y de
temperatura de una muestra de 512 mg de caolín secada durante 2 horas a 80 ºC, que fue
colocada previamente en una desecadora con ácido sulfúrico concentrado a 25 ºC para disipar
el calor acumulado y evitar la rehidratación. La curva ATD está caracterizada fundamentalmente
por tres efectos térmicos: dos endotérmicos cuyos mínimos están a 80 y 550 ºC y uno
T,ºC
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
exotérmico cuyo máximo se encuentra a 920 ºC [124].
TGD
90
TG
80
ATD
560
550
1μm
Figura 2.5: Microscopia
Electrónica de Transmisión de la
fracción < 2 μm del caolín del
yacimiento de Río del Callejón
(Isla de la Juventud)
920 Escala
del TG
10 mg
Figura 2.6: Derivatograma con el registro simultaneo
de curvas ATD, TG, TGD y T del concentrado de
caolín (d < 45 μm) del yacimiento del Río del Callejón
(Isla de la Juventud)
T

El primer efecto endotérmico en la curva ATD se refleja en el TG con
una pérdida de masa aproximadamente entre 5 y 7,5 mg, que
representa entre 1 y 1,5 % y está asociado a la humedad del caolín.
El 2do efecto endotérmico abarca un intervalo de temperatura
comprendido entre 500 y 700 ºC, cuyo mínimo se encuentra a 550 °C
y se manifiesta en el TG con una pérdida de 71,7 mg correspondiente
al agua hidroxílica (de constitución), que ocasiona la destrucción de
la red cristalina de la caolinita, estado que expresa una alta
reactividad química (puzolánica).
La asimetría relativa del 28 % del 2do efecto expresada por la
relación de las distancias del comienzo de las dos bandas a su
bisectriz expresa el posible defecto reticular a causa de la sustitución
de los iones Al 3+ por los Fe 3+ de mayor volumen, lo que ocasiona
67
distorsiones en la lamina octaédrica y por ende en la red [123, 124, 128-130]. El intenso efecto
exotérmico a 920 ºC manifiesta la presencia de la formación de nuevas fases (mullita,
cristobalita, etc.) a partir de los productos amorfos de la deshidroxilación (sílice y alúmina) a 550
ºC de la caolinita, así como la formación y el crecimiento de cristales de las fases cristalinas a
partir de las cristalitas o gérmenes cristalinos [131]. La relativa alta intensidad del 3er efecto es
un indicio sobre la pureza de la fase arcillosa, pero el relativo corrimiento del máximo de efecto
exotérmico a temperaturas bajas (920 ºC < 950-980ºC) revela posibles defectos estructurales
en la lámina octaédrica, corroborando así las características cristaloquímicas de la caolinita de
Río del Callejón [124, 130].
Tabla 2.12: composición
química de la
fracción no-arcillosa (r >
2 μm)
Oxidos % Mole
SiO2 60,22 1,0039
Al2O3 10,29 0,1009
Fe2O3 1,94 0,0121
MgO 4,65 0,1162
CaO 3,79 0,0676
Na2O 3,12 0,0503
K2O 3,52 0,0375
TiO2 5,33 0,0666
FeO 4,23 0,0587
H2O+ 2,91 0,1619
Total 100
En otro orden de aspectos, la composición química de la fracción no-arcillosa del caolín de Río
del Callejón se expone en la Tabla 2.12. La composición mineralógica de esta fracción
granulométrica se determinó por microscopia óptica con líquidos de inmersión. El aporte másico
de los minerales accesorios es 16,5 % en el concentrado de caolín, que contribuye con el 9,96
% de sílice (SiO2) y el 1,80 % de alúmina (Al2O3) a la composición química del caolín reportada
en la Tabla 2.10. La predicción del comportamiento termodinámico de esa fracción
granulométrica no-arcillosa es engorrosa, debido a que la cantidad de los óxidos de los
elementos mono-, di- y tetravalentes es prácticamente casi la misma, pero los portadores
mineralógicos son diferentes y sus comportamientos térmicos y termodinámicos son muy
disímiles. La separación total o parcial de la fracción no-arcillosa en el caolín resulta un paso
ventajoso para la utilización del caolín de Río del Callejón como materia prima para la obtención
de matrices fundidas, a pesar de sus características refractarias y de ser portadora de agua
hidroxílica. Al obtener un concentrado de caolín con un contenido superior al 95 % de caolinita y

68
una granulometría por debajo de 5 μm se podría considerar, al ser calcinado sobre los 1 000 ºC,
como una fase monomineral constituida sólo por dos “óxidos”, SiO2 y Al2O3 en una proporción
molar 2:1 o másica 1,18:1. Este aspecto es de gran importancia para el reajuste de las
formulaciones de las matrices fundidas o aglomeradas que se enmarque lo más próximo al
comportamiento de los posibles compuestos en una determinada zona de un diagrama de
fases.
Procedimientos similares de caracterización se realizaron a minerales alumosilicáticos tales
como a la roca zeolítica de yacimiento San Juan de los Yeras, al talco del Escambray, a la
bentonita de Bauta, entre otros, que se utilizaron como componentes matriciales portadores de
más de dos “óxidos” fundamentales y pueden constituir fuentes potenciales para estos fines.
Hasta ahora se ha tratado con menas no-metálicas. A continuación se expondrá las
características más importantes de algunas menas metálicas como fuente de componentes de
la carga aleante de los fundentes
2.3.4 Mineral de Manganeso
El elemento metálico manganeso (Mn) es de gran importancia para el desarrollo de
consumibles de soldadura por sus múltiples funciones metalúrgicas y en la definición de fases
en el metal depositado durante el proceso de soldadura por arco [5, 132, 133]. El Mn está
relacionado con el Fe en sus propiedades químicas y es un miembro de la familia del Fe [126].
También, en el Sistema Periódico de los Elementos, el Mn está al lado izquierdo de la triada Fe-
Co-Ni. En realidad el Mn se parece al Fe en muchos aspectos relacionados con las formas en
que se presenta en la naturaleza; sin embargo, también existen diferencias notables entre
ambos.
Desde el punto de vista del contenido en la corteza terrestre, el manganeso es, después del
titanio (véase Tabla 2.1), el oligoelemento más abundante de las rocas ígneas [113, 114]. Ahora
correlacionando el Mn con el Fe, se observa que el contenido de Mn y Fe en rocas ígneas es de
0,01 % y 4,6 % respectivamente y que en los granitos sus concentraciones son para el Mn
0,006 % y para el Fe 2,7 %. Obsérvese que el Fe es unas 450 veces más abundante que el Mn,
no obstante los minerales del manganeso se encuentran rara vez en este tipo de rocas, aunque
generalmente son componentes de las rocas metamórficas y sedimentarias.
La ausencia de minerales de Mn en las rocas ígneas puede deberse a que el Mn no suele
concentrarse para formar minerales independientes, sino que la mayor parte del Mn se oculta
en las rocas ígneas dentro de la estructura cristalina de otros minerales petrográficos, debido a
su capacidad de sustituir otros cationes en forma diadócica.

69
A continuación se exponen los radios iónicos de elementos que pueden ser sustituidos
diadócicamente, propuestos por Goldschmidt [134]:
Ca 2+ = 1,08 Å
El Mn puede encontrarse en las
estructuras reticulares de los
minerales ígneos en tres grados
de oxidación (Mn 2+ , Mn 3+ , Mn 4+ ),
pero el estado de oxidación
predominate es 2+. Esto, en
parte, se debe a que el
potencial de REDOX de los
fundidos naturales de silicatos
es relativamente pequeño y
predispone a que el Mn 2+ sea el
único grado de oxidación
estable y predominante a las
temperaturas donde ocurre la
cristalización del fundido,
aspecto muy importante a tener
en cuenta en la síntesis de
fundentes fundidos del sistema
SiO2-MnO.
I II III
Mn 2+ = 0,91 11 Å Mn 3+ = 0,70 Å Mn 4+ = 0,91 Å
Fe 2+ = 0,83 Å Fe 3+ = 0,67 Å
I II
Mg 2+ = 0,78 Å Al 3+ = 0,57 Å
Zn 2+ = 0,83 Å Cr 3+ = 0,64 Å
Por otro lado, durante la meteorización, que ocurre en las rocas ígneas, el Mn se disuelve
principalmente en forma de bicarbonato Mn(HCO3)2 mucho mejor que el Fe, cuando el agua
contiene CO2. La descomposición del bicarbonato de Mn da origen a compuestos de Mn 4+ . En
la zona de meteorización el bicarbonato se convierte directamente en óxidos e hidróxidos
mangánicos. Esto se haya regido por la regla de que el Mn se disuelve a potenciales REDOX
11 Número de coordinación diferente de 6
Figura 2.7: Yacimientos y manifestaciones de minerales
de Mn:
1) El Cristo (Quinto, Isabelita), 2) Ponupo, 3) Sabanilla, 4)
Junitcú, 5) Valle de Manganeso, 6) El Iris, 7) Esperancita, 8)
Abundancia,.9) Sigua, 10) Manaca, 11) La Estrella, Maffo,
12) La Yeya,.13) Antonio, 14) Pozo Prieto, 15) El Tini-La
Gaceta, 16) La Única,. 17) Charco Redondo, 18) Guisa, 19)
El Cádiz, 20) Bueyecito, 21) Tamayo, 22) Ponupo de
Manacal.

70
bajos y se precipita a potenciales altos. Es decir que el Mn 2+ se oxida con facilidad a Mn 4+
cuando las soluciones de la meteorización se ponen en contacto con el oxígeno atmosférico o
con el que está disuelto en las aguas de los lagos o en las marítimas superficiales, no obstante
los compuestos de Mn 2+ en solución son más estables que los de Fe 2+ . Es muy probable que al
principio el manganeso tetravalente (Mn 4+ ) permanezca en soluciones en forma de hidróxido
coloidal, estabilizado probablemente por coloides orgánicos [125]. En condiciones favorables, el
Mn se precipita en forma de Mn(OH)4 o de MnO2 finamente dividido, el último debido a la
sinéresis (exudación de agua). En los sedimentos de óxidos, el Fe y el Mn están más o menos
separados el uno del otro, lo cual se debe, en parte, a que la afinidad del Mn por el oxígeno es
menor que la del Fe. Por tanto, el hierro ferroso (Fe 2+ ) se oxida en seguida al estado férrico
(Fe 3+ ) con precipitación de Fe(OH)3, mientras el Mn 2+ puede seguir otro rumbo. Esto se debe a
que el Mn 2+ presenta el orbital 3d semilleno (d 5 ), que es más estable que el 3d 6 del Fe 2+ .
El Fe(OH)3 es una base débil, mientras que el Mn(OH)4 presenta un carácter ácido débil. Por
tanto, el hidrosol de Fe(OH)3 está cargado positivamente, y el de Mn(OH)4 negativamente. Esta
diferencia en las propiedades eléctricas de los hidróxidos coloidales es la causa esencial de la
formación de depósitos de Mn pobres o carentes de Fe. Cuando una solución coloidal que
contiene hidróxidos de Fe 3+ y Mn 4+ se ponen en contacto con un electrolito, la separación de
ambos metales empieza por la coagulación de la mayor parte del hidróxido mangánico,
mientras que todo o casi todo el Fe se queda en solución [99, 135]. Por todas estas razones es
que la descomposición de las rocas ricas en manganeso da lugar a la formación de óxidos e
hidróxidos de este elemento, que ulteriormente son enriquecidos y acumulados en yacimientos.
En Cuba este proceso se verifica en la zona de oxidación próxima a la superficie [136-138]. Los
óxidos de manganeso (Mn2O3, Mn3O4 y MnO2) constituyen las menas más importantes y en
Cuba están constituidas fundamentalmente por los minerales pirolusita, todorokita y
parcialmente la hausmanita, aunque se conoce la presencia de otros 12 minerales más
distribuidos en los diferentes yacimientos (véase Figura 2.7): braunita, manganita, romaneshita,
criptomelano, ranceita, neotocita, bementita, orientita, inesita, piedmontita, wad y rodonita [139].
El componente oxidado del manganeso más importante de estos yacimientos es el dióxido de
manganeso (MnO2, 63,2% Mn) en forma de pirolusita (60-63% Mn), manganomelana MnO2
(≈58% Mn), todorokita (Mn 2+ , Ca, Na) (Mn3 4+ O7)(2-3H2O) (54-60% Mn), entre otros. En la
mayoría de los yacimientos con perspectivas industriales, en la zona oriental de Cuba (véase
Figura 2.7), estos minerales presentan estructuras fuera de lo común, por lo que ha sido objeto
de estudio de varios investigadores incluyendo su mineralogía [102, 136-138, 140-142].
En Cuba los yacimientos con interés especialmente económico son aquellos cuyos minerales
principales son todorokita y la pirolusita. La todorokita se ha descrito por algunos autores como

71
silomelanos (x.MnO.MnO2.nH2O) de imprecisa fórmula [136, 141], aunque otros la han
propuesto como (Mn 4+ Mn 2+ )8(O,OH)16·2H2O (Japón y Cuba) [100, 141, 143], basándose en
caracterizaciones precisas [139, 141, 144]. En el silomelano el contenido de MnO2 oscila entre
60-80 %, el de MnO entre 8-25 % y el de H2O, 4-6 %.
En el Centro de Investigaciones de Soldadura de UCLV, para el desarrollo de consumibles de
soldadura, se ha utilizado el mineral de manganeso del yacimiento Margarita de Cambute, el
cual ha sido comercializado por la Empresa Geológica de Oriente como pirolusita.
Tabla 2.13: Valores del análisis químico de muestras del yacimiento Margarita de Cambute
con los reportados en la literatura
Straczek, Frondel,
Margarita de Cambute
Óxidos MM
1960
[145]
1960
[141]
Concentrado
comercial
Muestra
seleccionada
Fracción
Pesada
m-% m-% m-% mole m-% mole m-% mole
MnO2 87 68,46 69,57 76,86 0,8834 68,8 0,7908 70,53 0,8107
MnO 71 10,7 11,65 0 0,0000 9,58 0,1349 11,21 0,1579
MgO 40 3,22 3,25 0,32 0,0080 1,05 0,0263 0,31 0,0078
CaO 56 2,13 2,3 2 0,0357 3,23 0,0577 2,26 0,0404
Na2O 62 1,14 1,14 0 0,89 0,0144 1,33 0,0215
K2O 94 0,75 0,35 0 0,78 0,0083 0,85 0,0090
SrO 104 0,13 0,05 0 0 0
BaO 153 0,4 0,19 0 0,61 0,0040 0,71 0,0046
CoO 75 0,18 0,05 0 0 0
NiO 75 0 0,05 0 0 0
CuO 80 0,44 0,01 0 0 0
MoO3 144 0 0,05 0 0 0
SiO2 60 0,41 0,27 7,9 0,1433 1,47 0,0245 0,15 0,0025
Al2O3 102 0,19 0 2,06 0,0202 0 0,15 0,0015
Fe2O3 160 0,07 0 1,16 0,0073 2,24 0,0140 0,99 0,0062
R2O3 0 0 0,26 0 0 0
SO3 80 0 0,14 0 0 0
H2O+ 18 10,99 10,5 9,38 0,4933 10,22 0,5678 10,8 0,6000
H2O- 18 0 0 0 0,7 0,0389 0,5 0,0278
CO2 44 0 0 0 0 0
P 32 0 0 0,10 0,0034 0 0
Total 99,21 99,83 99,78 99,57 99,79
A este concentrado mineral se le realizó una caracterización química, roentgenofásica y por
análisis térmico.
A continuación se expone una síntesis de la caracterización del concentrado mineral de
manganeso.

72
Se seleccionaron varios trozos representativos del concentrado mineral (450 g), los cuales se
trituraron cuidadosamente a polvo, y luego fueron tamizados por una malla No. 140 (< 105 μm)
[146]. Después de un proceso de homogenización y cuarteo, se seleccionó una muestra de
unos 100 g, se tomó de ella la mitad (50 g) se sometió a un proceso de separación por líquidos
pesados. El líquido pesado empleado es el denominado de Tule, que se preparó a partir de una
solución de yoduro de potasio (KI, ρ = 3,13 g/cm 3 ) y yoduro de mercurio (Hg2I2, ρ = 3,70 g/cm 3 ).
Primeramente se prepara una mezcla de 1 kg de polvos de KI (MM = 166g/mol) y Hg2I2 (MM =
328g/mol) en relación másica 1:1,24 (Vm= 161,3 cm 3 , ρm= 6,2g/cm 3 ), que se disuelve, después,
en 160 mL de agua fría (15 ºC), obteniéndose una solución de 365 mL con una densidad de
3,18 g/cm 3 , determinada por pignometría (líquido de Tule).
Tanto el resto de la muestra seleccionada como la fracción pesada con enriquecimiento
electromagnético (>3,18 g/cm 3 ) se secaron a 110 ºC y se les hicieron determinaciones químicas
por vía húmeda (Mn, Si, Al, entre otros), por vía espectral por absorción atómica (Na, K, entre
otros) y mediante espectral por emisión atómica (elementos de transición, entre otros). Los
valores promedios de las determinaciones están expuestos en la Tabla 2.13.
El certificado de la composición química del concentrado comercial reportado por la Empresa
Geológica no contempló el contenido de Mn 2+ y reportó todo el manganeso como Mn 4+ (MnO2).
Esto se comprobó al realizarse el análisis químico con más rigor. Al realizar los recálculos a
partir de otros valores de análisis químicos reportados en la literatura especializada para
muestras parecidas [138, 139, 141, 145] (véase Tabla 2.13), se confirmó que el contenido de
Mn 2+ oscila en el mismo entorno de valores de la determinación química reportada en la Tabla
2.13. Sobre la base de lo reportado en la Tabla 2.13 el contenido de Mn 2+ calculado como MnO
oscila entre 9,88 y 10,29 % en el concentrado de manganeso comercial.
También la presencia de elementos alcalinos y alcalinos térreos fue omitida en el reporte
analítico del concentrado mineral comercial. La composición de estos elementos en la fracción
pesada y no-electromagnética, sin contabilizar el contenido de Mn, del yacimiento de Margarita
de Cambute es de 5,15,%, pero si se incluye la contribución del manganeso se alcanza el valor
total de 97,69 %. A partir de la ponderación del contenido de estos elementos al 100 % se
cálculo la fórmula cristalográfica según procedimientos recomendados [100, 101], la que se
reporta a continuación: (Ca0.26, Ba0.03, Na0.28, K0.12)(Mn 4+ 5.28,Mn 2+ 1.03)(O,OH)16·2H2O (2.5).
La elección de los elementos químicos para calcular esta fórmula cristalográfica se basa
fundamentalmente en las reportadas para la todorokita cubana por Frondel y Rosler [100, 141].
La masa molecular para la todoroskita es 636,74 g/mol según (2.5). De la muestra cuarteada se
seleccionan 50 g, que serán sometidos a una agitación con 100 mL de líquido de Tule en un
embudo separador durante 5 min. La suspensión se dejó en reposo hasta que el líquido de Tule

73
se viera traslúcido. La fracción sedimentada se separó por infiltración de la sobrenadante
(fracción ligera), que representa ≈ 4 %. La fracción pesada (> 3,18 g/cm 3 , ≈ 96 %) se sometió a
una separación electromagnética, obteniéndose una pequeña cantidad de granos magnéticos <
0,5 %.
La densidad picnométrica
de la fracción pesada se
realizó por la metodología
descrita en el epígrafe
referido a los feldespatos,
arrojando un valor de (3,91
± 0,01) g/cm 3 , que difiere
en 4,5 % de los reportes
más comunes para la
todorokita (3,74 g/cm 3 )
[141]. Es probable que la
desviación se deba a fases
mineralógicas más densas
del Mn (probablemente
pirolusita 5,06g/cm 3 ).
Bajo el ocular de un
microscopio estereoscopio,
de la fracción pesada, se
seleccionaron granos de
coloración y aspecto
semejantes. Estos granos se trituraron a una granulometría < 43 μm y se introdujeron en un
capilar de colodión con un diámetro interno de 0,5 mm. De ese capilar se obtuvo un
difractograma por el método de polvo en una cámara Debye–Scherrer de diámetro 104,6 mm
sometida al vacío (250 mm de Hg, ≈ 0,33 atm), donde la película se encontraba en disposición
asimétrica.
Tabla 2.14: Datos rontgenográficos de patrones y los obtenidos
del mineral de manganeso del yacimiento Margarita de Cambute
Pirolusita
No.
24-0735
[147]
Ramsdelita
No.
7-2222
[147]
Todorokita
No.
12-0183
[147]
Yac. Charco
Redondo
Todorokita
No.18-1411
[148]
Yacimiento Margarita
de Cambute
Todorokita +
Pirolusita
d (A) I/Io d (A) I/Io d(A) I/Io d(A ) I/Io 2θ d(A) I/Io
3,110
2,407
2,199
2,110
1,9681
1,6234
1,5554
1,4370
1,3912
1,3677
1,3064
1,3045
1,2524
1,2029
1,1604
1,1232
1,1000
1,0556
1,0370
100
55
8
16
5
55
14
3
8

74
la fracción pesada está constituida fundamentalmente por todoroskita (> 90%) y pequeñas
cantidades de pirolusita (< 10 %). La fase secundaria pirolusita se identificó por las líneas
3,117Å (2a↑), 2,411 Å (1) y 1,628 Å (1) que corresponden a las líneas más intensas de la
pirolusita reportadas y la relación de las intensidades entre ellas se corresponde con la
mostrada en los patrones consultados.
La valoración de la densidad picnométrica de la fracción pesada arrojó que la pirolusita
constituye alrededor del 10 % de la fracción pesada.
Para valorar dinámicamente el comportamiento térmico de la fracción pesada de la muestra del
yacimiento Margarita de Cambute en el intervalo de temperatura de 30 ºC a 1500 ºC se
seleccionaron 857 mg de esa fracción ya secada según procedimiento empleado para el caolín
(véase epígrafe 2.3.3).
Para eso se empleó una velocidad de
calentamiento de 10 ºC/s, un crisol de
cerámica base alúmina, un termopar de Pt-
Pt/Rh de 0,35 mm de diámetro, la muestra
de referencia seleccionada fue 500 mg de
alúmina calcinada a 1000 ºC y la atmósfera
del horno consistió en aire estático.
Para el intervalo de temperatura
seleccionado se observa en el termograma
ATD la existencia de cinco efectos
endotérmicos, cuyos mínimos se encuentran
bien definidos a 165, 245, 670, 1045 y 1407
ºC, así como uno exotérmico a 406ºC
(véase Figura 2.8).
1er y 2do Efectos: Los dos primeros
efectos endotérmicos (165 y 245 ºC)
corresponden al desprendimiento del agua asociada a la estructura del “óxido de manganeso”,
reflejándose en la curva termogravimétrica con la pérdida de 43,6 mg y 41,9 mg
respectivamente. A pesar de que la pérdida de masa asociada a cada efecto es muy similar,
estos difieren entre sí en un 50 % respecto a la energía involucrada a cada proceso de
deshidratación por las características de presentarse en la estructura. El primer efecto está
asociado al agua unida débilmente a la estructura como hidrato, mientras el segundo
corresponde a separación del agua hidroxílica unida con mayor fortaleza (véase fórmula (2.5)),
que en conjunto ambos representan 9,98 % de pérdida de masa, valor algo inferior al 10,8 %
1500
1400
1300
1200
1100
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
165
245
406
695
670
1045
1407
10 mg
ATD
Figura 2.8: Curvas de análisis térmico
diferencial (ATD) y termogravimétrica (TG)
de la fracción pesada y no
electromagnética de una muestra del
yacimiento Margarita de Cambute: ≈ 90%
de todorokita y ≈ 10% de pirolusita.
T
TG

75
reportado en la Tabla 2.14 para el H2O + y 5,1 % menor que el valor teórico considerando la
masa de la muestra inicial (857 mg) constituida solo por todorokita acorde a la fórmula (2.5).
Esto indica que en la muestra analizada debe existir por lo menos otro mineral acompañante
que hace el efecto de “diluente”, que según el análisis roentgenográfico debe ser pirolusita (β-
MnO2).
3er. Efecto: El tercer efecto endotérmico es muy intenso y presenta un mínimo a 670 ºC y una
deflexión a 695 ºC, y están asociados al desprendimiento de oxígeno tanto para la todorokita
como para la pirolusita acompañante [45, 128, 130, 150]. Todo este intenso efecto endotérmico
está relacionado con una pérdida total de 58,7 mg en la curva TG y sólo la deflexión señalada a
la temperatura de 695 ºC, vinculada al pequeño “escalón” en la curva TG, representa una
pequeña pérdida de 7,9 mg.
Si asociamos todo el tercer efecto a la descomposición del dióxido de manganeso acorde a la
ecuación siguiente:
4MnO2 2Mn2O3 + O2 (2.6) ; ΔG = 161916 − 203,28T (2.6 a),
log K = -27146/T + 9,43, (para T= 298−990K), (2.6b),
entonces los 7,8 mg de pérdida representan 84,8 mg de pirolusita acompañante en la muestra.
Y la cantidad restante de 50,9 mg (58,7 mg - 7,8 mg) se asocia a la parte principal del 3er efecto
(675 ºC), que expresa 553,5 mg de “MnO2”, que, a su vez, representa 773,0 mg (553,5
mg/0,716) 12 de todorokita en la muestra. La suma de ambas cantidades, de la pirolusita
acompañante y de la todorokita calculada, es de 857,8 mg, valor muy similar a la cantidad de
muestra inicial 857 mg y que representa respecto a ella una desviación porcentual relativa de
0,09 %. El contenido de la pirolusita acompañante en la muestra, según las consideraciones
tomadas, es de 9,98 % (≈10 %). La cantidad posible de Mn2O3, que debe formarse por la
descomposición de “MnO2”, es de 578,7 mg.
4to. Efecto: Este efecto endotérmico a 1 045 ºC corresponde a fenómenos de descomposición
de los productos formados en las reacciones asociadas al 3do efecto. Este 4to efecto, es muy
probable, que esté relacionado con la reacción siguiente:
6Mn2O3 4Mn3O4 + O2 (2.7), ΔG = 25 3810 −185,38T(2.7 a),
log K = -10 863/T + 7,266 (para T = 990 − 1360K) (2.7 b)
El análisis termogravimétrico del cuarto “escalón” en la curva TG asociado a la reacción (2.7a)
debe confirmar la validez de las consideraciones, que se tomaron en cuenta en la valoración del
3er efecto y también en los cálculos estequiométricos asumidos.
12 Según la fórmula desarrollada de todorokita, esta contiene 71,60 % de MnO2

76
El cuarto efecto endotérmico presenta un mínimo a 1 045 ºC, valor que difiere entre 20 ºC y 100
ºC de otros valores reportados para dicha transformación [128, 129, 150, 151]. Estas diferencias
pueden fundamentarse por diferentes causas, las que van desde propiedades estructuro-
químicas, tamaño de las partículas hasta características analíticas instrumentales, incluyendo la
preparación de las muestras [124, 130, 152].
En el cuarto “escalón” la curva TG muestra una pérdida de masa para este efecto endotérmico
de 19,6 mg, que debe corresponderse con los 580,7 mg de Mn2O3 calculados en el 3er efecto
endotérmico, según la ecuación (2.6). A partir de los datos experimentales del 4to “escalón” se
calcula la cantidad de “Mn2O3”, que alcanza un valor de 579,66 mg. La relativa buena
correspondencia entre las cantidades calculadas y determinadas experimentalmente de Mn2O3
(0,17 % de desviación porcentual relativa) corrobora como validadas las consideraciones
tomadas en los dos anteriores efectos endotérmicos. Por tanto, se considera como acertado,
que la reacción (2.7a) represente al 4to efecto endotérmico.
5to. Efecto: Este Efecto corresponde a la descomposición del Mn3O4 acorde a la reacción (2.8),
que se efectúa en el intervalo de temperatura de 1 390 ºC a 1 500 ºC:
2 Mn3O4 6MnO + O2 (2.8)
El intervalo de temperatura que abarca el registro de la reacción (2.8) se describe
termodinámicamente por las ecuaciones siguientes:
ΔG = 77369 – 53,30T (2.8 a), log K = -4041/T + 2,785 (para T = 1517 K – 2319 K) (2.8 b)
Las valoraciones termogravimétrica y térmica del 4to efecto persigue el objetivo de completar el
ciclo de transformaciones que sufre la muestra de mineral de manganeso a altas temperaturas
como criterio de balances de masa en la síntesis de matrices fundidas y en el diseño de la
composición química de fundentes para la SAW.
Este último efecto endotérmico está asociado con una pérdida de masa de 39,1 mg, que indica
la presencia de 581,85 mg de MnO en los productos de la reacción o, mejor dicho, en el residuo
de la descomposición de la muestra analizada.
Efecto exotérmico: El efecto exotérmico, que aparece en el intervalo de temperatura entre 350
ºC y 450 ºC y cuyo máximo se presenta a 406 ºC, es atribuido por varios autores [45, 151] a la
transformación polimórfica de ramsdelita (“γ-MnO2”) en pirolusita (β-MnO2) (véase Figura 2.9),
pero aunque en la muestra inicial analizada por DRX no se encontraron líneas de difracción que
justifiquen la presencia de ramsdelita (Tabla 2.14), la cantidad del “MnO2” acompañante (≈ 10%)
es relativamente pequeña para dar un efecto tan notable en un fenómeno de esta índole. Es
muy probable que este efecto exotérmico (liberación de energía) esté más asociado a cambios

77
de las posiciones más energéticas de los octaedros [MnO6] a de menor energía de una
indeterminada cantidad de cationes Mn 4+ en la red cristalina de la fase más abundante en la
muestra analizada, la todorokita (≈ 90 %)
[115, 153]. Esto, además, está “catalizado”
por la presencia deformadora de cationes
voluminosos (Ba 2+ , Ca 2+ ).
Un seguimiento roentgenográfico de la
formación de los productos de la
descomposición térmica del mineral de
Margarita de Cambute fue realizado por Cruz-
Crespo [45], cuyos resultados corroboran la
presencia de los productos intermedios de la
desoxidación térmica deducidos de los
termogramas de ATD y TG de la fracción
pesada (> 3,74g/cm 3 ) del concentrado
mineral de origen, mediante la ayuda de la
Figura 2.9. Esquena de estructuras de óxidos de
manganeso: 1-Pirolusita, 2-Ramsdelita 3-
fórmula (2.5) y de los datos de la Tabla 2.14.
Hollandita, 4- Psilomelano. Puntos blanco y
negros: Manganeso; puntos blancos y negros
En la Tabla 2.15 se exponen las pérdidas de con un círculo: Bario y H2O. Los elementos
masa, la energía involucrada y las
estructurales son los octaedros MnO6 (donde
pueden entrar los O y OH).
temperaturas que caracterizan los efectos térmicos registrados en las curvas
termogravimétricas y de ATD.
A partir de la Tabla 2.15 se
calcula que la fracción
pesada (> 3,74 g/cm 3 ) sufre
una merma total del 23,63
% de su masa inicial (857
mg), que se circunscribe
exclusivamente a dos fenó-
menos (deshidratación y
desoxidación)
distribuyéndose de la forma
siguiente: el 41,98 % para los productos de la deshidratación y el 58,02 % para los de la
desoxidación.
Tabla 2.15. Resumen de las pérdidas de masa, la energía involucrada
y Temperaturas características de la fracción pesada
del concentrado mineral comercial
Característica Δm, ΔHR, Tempt.
Reacción térmica
de los Efectos
La descomposición térmica escalonada del mineral de manganeso (expulsando cantidades
apreciables de oxígeno (ca. 12 %) y de agua (ca. 10 %) respecto al concentrado mineral) es un
mmg
J/mol
Caract.
1er. endotérmico 43,1 105,2 165 ºC Deshidratación
2do. endotérmico 41,9 157,5 245 ºC Deshidratación
3er. endotérmico 50,9 826,7 670 ºC Desdto de oxígeno
Deflexión del 3er. 7,9 128,3 695 ºC Desdto de oxígeno
4to. endotérmico 19,6 856,1 1045 ºC Desdto de oxígeno
5to. endotérmico 39,1 496,8 1407 ºC Desdto de oxígeno
Subtotal 202,5 2570,6
1er. exotérmico 0 -66,2 406 ºC Transformación de fase
Total 202,5 2504,4
Nota. “Desdto” significa desprendimiento

78
aspecto de suma importancia a tener en cuenta tanto en las obtenciones carbotérmica y
aluminotérmica de componentes metálicos (FeMn) para la formulación de la carga aleante de
los consumibles como en la propia síntesis de matrices y de fundentes fundidos del sistema
binario MnO-SiO2, para lo que hay que tener también en consideración la presencia de
minerales portadores de sílice, pues estos interactúan pudiendo desviar en cierta medida el
punto de la zona en el diagrama de fase binario elegido. Los elementos de baja energía de
ionización a pesar de su relativa poca cantidad (≈ 5 %) constituyen un factor estratégico a
considerar en la síntesis de matrices y fundentes fundidos.
Desde el punto de vista energético la suma de efectos endotérmicos puede constituir un
consumo de energía apreciable (2570,6 J/mol), que hay que tener en cuenta en el balance
energético tanto en la obtención de ferromanganeso como en la de los fundentes fundidos. La
ligera tendencia al incremento de la línea base del termograma ATD indica que los Cp = a + bT
+ cT 2 + dT 3 de cada uno de los
productos de las reacciones difieren
relativamente poco de los que le dieron
origen.
2.3.5 Espinelas cromíferas
En el desarrollo de fundentes para la
SAW que se utilicen en el recargue hay
que considerar al cromo como uno de
los constituyentes metálicos importantes
de la carga aleante, ya que influye
decisivamente en la dureza, en la
tenacidad, en la resistencia a la tracción
y contra la corrosión del metal
depositado.
El contenido del cromo en la corteza
terrestre es de 83 ppm (8,3·10 -5 %) [101,
154]. Su mena más importante, y la
única de importancia industrial, es la
cromita. La denominación de la especie
Figura 2.10: Estructura tipo espinela, (a) subred
cúbica de empaque-tamiento compacto de
aniones, (b) dos tipos de celdas cúbicas
centradas en las caras con diferente distribución
de llenado de los intersticios tetraédricos y
octaédricos
mineral cromita [155], en realidad pertenece al grupo de las cromoespinelas, es decir, que se
encuentra dentro del grupo isotópico de las espínelas normales íntimamente relacionado con

79
soluciones sólidas entre sus miembros, que responde a la fórmula global AB2X4, donde A:
puede ser Co, Fe, Mg, etc., B: Ti, Mn, Cr, Al, etc. y X es el oxígeno.
La estructura tipo espinela normal se basa en una subred cúbica centrada en las caras de
empaquetamiento compacto de 32 oxígenos
(Figura 2.10a), que contiene 32 intersticios
octaédricos y 64 tetraédricos, de los cuales
solo están ocupados la mitad de los
octaédricos (16) y la octava parte de los
tetraédricos (8). Esta subred aniónica se divide
en dos grupos de subceldas centradas en las
caras del tipo A y las del B (Figura 2.10b),
ordenándose entre sí alternativamente en
subred de aniones: cuatro del tipo A y cuatro
del B con estequiometría AB2O4 para ambos
tipos. En cada una de las cuatro celdas tipo A
se encuentran dos tetraedros internos
ocupados por cationes bivalentes (A 2+ ) en una
de las diagonales de la celda y en los seis
intersticios octaédricos (O) de las aristas están ocupadas por el catión trivalente (B 3+ ), lo cual da
un total de las ocho posiciones tetraédricas y de seis octaédricas ocupadas.
Estas espínelas pueden encontrarse más frecuentemente como: cromita: FeCr2O4,
magnocromita: (Mg,Fe)Cr2O4, alumocromita: Fe(Cr,Al)2O4, cromopicotita: (Mg,Fe)(Cr,Al)2O4 y
otras (véase Figura 2.11). En la naturaleza, la cromita se presenta como un mineral negro, da
una raya parda oscura y presenta un brillo submetálico a metálico. Generalmente se encuentra
en forma de granos diseminados en las peridotitas y en las serpentinas derivadas de las
mismas y presenta una dureza 5,5 en la escala Mohs y una densidad de 4,5 hasta 5,5 g/cm 3 ,
es, a veces, débilmente magnética [100].
La cromita clásica es un mineral de cromo y hierro (FeCr2O4) (teóricamente está constituida por
un 32% de FeO y 68 % de Cr2O3 (25 % Fe, 46,43 % Cr y 28,57 % O) [100, 156], por lo general
su composición química es variable presentando algo de magnesio sustituyendo al hierro (Fe 2+ )
en las posiciones A 2+
Figura 2.11: Clasificación de cromoespinelas:
1- Picotita, 2-Chompicotita, 3-Cromita,
4- Ferricromita, 5-Ferricrompicotita,
6- Magnocromoespinela, 7- Magnoferrocromoespinela,
8- Ferrocromoespinela;
zona punteada: cristales mixtos.
(en las cavidades tetraédricas), y de cromo (Cr 3+ ) reemplazado por
aluminio (Al 3+ ) e hierro (Fe 3+ ) (en las cavidades octaédricas), estas sustituciones son más
limitadas, además puede contener en ocasiones algo de ZnO, MnO, y Fe2O3 [76].

80
El intervalo de la variación de la composición química de las cromitas más comunes en Cuba se
expone en la Tabla 2.16.
Más del 95 % de las reservas cromíferas mundiales (≈ 12∙·10 9
t) 13 se encuentran
geográficamente concentradas en el sur de África (Sudáfrica, Zimbabue y Rhodesia) y
Kazajstán y el resto de las reservas (< 6.10 8 t) se encuentran enclavadas en Turquía, India,
Yugoslavia y Cuba (> 6.10 5 t), entre otros países [155, 157]. Sólo Cuba y Brasil son los
productores del concentrado mineral cromífero en el hemisferio occidental [158].
Tabla 2.16: Composición química (%) de los minerales de cromita de los yacimientos más
importantes de las provincias orientales
Yacimiento Cr2O3 Al2O3 FeO MgO CaO SiO2 Cr2O3/FeO
Yarey 27,88 24,85 14,35 19,50 0,83 9,64 1,94
Mercedita 32,59 27,22 15,86 18,45 0,58 3,92 2,05
Melba 34,77 28,33 16,65 17,27 0,18 3,90 2,09
Amores 28,97 26,28 14,17 19,67 0,23 6,36 2,04
Tay 38,30 26,00 22,70 16,75 0,27 4,92 1,69
Potosí 37,23 26,03 16,18 15,51 0,86 2,25 2,30
Delta II 36,96 25,95 14,30 16,53 0,33 3,11 2,48
Cayo Guam 37,14 25,02 15,30 16,98 0,90 2,98 2,43
Cromita 38,01 26,62 14,85 16,45 1,14 1,39 2,56
Victoria 45,80 18,08 15,38 16,36 0,56 2,15 2,98
Albertina 45,58 18,75 15,66 20,00 1,09 3,68 2,91
Caridad 47,87 18,36 16,48 18,00 Traza 3,90 2,90
Caledonia 44,77 13,15 12,24 18,13 Traza 8,14 3,66
Estrellas de Mayarí 44,00 10,50 10,00 18,00 0,50 6,00 4,19
Las cromitas pueden ser divididas, grosso modo, en dos grandes grupos de aplicación de
acuerdo con el contenido del óxido de cromo [159]: 1-las metalúrgicas (mayor de 40 % de
Cr 2 O3) y 2- las refractarias (menor de 40 % de Cr 2 O 3 ).
Las cromitas metalúrgicas son empleadas fundamentalmente como fuente de obtención de
ferroaleaciones de cromo y las refractarias en la preparación de diferentes materiales
refractarios (ladrillos, mezclas de moldeo, etc.).
Las menas de cromo para ser empleadas como fuente de obtención de ferrocromo deben
cumplir los siguientes requisitos básicos [159, 160]:
1. Contenido de Cr2O3 (MM=152 g/mol) no menor de 40 % (≥ 27,37 % de Cr)
2. Relación de Cr2O3/ FeO no menor de 2,5 (Cr/Fe ≥ 27,37/12,44 = 2,199)
Estos requisitos garantizan teóricamente que el rendimiento en ferrocromo de la mena sea
como mínimo de un 39,8 % y que el contenido mínimo de cromo en el ferrocromo sea de 68,75
%. Además, establecen también restricciones en cuanto a producción de escoria, limitando la
13 Toneladas normalizadas al 45% de Cr2O3

81
cantidad mínima de escoria en 60,2 % en relación con la mena, obteniéndose una relación
“FeCr / escoria” de 2:3. En el caso de las cromitas refractarias el valor de esta relación es
menor en dependencia de la ley del mineral.
Los yacimientos magmáticos más importantes de Cuba están constituidos por cromoespinelas
asociadas a la banda de rocas intrusivas ultrabásicas serpentinizadas y se ubican en la unidad
tectónica anticlinal oriental y en la unidad tectónica de Camagüey [158, 161].
Las mayores reservas de cromitas de Cuba se encuentran en el macizo Mayarí-Baracoa, que
forma parte de la unidad tectónica anticlinal oriental. En este macizo se destacan tres regiones
minerales importantes. Las reservas de estas regiones se distribuyen de la forma siguiente
[158]:
Distrito Moa-Baracoa: Con más de 5 000 000 de toneladas
Distrito Sagua de Tánamo: Con reservas pobres
Distrito Mayarí: Con más de 500 000 toneladas
Las cromitas refractarias cubanas han sido estudiadas en la obtención de aleaciones de cromo.
Jiménez [162, 163] en sus estudios propuso diferentes formulaciones en las que incluía la
serpentina con el objetivo de disminuir el carácter refractario de la cromita cubana,
obteniéndose aleaciones con diferentes composiciones en dependencia de la formulación
planteada. Los contenidos de cromo en estas aleaciones están entre 40 % y 51 %, las
aleaciones con menores contenidos de cromo se obtuvieron con contenidos de níquel entre 3,4
% y 3,6 %. Las aleaciones de mayores contenidos de cromo se obtuvieron en un horno de
plasma de 120 kW. La obtención de estas aleaciones se realizó con el objetivo de emplearlas
en la fabricación de aceros inoxidables. A las escorias obtenidas por ambos métodos no se les
dio ninguna aplicación [44].
Las menas cromíferas refractarias procesadas en la
planta de Cayo Guam, son utilizadas en la industria
siderúrgica cubana para la preparación de las
mezclas de moldeo [164].
Con el objetivo de obtener los componentes
esenciales de un fundente aglomerado a partir de
este concentrado, este mineral fue caracterizado por
vía húmeda y por espectrometría de absorción
atómica y los resultados promedio de los análisis
aparecen en la Tabla 2.17.
Tabla 2.17: Composición química del
concentrado de mineral cromífero
Óxidos Método m-(%)
Cr2O3
Volumétrico 32,87
Absorción atómica 31,80
FeO
Volumétrico
Absorción atómica
14,54
14,43
SiO2 Gravimétrico 5,79
Al2O3 Absorción atómica 26,06
MgO Absorción atómica 16,0
CaO Absorción atómica 0,42
Otros Por ambos métodos 4,38-4,50

82
La caracterización química realizada al concentrado cromífero confirma las características
refractarias de estas menas, obteniéndose una relación Cr2O3/FeO de 2,26, la cual está por
debajo del valor 2,5 reportado por la literatura para ser empleada como materia prima en la
obtención de ferrocromo metalúrgico, además el contenido de Cr2O3 está por debajo del valor
recomendado (> 40% Cr2O3 ), por lo que desde el punto de vista teórico los volúmenes de
ferroaleación y los contenidos de cromo (%) resultarían relativamente bajos (33,04 % y 65,92 %
respectivamente) respecto al contenido potencial de Cr2O3 (32,34%) y FeO (14,49 %) en la
cromita refractaria.
La composición química de esta cromita coincide con los datos de composición reportados por
Garrido [165] para minerales de cromo procedentes de la planta de Cayo Guam, lo que
garantiza la estabilidad en la composición de los minerales que se procesan en dicha planta.
Además de la caracterización química realizada a este mineral, también se le hizo un análisis
por difracción de rayos X a una muestra representativa de cromita en estado de entrega (véase
Figura 2.12). El estudio roentgenofásico del
difractograma obtenido con radiación
monocromática CuK, (=1,5406 Å) arroja
que las fases principales del concentrado de
cromita están constituidas posiblemente por
cromopicotita (Mg,Fe)(Cr,Al)2O4, clorita (Mg6-
X-YFeYAlX)(Si4-XAlX)O10(OH)8 y antigorita
Mg6(Si4O10)(OH)8. La cromopicotita está
caracterizada por los reflejos d(311)= 2,495 Å
(100); d(111)= 4,780 Å (72); d(400)= 2,063 Å (34)
y d(220)= 2,918 Å (2). La determinación del
parámetro reticular (a0) se realizó por el
método de Cohen [68], arrojando un valor de
8,225 Å, donde según el diagrama expuesto en Mijeev [149] la fase cromopicotita presenta un
38,5 % de Cr2O3, > 12,5 % de Al2O3 y > 14,4 % de FeO.
Figura 2.12: Difractograma de la mena
cromífera refractaria del yacimiento Cayo
Guam.
En el caso de la clorita, este mineral está representado por los reflejos d(004)= 3,539 Å (72);
d(020)= 4,598 Å (26); d(005)= 2,851 Å (26) y d(202)= 2,385 Å (16). A partir de las distancias
interplanares d(hkl) pueden determinarse los valores de los parámetros x y y de la fórmula
cristaloquímica. El valor de x se determina por la fórmula d(001)= 14,53 - 0,29x, desarrollada por
Brindley [166]. El valor de d(001) se calcula a partir de la distancia interplanar d (Å) del reflejo
(004): d(001)= 4d(004) = 14,156, sustituyendo en su respectiva fórmula se obtiene que x= 1,21. El

83
valor de y se determina por la fórmula b0= 9,19 + 0,031y propuesta por Brindley y Mc Evan
[166]. El valor b0 se calcula a partir de la distancia interplanar d(020)= 4,598 mediante la relación
b0= 2d(020): b0= 2(4,598) Å= 9,196 Å, Sustituyendo el valor de b0 en la fórmula se obtiene que y =
0,19. La fórmula cristaloquímica de la clorita resulta entonces ser:
(Mg4,59Fe0,19Al1,21)(Si2,79Al1,21)O10(OH)8, que expresa la composición química siguiente: 32,83 %
de MgO, 29,87 % SiO2, 22,02 % Al2O3, 2,44 % FeO y 12,84 % H2O.
La antigorita es una variedad laminar de la serpentina, que pertenece al sistema monoclínico.
Es la análoga de la caolinita en los caolines y se encuentra caracterizada
roentgenométricamente por los reflejos: d(002)= 3,63 Å(80); d(16,01)= 2,52 Å(100) y d(17,02)= 2,442
Å(20). A este mineral le corresponde la composición química siguiente: 43 % MgO, 44,1 % SiO2
y 12,9 % H2O.
Las fuentes portadoras del “óxido” refractario MgO son las tres fases principales del
concentrado de la mena cromífera, sin embargo la alúmina es suministrada fundamentalmente
por el mineral cromífero y la clorita. A partir del análisis químico del concentrado de cromita y de
las composiciones químicas calculadas de los minerales, puede determinarse aproximadamente
por recálculos químico-mineralógicos el contenido de cada fase en el concentrado de cromita:
mineral cromífero: 85 %, antigorita: 9 % y clorita: 5 %. Este análisis por difracción de rayos X
permite a afirmar que el concentrado de cromita empleado tiene características altamente
refractarias.
Para precisar más sobre las características químicas y estructurales del mineral cromífero se
calcula con mayor precisión la fórmula cristaloquímica que brinda especificaciones sobre su
clasificación, su estructura y su real contribución química y refractaria.
Al excluir la contribución química de la clorita y de la antigorita resulta que la composición
química del mineral cromífero es la que se expone en la Tabla 2.18.
A partir de los resultados de los valores de los cálculos expuestos en la Tabla 2.18 se propone,
entre corchetes, para el mineral cromífero la fórmula cristalográfica de una subcelda (1/8 de la
celda unitaria):
[(Mg0,59Fe0,377)(Cr0,944Al1,078)O4]8 (2.9)
La fórmula (2.9) indica que el 59 % de las posiciones tetraédricas están ocupadas por el ion
Mg 2+ y que el 53,31 % de los iones Cr 3+ en la posición octaédrica han sido sustituidos por
Al 3+ (véase Figura 2.10 y la Figura 11.3 de la página 397 reportada por [167]).
Si se compara la composición química de la Tabla 2.18 con el diagrama de la Figura 2.11 se
establece que el mineral cromífero puede situarse en el segmento 2 de lado Cr2O3-Al2O3 del

84
diagrama Cr2O3-Al2O3-MgO, es decir, que clasifica como una cromopicotita tendiendo a picotita
rica en magnesio (en un punto de la zona 7, magnoferrocromoespinela, equidistante entre las
zonas 6 y 8) siendo una sustancia altamente refractaria, aspecto muy importante a considerar
como fuente suministradora de cromo.
Esta cromopicotita rica en Al y Mg,
a pesar de que cumple los
requisitos para catalogarla como no-
refractaria (Cr2O3 ≈ 40 % y
Cr2O3/FeO≥ 2,5), debe presentar
una alta temperatura de fusión,
barrera que impide su utilización
como fuente de Cr en la obtención carbotérmica de ferrocromo de manera económicamente
sustentable en las condiciones de Cuba.
Ahora, partiendo de la composición química global del concentrado cromífero es factible afirmar,
desde el punto de vista teórico, que en su conjunto puede considerarse una fuente alternativa
para la obtención simultánea de aleaciones de cromo y hierro y de una escoria con los atributos
de una matriz de un fundente de soldadura.
Por un lado, desde el punto de las potencialidades químicas se observa que el concentrado
cromífero está formado por aproximadamente el 50 % de los “óxidos” Al2O3, MgO y SiO2 en
relaciones porcentuales (Al2O3:MgO:SiO2 =1:0,6:0,2). Estas relaciones son factibles de adecuar
a la composición química de una zona del diagrama ternario Al2O3-MgO-SiO2 que tenga casi
todos los requisitos metalúrgicos y tecnológicos de una matriz de un fundente de soldadura.
Pero, por otro lado, hay que conjugar, a la misma vez, que en la formulación de la carga
metalúrgica estén presentes intrínsecamente, también, las funciones que coadyuven a
maximizar la extracción
reductiva del Cr y del Fe
en forma de ferrocromo
durante el proceso
metalúrgico con relativo
costo energético. La
composición química de
concentrado cromífero
permite ajustar
posteriormente el
Tabla 2.18: Cálculos estequiométricos para determinar la
fórmula cristaloquímica del mineral cromífero
Óxido %
MM
óxido
Mol
óxido
Mol
catión
Mol
anión
Catión.
ajust.
Carga
posit.
Cr2O3 40,41 152 0,266 0,532 0,7976 0,944 2,831
FeO 15,29 72 0,212 0,212 0,2124 0,377 0,754
Al2O3 30,99 102 0,304 0,608 0,9115 1,078 3,235
MgO 13,31 40 0,333 0,333 0,3328 0,590 1,181
100 2,2541 8
Tabla 2.19. Composición química (%) de algunos fundentes comerciales
Tipo Marca SiO2 Al2O3 MgO CaO CaF2 MnO
AH-17M 18-22 24-29 8-12 14-18 21-25

85
representar más del 80 % de la composición de la matriz de un fundente aglomerado; este
aspecto unido a la posibilidad de obtención de la ferroaleación con ≈ 50 % de Cr hace factible
estudiar una tecnología que permita recuperar el cromo y el hierro como ferrocromo y adecuar
las escorias para su utilización matriz en el desarrollo de fundentes para la SAW [44]. En la
Tabla 2.19 se expone la composición química de fundentes comerciales de soldadura que
presentan el sistema ternario Al2O3-MgO-SiO2 como componente principal > 50 %, criterio que
se emplea frecuentemente para la clasificación de los fundentes (véase Tabla 2 de la
introducción) y que sirve como estrategia para conjugar en la obtención del ferrocromo las
composición de sus escorias, que, además, pueden ser utilizadas como matriz de fundentes.
2.3.6 Minerales fundentes y reguladores ácido-base
Entre los minerales que fungen como sustancias que contribuyen a disminuir la temperatura de
fusión, acción fundente, de los componentes de los consumibles de soldadura, específicamente
en los fundentes para la SAW y que además influyen en las características ácido-base de la
matriz del fundente o del mismo fundente, se encuentran los siguientes: 1-los carbonatos, 2- la
fluorita y 3- los diferentes polimorfos de la sílice.
Carbonatos
Los minerales clasificados como carbonatos son abundantes en la corteza terrestre, aunque el
número total de especies minerales no excede de cien (véase Tabla 2.2). Entre las especies
más frecuentes y extendidas se encuentra el CaCO3, que es dimorfo, presentándose como
calcita (hexagonal) y aragonito (rómbico) y la dolomita CaMg(CaO3)2 (hexagonal), todos con
gran importancia industrial. Estructuralmente, la dolomita se relaciona íntimamente con la
calcita; en realidad son casi isoestructurales, pues los retículos romboédricos de ambos
minerales tienen dimensiones similares.
La calcita pura presenta una composición química de 56 % CaO y 44 % CO2; la densidad es de
2,71g/cm 3 y a 11 atmósferas funde a 1289 ºC. En el caso de la dolomita (Ca,Mg)(CO3)2 pura
está constituida por 30,4 % de CaO; 21,7 % MgO y 47,9 % de CO2. Su densidad es de 2,85
g/cm 3 y se considera como un carbonato doble de CaCO3 y MgCO3 (CaCO3∙·MgCO3) en una
proporción 1:1 (50:50). Sin embargo, el Mg (RMg2+=0,65 Å) puede ser sustituido por el Ca
RCa2+=0,99 Å) hasta la proporción Ca:Mg= 1:5 (16,67 %) en las posiciones del Mg, y este
puede sustituir al Ca hasta la proporción Mg:Ca = 1:20 (5 %), en las posiciones del Ca. Así, en
la dolomita, la proporción entre el Ca y el Mg varía entre 58⅓ : 41⅔ y 47½ : 52½ [76].
El voluminoso anión CO3 2- presenta una estructura plano-triangular equilátera, con el carbono
en el centro y los oxígenos en los vértices, que acorde al carácter polarizante de los cationes
puede tener mayor o menor estabilidad térmica [54].

86
Tanto la calcita como la dolomita al ser calentadas se descomponen sin fundirse, presentando
ambos carbonatos reacciones endotérmicas reversibles.
En el caso de la calcita es la siguiente:
CaCO3 CaO + CO2↑, ΔH = 42,70 kcal (2.10)
Como la descomposición de la calcita se realiza en condiciones normales (1 atm, 25ºC), la
energía libre y la presión parcial del CO2 se expresan por las ecuaciones siguientes:
ΔG= 175882-151,31T [J] (2.11) y logPCO2 = 9187,43T -1 – 7,904 (2.12)
La ecuación (2.12) indica que la calcita se descompone totalmente a 1162,38 K (890 ºC). Pero
en el caso de la dolomita, la descomposición se efectúa en dos pasos.
(Ca,Mg)(CO3)2MgO + CaCO3 + CO2↑; ΔH= 32,46 kcal/mol (2.13 a)
CaCO3 CaO + CO2↑ (2.13 b)
En el primer paso predomina la descomposición del MgCO3, sin obviar que el CaCO3 también
se está descomponiendo (véase Tabla 2.20). Las reacciones termodinámicas que describen la
primera etapa del proceso, desarrolladas a partir de los datos de [28, 146] son las siguientes:
ΔG= 135812,64 – 126,57T [J] (2.14) y logPCO2 = 29684,06∙·T -1 – 27,656 (2.15)
En condiciones normales, cuando la presión parcial de CO2 producto de la descomposición se
iguala a la presión atmosférica tanto para la calcita como para la dolomita, se descompondrán
irreversiblemente al llegar a una determinada temperatura. Para la descripción de la segunda
etapa se puede utilizar con aceptable aproximación la ecuación (2.13b = 2.10).
En la Tabla 2.20 se exponen las presiones parciales calculadas de las etapas del proceso de la
descomposición de la dolomita (véase Figura 2.13).
Tabla 2.20: Presión parcial de equilibrio (en atm) del CO2 para diferentes temperaturas 14
T, [ºC] 400 450 500 600 700 750 800 889
MgCO3 *
CaCO3 *
1,18·10 -4
6,30·10 -4
2,72·10 -3
3,05·10 -2
0,209 0,474 0,998 0
0 0 1,05·10 -4
2,41·10 -2
2,91·10 -2
8,40·10 -2
0,220 0,996
*
Son los constituyentes de la dolomita y no se consideran como sustancias individuales. El
valor de la PCO2 del MgCO3 * , es superior al del carbonato de magnesio aislado.
La descomposición de la calcita puede ser acelerada por la presencia de gases extraños. Lo
mismo es válido para dolomita. La energía de activación para los procesos que transcurren en
la superficie de la calcita es de 48 kcal en el aire y de 55 kcal en una atmósfera de CO2.
Es fácil deducir que rasgo distintivo más importante del comportamiento térmico de la calcita y
de la dolomita es su descomposición endotérmica ATD, TG y TGD son herramientas valiosas
para la caracterización de estos carbonatos.
14 Datos obtenidos a partir de la fórmulas (2.12) y (2.15) desarrolladas por el autor a partir de datos reportados por
Weast [28] y West [53].

87
El ATD de la calcita muestra un efecto endotérmico intenso, cuyo mínimo se encuentra a 890 ºC
en una atmósfera de aire, mientras que la dolomita presenta dos efectos endotérmicos: uno
entre 745 y 800 ºC y el otro entre 870 y 887 ºC; el segundo efecto aparece sólo a presiones
mayores y la velocidad de la reacción depende de la movilidad de los iones en el cristal (véase
Figura 2.13 b). La posición de la temperatura característica de los efectos endotérmicos
depende también de varios factores
instrumentales y de la preparación
de la muestra.
La atmósfera de trabajo a la que se
encuentra la muestra de calcita o
dolomita sometida a la acción
térmica, influye en la posición de la
temperatura característica del
efecto endotérmico de los ATD.
En caso de que la muestra se
someta al vacío los termogramas
(ATD y TG) presentaran
desplazamientos de los efectos
térmicos a la región de menores
temperaturas, pero si la muestra es
sometida a presión gaseosa, estos
desplazamientos serán en sentido
contrario. Lo mismo sucede si la muestra presenta granos finos, donde de los efectos se
desplazarán a temperaturas inferiores; y para granos gruesos, viceversa. Algo parecido
sucederán si se incrementa la velocidad de calentamiento, donde el desplazamiento ocurrirá
hacia las temperaturas superiores; pero para velocidades menores, el desplazamiento será en
sentido contrario.
T, ºC
500 600 700 800 900
Al descomponerse la calcita y la dolomita en presencia de silicatos, sílice y otros óxidos ácidos
o neutros realizan un efecto fundente sobre las sustancias que están en contacto con ellas,
elevando, a la vez, el carácter básico del medio por la contribución de CaO y MgO acorde a las
reacciones (2.13 a) y (2.13 b). Esto es consecuencia de que en mezclas minerales que
contienen carbonatos, la mayoría de los compuestos binarios SiO2-MeO se desarrollan antes de
que se complete la descomposición de la calcita [168] y puede ocurrir a temperaturas entre 200
ºC y 300 ºC inferiores [24] a la de descomposición del carbonato (≈ 900 ºC).
ΔT
Δm, mg
Vacío
Vacío
ATD
TG
Aire
ΔT
Aire CO 2
CO 2
(a)
Presión, [atm]
1.32∙·10-4 1.32∙·10-4 1.32∙·10-4 6.58∙·10-2 6.58∙·10-2 6.58∙·10-2 3.95∙·10-1 3.95∙·10-1 3.95∙·10-1 Figura 2.13: Desarrollo de termogramas: (a)-
ATD y TG para la calcita al vacío y en
atmósferas de aire y CO 2 ; (b)- ATD para la
dolomita a diferentes presiones de la atmósfera
del horno.
600 800 1000
T, ºC
1
(b)

88
La caliza (calcita,) y la dolomita empleadas en la obtención y desarrollo de fundentes provienen
del yacimiento en Palenque, en Remedio y del
yacimiento de Purio, en Encrucijada, respectivamente
en la provincia de Villa Clara. La composición química
promedio de ambas rocas secas a 110 ºC se expone
en la Tabla 2.21.
A partir de la composición química y el contenido de
CO2 para la calcita y la dolomita, se obtiene la relación
másica CaO/MgO = 1.86 para la última que es superior
a la teórica: 1,4; además se determinó por cálculo
estequiométrico la composición mineralógica de las
fases principales para ambas rocas. En el caso de la
caliza, está constituida por 97,05 % de calcita y
probablemente un 2 % de arcillas y otros silicatos, ≈
0,5 % de hematita y ≈ 1 % de otros minerales. Por otro lado, la roca dolomítica está conformada
por 83,35 % del mineral dolomita, 11,13 % de calcita y 5,52 % de otros minerales
acompañantes. La densidad picnométrica promedio determinada para los granos de dolomita
lavados (< 150 μm) es de 2,753 g/cm 3 y para los de la calcita, también lavados, (

89
Figura 2.14), es decir los iones F − se encuentran en el centro de los 8 pequeños cubos
(ao´=2,7815 Å) en que puede dividirse la celda unitaria (véase Figura 2.10), resultando que cada
ion Ca 2+ está rodeado por 8 iones F - y estos
coordinados por 4 Ca 2+ . El valor de la relación de
radios (rc:ra) para el CaF2 es de 0,744, lo cual sugiere
que el empaquetamiento lo debería realizar el anión F -
(25% mayor que el Ca 2+ ) con inclusión de los cationes
en los intersticios. Esta característica estructural es la
que le permite coadyuvar al carácter fundente de la
fluorita.
Entre las propiedades físicas y químicas de la fluorita
a destacar se pueden incluir que funde a 1 400 o C sin
descomponerse y presenta una temperatura de
ebullición de 2 500 o C, la densidad a 25 ºC es de 3,18 g/cm 3 y cerca de la temperatura de
fusión es de 2,65 g/cm 3 ; en estado líquido la densidad disminuye en función del incremento de
la temperatura. El fluoruro de calcio forma eutexia
con muchas sustancias, es poco soluble en H2O
(0,0017g en 100g de H2O a 26 o C) y contribuye a
regular no solo la temperatura fusión, sino también la
viscosidad (Figura 2.15) y la tensión superficial
(Figura 2.16) de las escorias, lo que resulta
fundamental para la función metalúrgica del baño de
soldadura. Además, la fluorita es muy estable frente
a sustancias reductoras, sobre todo ante los metales
fundidos, por ejemplo es de las pocas
sustancias que no reacciona con el uranio
fundido.
La sustancia fundente que mayor cantidad de
requisitos de índole económica cumple, es el
fluoruro de calcio (fluorita, CaF2).
Sin embargo, su aparente neutralidad “ácido-
base”, es negada por su carácter "básico",
que se manifiesta indirectamente con cierta
intensidad al reaccionar, aún en estado sólido
[001]
ao
η, Pa.s
0,2
0,1
Intersticio
octaédrico vacío
... 2ao.......... = Ca 2+ ..= F
Figura 2.14: Proyección del plano
(110) de la estructura de la
fluorita
•
•
•
•
0,0
1400 1450 1500 1550 T, ºC 1600
Figura 2. 15: Viscosidad del CaF2 líquido
en función de la temperatura.
Figura 2.16: Tensión superficial de CaF2
líquido en función de la temperatura.
•
•
•
•

90
a 800 o C (1 073 K), con sustancias ácidas como el SiO2 y TiO2 según las reacciones siguientes
[4] [24]:
SiO2 (s) + 2Ca F2 (s) = 2CaO(s) + SiF4 (g) (2.16)
TiO2 (s) + 2Ca F2 (s) = 2CaO(s) + TiF4 (g) (2.17)
La volatilidad de los productos SiF4 (g) y TiF4 (g) favorece que el equilibrio químico de las
reacciones (2.16) y (2.17) tienda a establecerse, con marcada intensidad, en el sentido de la
formación de los compuestos volátiles, enriqueciendo la atmósfera del arco eléctrico con estos
fluoruros, los que a la vez reaccionan con el vapor de agua presente, H2O(g) 15 , e hidrógeno
atómico y/o molecular, disminuyendo la entrada de hidrógeno en el metal del baño de soldadura
(disminución de grietas y poros) y amortiguando la acción del oxígeno (disminución de
formación del FeO) [5] [24],
SiF4(g) + 2 H2O (g) = SiOF2 (s) + 2HF(g) (2.18)
SiF4(g) + 2 H2O (g) = SiO2 (s) + 4HF(g) (2.19)
SiF4(g) + 3 H (g) = SiF (g) + 3HF(g) (2.20)
Otro argumento de lo beneficioso que resulta el empleo de CaF2 en la síntesis de fundentes
fundidos y en la formulación de matrices de fundentes aglomerados para amortiguar la acción
dañina de la presencia del hidrógeno en el cordón de soldadura, es que el HF es mucho más
estable que el radical OH* que se forma durante la descomposición del vapor de agua en las
condiciones del arco.
2H2O →H2 + 2OH* (2.21)
Los fundentes para la SAW o mezclas de polvo que contienen CaF2 y componentes con
contenidos de sílice “SiO2” o de óxido de titanio “TiO2”
incorporados a sus constituciones estructurales
(silicatos, alumosilicatos, minerales de la sílice, rutilo,
ilmenita, etc.), antes de fundirse (

de agua es acelerada por la presencia de sílice (SiO2) según el mecanismo siguiente:
91
2Ca F2 (s)+ 2H2O(g) + 2SiO2 (s) = 2CaSiO3(s) + 4HF (g) (2.24)
De todas estas interacciones del CaF2 se concluye que de los fundentes que contengan CaF2
emanan fundamentalmente SiF4, cuya cantidad es proporcional a las concentraciones de CaF2
y SiO2 presentes en el fundente, lo que indica que hay que considerar estas interacciones para
diseñar la matriz de un fundente fundido o de la escoria resultante de cualquier tipo de fundente
silicático que contenga CaF2. Para valorar la interacción entre CaF2 y SO2 de la reacción (2.23)
mediante la presión parcial del SiF4 se ha propuesto basándose en la ecuación siguiente [11]:
PSiF4 = (CaF2) 2 (SiO2) 3 /[100-(CaF2+SiO2)] 2 (2.25)
Para fundentes fundidos de sistemas de óxidos, donde las concentraciones de SiO2 se
encuentran entre 20,9 y 49,5 %, CaF2 entre 2,6 % y 16,5 %, MnO entre 17,8 % y 29,9 % y CaO
entre 4,1 % y 10,3 % se han obtenido con la ecuación (2.25) resultados satisfactorios [11].
Independientemente de los aspectos beneficiosos que se han expuesto anteriormente, se
conoce también que existen desventajas al utilizar la fluorita como sustancia fundente en la
obtención de fundentes fundidos o la formulación de fundentes aglomerados en su interaccionar
metalúrgico durante la SAW, señalándose que la fluorita produce gases tóxicos muy agresivos.
Por otro lado la estabilidad del proceso del proceso SAW está condicionada por la composición
química y fásica del
fundente. La presencia
de iones fluoruros (F - )
en la columna del
plasma ejerce una
influencia contraria a la
estabilidad del arco
eléctrico, debido al
efecto de moderador de
la velocidad de los
electrones que ejercen
los iones fluoruros, ya
que estos son cerca de 50000 veces más grandes y 192 menos rápidos que aquellos en el arco
para los mismos valores de tensión y corriente directa. Este efecto desestabilizador del arco
eléctrico conlleva a una reducción de su longitud que no beneficia la geometría necesaria del
cordón (factor de forma), la correcta apariencia, y además no asegura todos los requisitos de
calidad de una unión soldada.
Figura 2.18: Diagrama de estado del sistema SiO2-Al2O3-CaO con
adición de 5 (a) y de 10 % (b) de CaF2.

92
Las escorias líquidas presentan generalmente una derivación de la corriente entre 2 y 5 % de la
corriente del arco, pero para aquellas escorias cuyo contenido de fluorita sobrepase los
requisitos, que impongan el sistema de óxidos y las funciones metalúrgicas y tecnológicas a que
está encomendado el fundente, puede provocar una mayor conductividad (Figura 2.17), y por
tanto derivar una mayor cantidad
de corriente permitida, que
ocasione, por lo general,
alteraciones en el proceso de
soldadura.
Un mayor contenido de fluorita en
el fundente ocasiona una menor
viscosidad de la escoria y
provoca que la escoria sea
menos larga (corta), propiedad
circunstancialmente preferible
para trabajos en piezas de
pequeño diámetro, pero puede conllevar a los aspectos negativos evocados antes sobre la
derivación de la corriente (Figura 2.18) y defectos en el metal depositado.
Según los resultados de las investigaciones de Toropov y Bondar [168] y Kozakevitch y Urbain
[172], se estableció que adiciones de 5 y 10 % de CaF2 a masas fundidas del sistema de
óxidos SiO2-Al2O3-CaO (véase Figura 1.2, Cap.I) provocan un desplazamiento de los límites de
estabilidad de determinadas zonas. Por esta razón, la zona de la gehlenita (SiO2, 21,90 %;
Al2O3, 37,23 % y CaO, 40,87 %) disminuye significativamente (véase Figura 2.16)
desplazándose hacia la esquina Al2O3. De la misma forma disminuyen las zonas de estabilidad
del metasilicato de calcio rankinita (SiO2, 41,67 %; y CaO, 58,33 %) y de la anortita (SiO2,
43,28 %; Al2O3, 36,62 % y CaO, 20,10 %). También estas investigaciones confirman el carácter
congruente de la mullita. La adición de 5 % de CaF2 hace disminuir la temperatura de
solidificación de las masas fundidas entre 50 ºC y 70 ºC y con un 10 % entre 100 ºC y 120 ºC.
2.3.8 Sílice
Figura 2.19. Diagrama de fase de transformaciones de
la sílice en dependencia de la temperatura y la presión.
El mineral de sílice (SiO2) más frecuente en la naturaleza es el cuarzo (-SiO2), que presenta
propiedades físicas y estructurales que se exponen en la Tabla 2.22, así como de sus
polimorfos [28, 37, 156]. El andamiaje estructural de la sílice SiO2 puede considerarse como un
polímero ramificado tridimensionalmente por cada uno de los vértices del tetraedro y, en su

93
forma más simple, es eléctricamente neutro, cuando no contiene ninguna otra unidad
estructural. En estado fundido el sistema de óxidos SiO2-Al2O3-CaO a una determinada
temperatura, a mayor contenido de sílice aumenta el carácter “ácido” y la viscosidad, y
disminuye la conductividad eléctrica [173] de la masa fundida de la matriz de los fundentes
para la SAW basados en ese sistema de óxidos. El efecto de la sílice en las matrices y escorias
en estado fundido se puede considerar como la antítesis de la fluorita. La forma estable de sílice
a bajas temperaturas es el cuarzo, por acción del calor se transforma en otras variedades:
tridimita y cristobalita, que a presión de 1 atmósfera tiene cada una su zona de estabilidad
según indica la secuencia siguiente (véase Figura 2.19):
573 o C 867 o C 1470 o C 1725º C
-cuarzo = -cuarzo = -tridimita = -cristobalita = sílice fundida
Tabla 2.22: Algunas propiedades de los polimorfos de la sílice, ordenados por el valor decreciente de la
densidad
Nombre
Parámetros estructurales [37]
Densidad,
g/cm 3
Parámetros de la red cristalina,
Sistema
ao, bo y co en Å y en grados,
cristalino
Z=Nº de átomos por celda
Parámetros termodinámicos
[28]
S
H G
J/(mol.
[kJ/mol] [kJ/mol]
grad)
Estisovita Tetragonal
ao=4,18,co=2,665,
co/ao =0,638, Z=6
4,35 - - -
Coesita Monoclinico
ao=7,234,, bo=12,52, co = 7,23,
=120 o , Z=16
2,93 - - -
Cuarzo (Q)
Hexagonal
Trigonal
ao=4,999, co=5,45, co/ao = 1,092,
Z=3 (de alta, )
ao=4,913, co=5,4045, co/ao =1,100,
Z=3 (de baja, )
2,65 -859,39 -805,00 41,84
Keatita Tetragonal
ao=7,46,co=8,61, co/ao = 1,154,
Z=12
2,50 - - -
Cristobalita
(Crt)
Cúbica
Tetragonal
ao=7,13, Z= 8 (de alta, )
ao=4,97,co= 6,93, co/ao = 1,394,
Z = 4 (de baja, )
2,32 -857,72 -803,75 42,63
Tridimita (T)
Hexagonal
Monoclínica
ao=5,04, co=8,24, co/ao =1,6352,
Z=4 (de alta, )
ao=18,54,bo=5,01, co = 2,579,
=117,33
2,26 -856,55 -802,91 43,35
o , Z=48 (de baja, )
Lachetelierita Amorfo - 2,20 - - -
Opalo Amorfo - 2,0-2,2 - - -
La sílice pura, cristalina, presenta en la naturaleza tres principales variedades polimórficas:
cuarzo (hexagonal), tridimita (monoclínica) y cristobalita (tetragonal) y otras cinco menos
frecuentes, cuyas características se encuentran indicadas en la Tabla 2.22.
Las condiciones energéticas y de presión son las que determinan principalmente cuál de los
polimorfos es estable, siendo aquellos de temperatura de formación más elevada y con mayor
energía reticular los que poseen estructuras más abiertas, lo cual se manifiesta por una menor

94
densidad (véase Tabla 2.22). En condiciones ordinarias, las transformaciones de un tipo en otro
son extraordinariamente lentas y, por tanto, todas pueden existir metaestablemente, en
presencia de los demás durante largos períodos de tiempo. Para acelerar estas
transformaciones se exige la acción de mineralizadores.
En la realidad, el proceso es más complicado para explicar la existencia de variedades
inestables de una misma especie polimorfa (cuarzo, tridimita y cristobalita) en función de la
temperatura.
En el transcurso del pequeño período de tiempo de inversión polimórfica, alta()-baja(), tiene
lugar la liberación de una cantidad constante de energía. La conversión inversa baja ()-alta()
ocurre con absorción de energía, pero no a la misma temperatura, sino a una temperatura
próxima a la anterior. La transformación de una de estas variedades inestables a otra, dentro de
la misma especie, es instantánea, lo que contrasta con el paso de una a otra de las variedades
de diferentes especies. Sus zonas de estabilidad son las siguientes:
a) 0 o C, α-cuarzo estable 573 o C, β-cuarzo estable 867 o C, β-cuarzo inestable 1460 -
1750 o C, β-cuarzo inestable (vitrifica poco a poco) 1700-1750 o C, sílice fundida 2600
ºC, ebullición del SiO2.
b) 0 o C, α-tridimita inestable 117 o C, β-tridimita inestable 163 o C, γ-tridimita inestable
867 o C, tridimita inestable 1470 o C, tridimita inestable1670 o C, sílice fundida.
c) 0 o C, α-cristobalita inestable 220 o C, β-cristobalita inestable 1470 o C, cristobalita
estable 1725 o C, sílice fundida 2600 o C, ebullición SiO2.
Las referidas transformaciones tienen una importancia considerable en la fabricación de
determinados fundentes por choque térmico, porque el paso de una especie a otra, incluso a
otra variedad, lleva implícito cambios de volumen a veces considerables, por presentar
diferentes estructuras en la cristalización, creando tensiones en las fases de solidificación y
también en las interfases escoria y metal depositado (véase Figura 2.18).
a) Para la tridimita: entre 110 y 170 o C, ocurren transformaciones de la α-tridimita (densidad
2,26 g/cm 3 ) a la β, y después a la γ, e inversamente, que provocan variaciones de volumen
instantáneas de 0,3%, o sea variaciones lineales de 0,1 % y sigue expandiéndose a
temperaturas superiores y contrayéndose a temperaturas inferiores.
b) Para la cristobalita: entre 200 y 275 o C, se efectúa la transformación de la α-cristobalita
(cúbica, 2,21 g/cm 3 ) a la β (tetragonal, 2,32 g/cm 3 ), e inversamente, provocando una
variación del volumen instantáneo de casi 3 %, el cual sigue expandiéndose a temperaturas
superiores, en sentido contrario hay contracciones.

95
c) Para el cuarzo: La transformación del α-cuarzo (hemiédrica hexagonal, 2,26 g/cm 3 ) al β
(tetraédrica hexagonal, 2,65 g/cm 3 ) a 573 o C, e inversamente, provoca variaciones de
volumen instantáneo de casi un 1 % y la dilatación continua a temperatura superiores.
A temperaturas superiores a 867 o C, la inversión
(no reversible prácticamente) de β-cuarzo (seudo-
hexagonal, 2,65 g/cm 3 ) a γ-tridimita (rómbica, 2,27
g/cm 3 ), en presencia de impurezas catalizadoras,
provoca una variación lenta de volumen de más
del 16 % (véase Figura 2.20).
Fuera de estos puntos críticos, los coeficientes de
dilatación son pequeños para las tres especies
mencionadas.
La viscosidad de la sílice líquida disminuye con la
temperatura de una forma continua en un amplio
rango de temperatura desde 1800 a 2 200 ºC
[174-176], pero sus valores se encuentran algo
elevados para los requisitos que se exigen
para una matriz o la escoria de un fundente.
Los cambios de viscosidad no se
corresponden aceptablemente con la energía
de la variación de temperatura
Todas las propiedades de la sílice pueden
conjugarse con las homólogas del CaF2,
pudiéndose diseñar el justo valor de las
propiedades físicas que se requieren en el
comportamiento metalúrgico y tecnológico de
un fundente (Figura 2.21).
La fuente de sílice de alto grado de pureza
(99,8 %) utilizada para la obtención y
Log (γ), en poise
DILATACIÓN DILATACIÓN LINEAL, LINEAL, [ [ %] %]
Figura 2.20: Comportamiento dilatométrico
de la tres variedades de sílice más
importantes
7
6
5
4
2.0
1.6
1.2
0.8
0.4
0
•
•
•
• •
CRISTOBALITA
2 4 6 8
2300 2000 1700
•: J.F. Bacon , et al.
: J.O.M. Backris, et al.
: N.V. Solomin
• •
•
•
•
•
TEMPERATURA
CUARZO
Temperatura, ºC
TRIDIMITA
4 5 104 /T en K-1 4 5 104 /T en K-1 Figura 2.21: Viscosidad del SiO2-líq., [174,
175, 176]
10x100 o 10x100 C oC desarrollo de fundentes proviene de un yacimiento enclavado en el macizo de Guamuhaya,
zona del Escambray 16 . La caracterización roengenofásica de la cuarcita indica que está
constituida exclusivamente de cuarzo de baja de temperatura (Figura 2.22).
16 Denominación alternativa reportada por el Atlas de Cuba en la página 123, Instituto Cubano de Geodesia y
Cartografía, 1978.

96
Todos los valores de las distancias interplanares (Tabla 2.23) coinciden exactamente con los
reportados por el Buró Nacional de Estándares de Estados Unidos en su circular 539,3 de 1953
para el α-SiO2 (“cuarzo de baja”) [147].
Como fuente alternativa de sílice barata se empleó arena de sílice del yacimiento de Arimao, en
Pinar de Rio. El análisis químico de la arena sílice como producto comercial se expone en la
Tabla 2.24.
Figura 2.22: Difractograma de la cuarcita del Escambray
coincidente con el reportado por [92] en su tarjeta Nº 05-0490.
El enriquecimiento por la extracción de la fracción fina (< 34 μm), mediante levigación con agua
de dicha arena, arrojó que el contenido de sílice por análisis
químico se incrementó en 7,5 % (97,09 %). Por análisis
mineralógico óptico con líquidos de inmersión se determinó que
los minerales acompañantes de la arena sílice levigada son
feldespato (labradorita) ≈1,5 %, óxidos de hierro < 1 %, esfeno <
0,5 % y algunos granos de calcita. La fracción dispersa está
constituida fundamentalmente por mineral arcilloso
correspondiente a las esmectitas trioctaédicas [124].
En el CIS el empleo de cada fuente de sílice está regido por la
estrategia de obtención de las partes constitutivas de un fundente.
Por ejemplo, el ajuste de la sílice en la composición química
Tabla 2.23: Datos de los
parámetros roentgenográficos
de la cuarcita del
Escambray
Nº 2θ d(Å) Int, %
1 20,9 4,247 24
2 26,68 3,338 100
3 36,6 2,453 8
4 39,52 2,278 5
5 40,38 2,232 4
6 42,5 2,125 6
7 45,88 1,978 4
8 50,18 1,817 11
9 50,58 1,803 2
10 54,92 1,670 4
11 57,32 1,606 1
12 59,98 1,541 8
13 64,08 1,452 3
14 65,82 1,418 1
15 67,76 1,3818 5
16 68,18 1,3743 6
17 68,32 1,3718 6
Tabla 2.24: Composición
química de arena sílice
óxidos m-%
SiO2 90,32
TiO2 0,48
Al2O3 0,73
Fe2O3 1,30
CaO 1,63
MgO 0,90
Na2O 0,81
K2O 0,73
H2O -
2,01
otros 1,09
de una matriz vítrea o de un fundente fundido a obtener por síntesis a altas temperaturas se
realiza preferentemente con cuarcita, sin embargo en la obtención carbotérmica de

97
componentes de la carga aleante se emplea usualmente arena sílice. Pero lo expuesto no
constituye una regla inviolable (véase ejemplos en el 3er Capítulo).
2.4 Conclusiones del Capítulo II
Como estrategia general, el desarrollo de fundentes y otros consumibles de soldadura se
orientan a las posibilidades de las diversas fuentes de materias primas cubanas y que éstas se
encuentren en mayoría en la formulación de las mismas.
La determinación de la composición fásica por DRX de las materias primas es esencial, debido
a que las características termodinámicas y térmicas de los individuos minerales trazan la
manera (el cómo) y la cantidad (el qué) con que deben conformarse y/o suministrarse las
formulaciones (mezclas minerales), ya sea parcial (por etapas) o integralmente (total), tanto
para la síntesis de una matriz como la correspondiente para los procesos pirometalúrgicos de
las ferroaleaciones. No es imprescindible disponer de materias primas de alta pureza (calidad)
si se logra de forma armoniosa conjugar parcial o totalmente todas las características
químicas, fásicas y térmicas de las formulaciones, la cual constituye el factor fundamental de
éxito que asegura la condición óptima en cada momento de la obtención y/o desarrollo del
consumible de soldadura, es decir dominar y aprovechar las influencias de las fases
acompañantes de las materias primas nacionales.
La base matricial de los fundentes, origen de las escorias y de sus funciones metalúrgicas y
operacionales, se sustenta sobre la base de una formulación alumosilicática y la carga aleante
se conforma fundamentalmente a partir de ferroaleaciones obtenidas de recursos minerales
metálicos cubanos (cromita refractaria y todorokita). Estas ferroaleaciones son las responsables
principales de las propiedades del cordón de soldadura.
Entre las múltiples materias primas minerales candidatas para confeccionar una matriz se
encuentran por su carácter multifuncional y su contenido los feldespatos, los caolines, arenas
de cuarzo, calcita y dolomita. La mena feldespática del yacimiento “Pico Tuerto”, por sus
composiciones química y mineralógica, constituye un adecuado componente para el soporte
estructural alumosilicático, un agente fundente y un aceptable estabilizador del arco eléctrico,
portador de una cantidad estimable de elementos de baja energía de ionización: Na, K y Ca.
El concentrado de caolín del yacimiento “Rio del Callejón” puede contribuir a conformar el
soporte matricial, debido a que contiene aproximadamente 83 % de caolinita, cuyo contenido
puede mejorarse por levigación hasta 93 % para una granulometría de < 5 µm. Esta fracción
puede considerarse como un monomineral constituido por dos óxidos esenciales [Al2O3
(anfótero), 39,18 % y SiO2 (ácido), 46,51 %] en una relación molar 1:2, aspecto de gran
importancia para el reajuste del carácter ácido-base y de la composición química de las

98
formulaciones de las matrices fundidas, debido a que estos “óxidos” presentan un alto grado de
reactividad a una relativa baja temperatura (550 o C) cuando se destruye el andamiaje
estructural filosilicático de la caolinita. La arena sílice beneficiada del yacimiento “Arimao”
presenta un alto contenido de cuarzo (> 90 %), que se puede considerar tanto un óxido ácido
libre utilizable para regular el carácter acido-básico de la matriz como un agente fundente en la
obtención de ferroaleaciones, especialmente del FeCr y, también, es un componente esencial
para la síntesis por fusión con arco eléctrico de fundentes fundidos al manganeso.
El contenido de carbonato en el concentrado de calcita del yacimiento “Palenque” es alto (97,05
%) por lo que puede considerarse un agente fundente monomineral portador de CaO a 900 o C
que incrementa el carácter básico a la matiz y, además, contribuye a estabilizar el arco eléctrico
debido a su relativa baja energía de ionización. En el caso del concentrado de dolomita, el
contenido de carbonato doble es 98,35 % (CaO:MgO-molar = 1,331) y que actúa como fundente
descomponiéndose en dos pasos, dando primero MgO (770 o C) y después CaO (880 o C).
Ambos óxidos son básicos y contribuyen a estabilizar el arco eléctrico.
Los estudios roentgenométricos y químicos clasifican al concentrado cromífero de “Cayo
Guam” (32,34 % Cr2O3 y 14,49 % FeO) de altamente refractario, que contiene 85 % de
crompicotita, 9 % de antigorita y 5 % de clorita y presenta una temperatura de fusión > 2000
o C. Por reducción carbotérmica, añadiéndole SiO2 y CaF2, puede obtenerse simultáneamente
de este concentrado un ferrocromo con > 50 % de Cr con 7 % de C y una matriz fundida con
adecuadas propiedades metalúrgicas y operacionales, ambos destinados confeccionar
fundentes aglomerados que depositan cordones con distintos contenidos de aleación.
Los análisis Roentgenométricos, térmicos y químicos arrojan que la mena de manganeso del
yacimiento “Margarita de Cambute” presenta como mineral principal todorokita (≈ 90 %). El
estudio del comportamiento en diapasón entre 100 y 1500 o C constituye un aspecto estratégico
para la obtención de diferentes ferrocromos tanto por carbotérmica como aluminotermia,
mediante el último proceso se obtiene, además, una espinela de manganeso refractaria y
abrasiva de alta pureza, galaxita: MnAl2O4.

Capítulo III: Concepciones sobre el diseño, la obtención y el
desarrollo de fundentes
99
3.1 Introducción
Vivimos en una época sin precedentes en la historia de la humanidad. Es una época de
cambios telúricos que estremecen despiadadamente al globo terráqueo. Las consecuencias son
aún impredecibles, pero la adecuada aplicación del inmenso caudal de conocimientos de la
humanidad sobre los fenómenos naturales y sociales es la única esperanza a esgrimir.
Cualquier vestigio de cualquier índole que aparezca dirigido a coadyuvar a la búsqueda de una
solución parcial o total en este sentido es una estrategia irrenunciable.
En la actualidad, en Cuba, las concepciones sobre el diseño, la obtención y el desarrollo de
consumibles de soldadura están restringidas y parcialmente esquematizadas a algunos tipos de
electrodos para la soldadura manual (SMAW) y su producción está asociada a una tecnología
obsoleta, dependiendo de la importación mayoritaria de las materias primas, que para colmo
vienen ya a manera de formulaciones casi indescifrables. Renglones de consumibles, tales
como fundentes fundidos y aglomerados son irremisiblemente condenados a ser importados.
En el capítulo II se argumentó científicamente de forma escueta, debido a limitaciones de
espacio, la potencialidad de algunos minerales nacionales prototipos al usarlos como materia
prima para la obtención de fundentes fundidos y aglomerados.
El contenido de este capítulo está dirigido a exponer algunas concepciones científico-
técnicas sobre el diseño, la obtención y el desarrollo de fundentes para la soldadura
automática (SAW) a partir de nuestros propios recursos naturales, algunos desechos sólidos
industriales y la construcción de equipos, teniendo como objetivo central argumentar que la
sustitución de las importaciones de la mayoría de estos tipos consumibles de soldadura es
tecnológica y económicamente factible.
El síndrome enfermizo del facilismo de la importación a ultranza en este renglón de consumibles
de soldadura con el aval de etiqueta de marca ha bloqueado convertir a este sector de la
ciencia, en nuestro país, en una fuerza productiva más, debido a que se han esgrimido por
empresarios concepciones estrechas, apresuradas y erróneas en la valoración de la aplicación
de los resultados científico-técnicos de más de 25 años del Centro de Investigaciones de
Soldadura, único en su tipo en Cuba [177].
A continuación se exponen como subcapítulos las concepciones de la obtención de algunos
fundentes prototipos que pueden ser leídos independientemente, pero el orden expositivo ha
sido elegido con cierto cuidado, aunque parezca algo diversificada la panoplia del tema
escogido, persiste inexorablemente el fundamento epistemológico en el contexto.

100
3.2 Fundente aglomerado aleado con matriz cuasicerámica para el recargue
Una de las tareas importantes de la soldadura automática (SAW) es el relleno superficial
destinado a la recuperación de piezas de alto valor agregado, cultura tecnológica de larga data
y experiencia en Cuba que ha decaído abruptamente en las dos últimas décadas. Una de las
piezas atractivas a recuperar son aquellas que constituyen el tren de rodamiento de equipos
automotores de tracción por esteras. Estos equipos destinados a la roturación y preparación del
terreno son esenciales para la construcción de diferentes tipos de obras civiles y militares y para
todo tipo de actividad agrícola, actividades dirigidas al resguardo y sustento de la población, etc.
En la década de los noventa del siglo pasado el parque de bulldózeres superaba las 7 000
unidades, a las que se les suministraba anualmente unos 13 000 rodillos recuperados por SAW
con los requisitos normalizados en talleres de empresas distribuidos en todo el país [178].
Como antecedente se cuenta que este proceder no es exclusivo de Cuba, sino que este tipo de
recuperación se practica en países con amplia experiencia y desarrollo en Japón, antigua
URSS, Suiza, etc.[179]. La mayor experiencia acumulada en las empresas cubanas (EREAS)
dedicadas a la recuperación de rodillos consistía en utilizar la tecnología SAW para
reacondicionar el 60 % de estas piezas usando el sistema “fundente aglomerado aleado-
alambre al carbón”, donde solo el fundente representaba la mayor contribución (65-80 %) en el
costo del proceso de relleno por SAW.
Todos estos aspectos constituyeron, al principio de la década de los noventa del siglo pasado,
motivos suficientes para iniciar aceleradamente, en el CIS, las investigaciones relacionadas con
la obtención de fundentes aglomerados aleados a partir de nuestros propios recursos materiales
con el objetivo de disminuir parcial o totalmente los volúmenes de importaciones en este
renglón y para cumplir con estos objetivos se propuso una tesis doctoral [180].
3.2.1 Obtención de Matrices cuasicerámicas
El primer fundente aglomerado aleado desarrollado en el CIS se baso en la estrategia de que la
matriz de estos presenta un consumo de 1,2 hasta 1,8 veces menor por unidad de masa de
alambre-electrodo depositada que los de matriz fundida [11]. La imposibilidad de contar con
concentrados de materias primas clásicas idóneas nos indujo a sintetizar la matriz como una
cuasicerámica amorfa buscando un alto grado de homogeneidad en la composición química y
fásica en todo el cuerpo de la matriz. La matriz de este primer fundente estaba constituida por
una cuasicerámica obtenida por sinterización a relativa baja temperatura (alrededor de los 900
ºC).

Formulación de la matriz
101
Las fuentes de sílice y alúmina se concibieron a partir de dos tipos de
rocas alumosilicáticas: una zeolítica (mineral principal: eulandita-
clipnotilolita, > 90%) y otra feldespática (anorclasa), (véase Capítulo
II, Feldespatos). Las composiciones químicas de ambos minerales
tectosilicáticos son muy similares (véase Capitulo II, Tablas 2.5 y 3.1)
y además la suma de los contenidos porcentuales de los óxidos
SiO2 y Al2O3 es de 77 % para zeolita y de 86 % para el feldespato.
Por otro lado, se observa que la relación porcentual SiO2/Al2O3 en
ambos minerales oscila entre 5,92:1 (zeolita) y 5,65:1 (feldespato).
Cualquier mezcla de ambos minerales es rica en sílice (66-73 %). A
pesar de que las composiciones químicas de las rocas feldespáticas
y zeolítica son similares, ambos minerales tectosilicáticos presentan
estructuras disímiles. La estructura del mineral feldespático utilizado se describió en el Capítulo
II (epígrafe Feldespato).
El mineral zeolítico proviene del yacimiento de Tasajera a unos 5 km al este
del poblado San Juan de los Yeras, provincia de Villa Clara.
Mineralógicamente la roca zeolítica está constituida por un mineral
correspondiente a la serie heulandita-clipnotilolita, cuyo contenido es
superior al 97 % [181], su porosidad alcanza entre 28,4-30,2 % [182] y su
densidad determinada picnométricamente es de 2,214 g/cm 3 según
procedimientos descritos anteriormente ( Cap. II, Feldespatos). A partir de
la composición química y los datos estructurales determinados por DRX
(Tabla 3.2) se determinó la fórmula cristalográfica [181] [183]:
(Na2,34K0,56Ca2.12Mg0,33Fe 2+ 0.18)[(Al5,77Fe 3+ 0,58)·(Si29,05Ti0.16)O74]· 16,17H2O;
MM: 2630,4 g/mol.
Este mineral zeolítico presenta una estructura ramificada en las tres
direcciones espaciales pero formando cavidades de dimensiones
moleculares (≈ 4 Å) [182], cuya celda unitaria está conformada por 36
tetraedros [SiO4] 4- [184, 185]. Este tipo de estructura hace que esta zeolita
presente una estructura microporosa, cuya superficie interna sea
extremadamente grande en relación con su superficie externa [186]. La
microporosidad de este mineral es abierta, lo que infiere una reactividad
Tabla 3.1. Composición
química de la roca
zeolítica
Óxidos m-%
SiO2 66,05
Al2O3 11,15
TiO2 0,45
Fe2O3 1,75
FeO 0,50
MgO 0,50
CaO 4,50
Na2O 2,75
K2O 1,00
H2O+ 6,50
H2O- 4,50
Total 99,65
S. volátil 11.00
Tabla 3.2. Difracción
de rayos-X
de la roca zeolítica
d(Å) Ii/Imax
9,00 100
7,99 33
6,77 17
6,62 17
5,19 17
5,10 22
4,64 17
4,54 17
4,25 11
3,97 100
3,90 40
3,54 20
3,46 50
3,41 55
3,34 78
3,17 44
3,12 22
3,07 17
2,98 50
2,89 11
2,80 28
2,73 17
2,56 10
considerable a temperaturas alrededor de los 900 °C y además permite, a temperaturas más

102
bajas, la trasferencia de materia entre el espacio intercristalino y el medio líquido que lo rodea,
pero esta transferencia está limitada por el diámetro de los poros [181, 187], similar a la malla
de un tamiz.
Los valores porcentuales de la suma SiO2 y Al2O3 y de la relación SiO2/Al2O3 de ambos
alumosilicatos inducen a que, dada cualquier combinación de concentración de ambos
alumosilicatos en una mezcla, la composición resultante sólo pueda desplazarse en un estrecho
segmento paralelamente al lado SiO2-Al2O3 del diagrama de fase ternario SiO2-Al2O3-CaO
(véase Figura 1.2). Mediante la adición de CaO en forma de calcita (CaCO3, véase Tabla 2.21,
p.87) se estrecha proporcionalmente dicho segmento desplazándose su punto medio en forma
rectilínea hacia el vértice CaO atravesando varias zonas del diagrama ternario (Figura 3.1).
Además, es conocido que la calcita al
descomponerse a 900 ºC [100] hace, también,
la función de agente fundente.
La zona más idónea, desde el punto de vista
metalúrgico, para el diseño de una matriz, es
aquella que, al ser atravesada por esa línea
recta, sitúa uno de sus puntos entre las
isotermas de 1 300 y 1 400 ºC de la zona de
la seudowollastonita y cuya composición es
de 50,39 % de SiO2, 8,51 % de Al2O3 y 41,10
% de CaO [33, 180]. En el entorno de este
punto, la matriz en estado líquido debe
presentar viscosidades (η) entre 6 y 8 Pa.s
(algo superior a los requisitos, véase Cap. I,
epígrafe 1.4 Viscosidad, pp. 28-30), tensiones superficiales (σ) entre 440 y 460 mN/m y
densidades (ρ) entre 2,537 y 2,517 g/cm 3 [37]. A partir de estos criterios se confeccionó una
mezcla mineral constituida por 27,52 % de feldespato, 21,49 % de zeolita y 50,99 % de caliza,
que permite obtener una masa fundida, situada entre las referidas isotermas, y conformar una
composición química (Tabla 3.3), que augura una “prematriz” en estado fundido con
propiedades aceptables.
Al 2 O 3
Tabla 3.3. Composición química calculada de la calcinación a 950 ºC de una mezcla de
feldespato, zeolita y calcita, así como los valores de IBm y Aq
Óxidos SiO2 Al2O3 CaO Fe2O3 FeO NiO MgO TiO2 P2O5 Na2O K2O ∑
m-% 47,54 8,03 38,78 0,76 0,15 0,02 0,59 0,25 0,01 2,28 1,59 100
Índice de Basicidad (IBm) = 0,91; Actividad química relativa (Aqr) = 0,56
CaO
CaO CaO
Al 2 O 3
SiO 2
iO
S
iO
S
22
SiO 2 = 50,39%
Al Al2O 2O 3 = 8,51%
CaO = 41,10%
Figura 3.1. Diagrama de fases ternario del sistema
de óxidos SiO2-Al2O3-CaO

103
A partir de la composición química expuesta en la Tabla 3.3 puede calcularse el índice de
basicidad de la posible matriz (IBm), así como su actividad química relativa (Aqr) según las
expresiones (3.1) y (1.21) propuestas por Potapov [11]:
Aq
r
2
( SiO2
) 0,
5(
TiO2
) 0,
4(
Al2O3
ZrO2
) 0,
42B
( MnO)
(3.1).
100IB
Donde las fórmulas químicas entre paréntesis se expresan en por cientos y el valor de IBm es el
índice de basicidad que se calcula según la fórmula 1.21 enunciada anteriormente. Además se
observa que la relación O:(Si+AL) adquiere el valor de 2¾, que expresa una estructura de
cadena doble con exceso hipotético de oxígeno estructural de 0,75 respecto al valor de 2 en la
de la sílice (véase Tabla 1.3), lo que está en correspondencia con la actividad química.
La actividad química Aqr expresa la capacidad oxidante sumatoria de todos los óxidos de un
fundente o de una matriz que participan en las reacciones REDOX en la interfase metal-escoria.
Existe una aceptable dependencia entre Aqr del contenido de óxidos de una matriz
de un sistema de óxidos dado (
p. ej.: SiO2-Al2O3-(MeO/Me2O) >
75 %) de un fundente
aglomerado o fundido y el
contenido del oxígeno en el
metal depositado [O] por SAW
(véase Figura 3.2) [11], que sirve
también como guía práctica para
confeccionar o seleccionar el
fundente acorde al acero a
soldar.
Según criterios de Potapov [11]
Contdo. de [o] en el metal, %
0.14
0.12
0.1
0.08
0.06
0.04
0.02
0
puede clasificarse la actividad química relativa Aqr en cuatro grupos: 1- Aqr ≥ 0,6; altamente
activos, 2- Aqr = 0,3 - 0,6, activos; 3- Aqr = 0,1-0,3, poco activos y 4- Aqr ≤ 0,01, pasivos.
Según los valores de los índices IBm = 0,912 y Aq = 0,558 calculados (Tabla 3.3) se puede
clasificar a la “prematriz propuesta” de ligeramente ácida (LA) (véase Tabla 1.5, p. 36) y de
activa, aspectos conjugados que no favorecen de una manera idónea el afino y la actividad
metalúrgica de la matriz diseñada. Para mejorar la actividad metalúrgica se puede incrementar
la basicidad, tratando de reducir el posible contenido de oxígeno en el metal depositado
mediante la adición de un óxido libre o de un compuesto promotor de ese óxido. La búsqueda
m
[O-%] = 0.1379x - 0.0017
R² = 0.9949
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1
Actividad química relativa, Aq
Figura 3.2. Dependencia del contenido de oxígeno, [O-%], en el
metal depositado.

104
de tal óxido tiene que conjugarse con toda la estrategia del sistema inicial de óxidos y las
funciones operacionales, tecnológicas y metalúrgicas del fundente.
Al confeccionar la mezcla de polvos minerales es imprescindible someterla a un proceso de
homogenización fásica (amorfismo) por calcinación (< 1100 ºC) y, además, lograr sinterizar, con
cierta consistencia, esa mezcla de polvos topoquímicamente heterogénea mediante la unión de
puentes de adherencia entre las partículas. Estos puentes pueden estar promovidos por una
sustancia que funda, a cierta temperatura temprana, aglomerando determinada cantidad de
sustancia superficial de los granos en contacto y difundiéndose dentro del grano, provocando,
generalmente, una contracción del volumen y una mayor consistencia y homogeneidad del
cuerpo de los granos “sinterizados”.
La temperatura de “sinterización” mínima a la que los granos sueltos (móviles) de la mezcla de
polvos se unan dando al cuerpo cierta consistencia, se denomina temperatura de Temman (TT)
que está relacionada con la temperatura de fusión (Tf) de las sustancias y el tiempo de
exposición a una determinada temperatura: para metales TT = 0,3…0,4·Tf, para sales TT =
0,57·Tf y para silicatos TT = 0,8…0,9·Tf [37]
El feldespato empleado en la formulación constituye un fundente que puede contribuir a que la
temperatura de sinterización sea alrededor de los 1 100 ºC. Pero la acción de la calcita provoca
aún una mayor disminución, fijando esa temperatura a 950 ºC. Las cinéticas de la sinterización
y de la coalescencia de estas alternativas son lentas a ambas temperaturas para lograr un
cierto grado de adhesión entre las partículas en un razonable tiempo, por lo que hay que
emplear una sustancia que disminuya y acelere el
proceso de sinterización.
El Na2O es uno de los vitrificantes más activos y
que más disminuye la temperatura de
sinterización superficial entre granos, provocando
también un notable ensanchamiento del intervalo
de fusión del coeficiente de adherencia. En esta
ocasión, el suministro de Na2O se realiza en
forma de carbonato anhidro (natrita): Na2CO3
(MM = 106, ρ = 2,533 g/cm 3 ). El carbonato de
sodio se funde totalmente a 853 ºC sin descomponerse (Figura 3.3) y la presión parcial de CO2
ΔT
a esa temperatura alcanza 8,8.10 -8 atm acorde a la reacción (3.2):
Na2CO3 → Na2O + CO2 ↑ (3.2);
ΔG = 76850-35,96T (3.2a);
log(PCO2) = -16797/T+7.86 (3.2b)
350ºC
480ºC
853ºC
Na 2 CO 3 (s) ↔ Na 2 CO 3 (l)
0 200 400 600 800 1000
Figura 3.3. ATD de la fusión de Na2CO3

105
Según la ecuación (3.2b) la presión parcial del CO2 de la natrita a 853 ºC es imperceptible, pero
se incrementa significativamente con la temperatura debido a su reactividad manifiesta a causa
de la interacción líquido-sólido con la sílice ácida de los silicatos:
2“SiO2(s)” + Na2CO3(l) → Na2Si2O5(l) + CO2↑ (3.3)
La velocidad de la reacción (3.3) es significativa y ocurre en la superficie de los granos, así
mientras más pequeños sean éstos más rápidamente se extenderá la reacción (3.3) por el
volumen de los mismos en dependencia de la temperatura (Figura 3.4).
Alrededor de 900 ºC, el proceso de
sinterización puede transformar casi
toda la estructura de los constituyentes
alumosilicáticos de la mezcla, pero no
alcanza a vitrificar la masa de polvos.
Hay que tener en cuenta que la mezcla
de polvos presenta poros
intergranulares, pero la zeolita, uno de
sus componentes, presenta microporos
estructurales. Es conocido que, desde
el punto de vista de la termodinámica,
la disminución de la energía libre
superficial de una mezcla de polvos se realiza por dos vías: mediante la sinterización y
mediante la coalescencia.
En el caso de la sinterización la disminución de
la energía superficial se origina a causa de la
reducción del volumen total de los poros visibles
y el crecimiento de granos [188], que va
acompañado de la contracción del material y de
la elevación de su densidad aparente [189]
(ejemplo, Figura 3.4). La magnitud de la
contracción volumétrica en este caso es igual a
la disminución de la porosidad total (Figura 3.4,
según [189] y [190]). Pero durante la
coalescencia, en nuestro caso, no disminuye ni
la porosidad total ni la contracción, y la energía
libre decrece a causa de la reducción de la superficie de los poros tanto intergranulares como
estructurales al aumentar sus dimensiones [188].
Figura 3.4. Crecimiento direccional de granos
durante la sinterización a 830 ºC de granos esféricos
de wollastonita con la participación de la fase líquida
de Na2CO3. Se muestra la microestructura(a) y el
desarrollo de la micromuestra (b).
ΔGs/ΔGc
1.9
1.8
1.7
1.6
1.5
1.4
1.3
1.2
1.1
1
0.9
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Figura 3.5: Dependencia
de ΔGc/ ΔGs = f(log n).
log(n)

106
La relación entre la merma de la energía libre superficial durante la sinterización (ΔGs) y la de la
coalescencia (ΔGc), se determina por la ecuación [191, 192]:
1
G
s/
G
c = 1 -
n
Donde n es la cantidad de poros por unidad de volumen 17 . Al sustituir valores de n >>10 5 en la
ecuación (3.4) sucede que la relación ΔGc/ ΔGs toma valores cercanos a 1 (ΔGc/ ΔGs ≈ 1)
(véase Figura 3.5). El carácter asintótico a las abscisas significa que la energía de sinterización
es igual a la de la coalescencia, pero la coalescencia nunca puede ser más ventajosa que la
sinterización, debido a que la velocidad de la coalescencia siempre es inferior a la de la
sinterización [192, 193].
1/3
1
(3.4)
También para mejorar la actividad metalúrgica se puede
incrementar la basicidad, tratando de reducir las dimensiones de los
bloques estructurales [SinO2n] z- de la matriz fundida y por tanto
disminuyendo su viscosidad y la posible presencia del contenido del
ion oxígeno [O 2- ] en la escoria resultante al estado líquido o líquido-
pastoso para una temperatura dada. La búsqueda de tal óxido tiene
que conjugarse con toda la estrategia del sistema inicial de óxidos.
A partir de todos estos criterios se decidió añadir 9,1 % de natrita (Na2O= 58,49 %) a la
formulación mineralógica destinada a la confección de la matriz enunciada en la página 4. Los
resultados de la nueva formulación mineral y composición
química de la matriz calcinada a 950 ºC se encuentran en las
Tablas 3.4 y 3.5, respectivamente.
En el sistema ternario de óxidos SiO2-Al2O3-CaO, los tres
óxidos representan el 89,14 % y los elementos, K, Na, Ca,
Mg y Ti, de relativa baja energía de ionización (Ei)
constituyen el 35,01 % de la matriz y representan en su
conjunto 1,0133 mol. Para ionizar esa cantidad de elementos
Tabla 3.4. Formulación
mineralógica de la matriz
cerámica
Nº Mineral m-%
1 Feldespato 25,02
2 Zeolita 19,54
3 Calcita 46,35
4 Natrita 9,09
Total 100,00
Tabla 3.5. Composición química de la posible mezcla mineral calcinada a 950ºC, así como
los valores de IBm y Aq
Óxidos SiO2 Al2O3 Fe2O3 TiO2 FeO MnO NiO MgO CaO Na2O K2O P2O5
m-% 44,08 7,45 0,70 0,24 0,14 0,01 0,02 0,55 36,95 9,66 1,18 0,01
Índice de Basicidad (IBm) = 1,07 y Actividad química relativa (Aqr) = 0,44
Tabla 3. 6: Valores de Ei de los
elementos de menor Ei presentes
en 100 g de matriz
propuesta
Elem. mole Ei(eV) Ei[kJ/at-g]
K 0,02511 4,339 10,512
Na 0,31161 5,134 154,383
Ca 0,65982 6,111 389,104
Ti 0,00300 6,862 1,987
Mg 0,01375 7,644 10,143
Total 1,01329 566,129
químicos en 100 g de matriz se necesita 566,129 kJ/at-g, energía superior en 12,77 % a la que
17 El número de poros (unidades) de la porosidad abierta es aproximadamente de n = Pi(4/3πr 3 ), donde Pi es el
volumen de los poros de la clase i en partes de la unidad; ri es el radio medio de los poros de la clase media.

107
se necesitaría para ionizar una cantidad equivalente de átomos de Na (502,015 kJ/at-g) de
relativo bajo potencial de ionización, por lo que se augura una buena estabilidad del fundente en
el arco al usar esa matriz en su confección.
Mezclado y homogeneizado
Para mezclar y homogenizar la formulación mineral (Tabla 3.4) se utilizó un mezclador tipo
tambor recomendado por Coulson-Maitra, Blumerg-Maritz y Danckwerkts [194-196]. Según
criterios de dichos especialistas, los valores de los parámetros de trabajo se determinaron
experimentalmente. Para un volumen total de mezcla de 10 dm 3 estos valores resultaron ser los
siguientes: 1- ángulo de inclinación del tambor: 10º, 2- velocidad de rotación del tambor: 32 rpm,
3- tamaño de las partículas: ≤ 100 μm y 4- tiempo de mezclado: 15 min [178].
Además de estos aspectos, se tuvo en consideración el orden del suministro de los materiales
dentro del tambor. Como el rango de los tamaños de granos de los minerales son similares (≈
0,1 mm), pero con distintas densidades, se añadieron primero los minerales de menor densidad
y después los de mayor densidad: zeolita, ρ = 2,214g/cm 3 ; natrita, ρ = 2,533g/cm 3 ; feldespato, ρ
= 2,623g/cm 3 y calcita, ρ = 2,71g/cm 3 . En este orden se suministraron los materiales para
provocar un flujo a contracorriente entre las partículas de los materiales añadidos, de manera
que las partículas más densas tienden a emigrar hacia el fondo y las más ligeras hacia la parte
superior del tambor, lo cual bajo la influencia del tiempo y el movimiento de rotación hace que
se obtenga un aceptable grado de mezclado y de homogeneizado, comprobándose la
homogeneidad visualmente bajo el microscopio estereoscópico.
Formación de las briquetas y minibriquetas
Se toman 5 kg de la mezcla de minerales homogeneizada adecuadamente y seca, y se amasa
con 1 kg de una solución acuosa al 2 % de alcohol polivinílico, [-C2H2(OH)-]n, el cual provoca un
efecto de aglutinante. El alcohol polivinílico al calentarse a temperaturas muy inferiores a la
temperatura de calcinación (< 400 ºC) se descompone sin dejar indicios de la forma siguiente:
[-C2H2(OH)-]n + 2¾nO2 = 1½nH2O(g) + 2nCO2 (3.5)
A partir de ≈ 1kg masa aglutinada se obtienen briquetas verdes (B) en forma de un
paralelepípedo con un volumen promedio de 420 cm 3 en moldes de acero inoxidable
desarmables con dimensiones interiores: 41,2 mm x 82,5 mm x 125 mm. Estas briquetas (B), ya
con cierta consistencia, son seccionadas por la cara de mayor superficie con una maya de
alambre de acero inoxidable (0,1 mm) con una abertura 24,2 mm x 41,1 mm, obteniéndose 10
minibriquetas (24,2 mm x 40,8 mm x 41,2 mm). Las superficies de las minbriquetas verdes,
MBn, se perforan varias veces con alambres de 1 mm de diámetro, para garantizar la
permeabilidad gaseosa durante los procesos de secado y de sinterización.

108
Primeramente las minibriquetas se exponen al sol durante dos días (≈16 h) y después se
estufan a 110 ºC durante 2 h, donde pierden como promedio 13,5 g de masa (16,67 % de
humedad) y toman una consistencia que permite su manipulación.
Sinterización y determinación del grado de sinterización (GS)
Con la sinterización de las minibriquetas no se busca compactar su masa con un determinado
grado de consistencia, sino que se trata de lograr fundamentalmente que ocurra una total
homogeneización fásica mediante la transformación amorfa de su masa sin que haya
carbonatos, óxidos alcalinos y alcalinos térreos libres y, además, que ésta tampoco se vitrifique.
En este sentido, el proceso de sinterización debe lograrse eficientemente con el menor
consumo de energía. También hay que lograr que las minibriquetas (MB) no se vitrifiquen,
estado de consistencia en el que al ser pulverizadas posteriormente para el proceso de
peletización, implicará un consumo energético mayor.
La sinterización se realizó en un horno de barras de grafito del tipo LKO2M-44K de procedencia
alemana (RDA), el que puede alcanzarse una temperatura máxima de 1 600 ºC y una precisión
del 5 % de la temperatura programada.
Con estas premisas se trata de determinar los umbrales de temperatura y tiempo, a los cuales
pueda alcanzarse un determinado grado de sinterización (GS) y una eficiente transformación
amorfa de la minibriqueta: la matriz del fundente.
A partir de los criterios térmicos que brindan los termogramas de la calcita (Figura 2.13) y la
natrita (Figura 3.3) y la temperatura de Temman (TT) para los componentes de esta mezcla se
eligió el rango de temperatura entre 750 ºC y 950 ºC y de tiempo entre 2 y 4 horas para estudiar
la sinterización según los criterios antes expuestos. Se confeccionaron 3 briquetas (BI, BII y
BIII) con una misma formulación (Tabla 3.4) y de cada una se obtuvieron 10 minibriquetas (MB).
Se seleccionaron al azar 5 minibriquetas de cada briqueta (p. ejem.: MBI-1, MBI-2,…,MBI-5,
(véase Tabla 3.7).
Las 15 minibriquetas se
secaron según
procedimiento descrito y se
pesaron en una balanza
digital semianalítica (±1mg).
De cada briqueta se
seleccionó una minibriqueta
Tabla 3.7: Pesadas de las minibriquetas secas y calcinadas
Nº
Minibriquetas secadas, g
Minibriquetas calcinadas, g
T, ºC MBCI
T,ºC MBI MBII MBIII
MBCII MBCIII
2h 3h 4h
1 110 81,097 79,395 80,102 750 77,169 74,813 74,737
2 110 81,201 79,505 80,197 800 70,117 69,758 70,737
3 110 79,876 79,192 79,876 850 67,862 66,914 67,122
4 110 81,091 79,293 80,105 900 66,263 64,427 64,715
5 110 81,304 79,495 80,115 950 65,522 63,854 63,981
seca (p.ej.: MBI-1, MBII-1 y MBIII-1), que se calcinó a una temperatura fija (p. ej. 750 ºC),
extrayendo una minibriqueta sinterizada (MBSI-h, MBSII-h, MBSIII-h) a tiempos diferentes: 2h, 3h y

109
4h. Este procedimiento de calcinación se repitió a las temperaturas, 800, 850, 900 y 950 ºC
para las restantes minibriquetas, empleando la misma secuencia de tiempo; los resultados se
exponen en la Tabla 3.7.
Comúnmente, para evaluar la sinterización de briquetas, obtenidas por aglomeración de masas
pulverulentas, se emplea el grado de sinterización (GS), que está referido a una comparación
de cambio de las dimensiones (p. ej.: volumétricos, (V), másicos (M) o de densidad (ρ) de los
cuerpos antes (i) y después (f) del proceso de calcinación: GSV=|(Vi-Vf)/Vf|, GSM=|(Mi-Mf)/Mf| o
GSρ=|(ρi- ρf)/ρf|. Estas fórmulas, en este caso, no expresan directamente la extensión de los
fenómenos de interés para la sinterización de una matriz cuasicerámica de un fundente de
soldadura. Para conocer algunos de los fenómenos ocurridos durante la calcinación se
desarrolló un procedimiento [178] para
determinar el grado de sinterización, que
brinda criterios cuantitativos reproducibles
P pH 7
GS MBCi MBCi
Bi
1
100
MB pH
Ci
MBCi
( 3.
6)
en las mismas condiciones sobre el estado de descomposición de los carbonatos y la existencia
de óxidos alcalinos y alcalinos libres, que no hayan reaccionado a la temperatura de
calcinación.
Tabla 3.8. Determinación del grado de sinterización según la fórmula (3.6)
Pérdida en HCl, g Valores de pH Grado de Sinterización, %
Nº T,ºC PMBCI PMBCII PMBCIII MBCI MBCII MBCIII GSMBCI GSMBCII GSMBCIII
2h 3h 4h 2h 3h 4h 2h 3h 4h
1 750 12,427 11,431 10,790 13,4 13,2 13 36,13 37,75 39,41
2 800 5,292 6,287 6,714 11,2 10,9 10,1 54,95 55,21 59,82
3 850 4,095 3,693 3,355 8,3 8,1 8 78,30 80,90 82,50
4 900 1,527 1,125 0,765 7,7 7,5 7,4 88,61 91,59 93,41
5 950 0,775 0,391 0,023 7,3 7,2 7,1 94,71 96,61 98,56
Sobre la base del principio de conservación de la masa y el comportamiento ácido-base de la
cuasicerámica en agua y ante soluciones acidas se utilizó la fórmula (3.6) desarrollada por el
autor [178].
Donde PMBCi es la pérdida de masa (en g) de una minibriqueta calcinada y pulverizada (< 100
µm) y posteriormente atacada con una solución a 0,25 mol/L de HCl, MBCi es la masa (en g) de
una minibriqueta calcinada antes de ataque ácido (véase Tabla 3.7), pHMBCi es el valor del
logaritmo negativo de la concentración de H3O + en 50 mL de agua destilada (pH=7), donde
permanecieron 10 g de polvo de una minibriqueta sinterizada en agitación durante 10 min. El
valor del índice de pH = -log [H3O + ] se determinó con la ayuda de un potenciómetro digital. Los
valores promedios de tres réplicas de todo el proceso de determinación del grado de
sinterización se exponen en la Tabla 3.8.

En la Figura 3.6 se observa que el desarrollo
del grado de sinterización alcanza su valor
máximo (98,56 %) para las microbriquetas
tratadas a 950 ºC durante 4 h, donde el valor
del pH es 7,1. Este valor indica que la
existencia de óxidos alcalinos y alcalinos
térreos libres es prácticamente nula.
También, al añadir a la solución HCl al 0,25
mol/L no se observó efervescencia alguna,
lo que indica ausencia de carbonatos en la
minibriqueta MBCIII-5. En general en las
microbriquetas calcinadas a 900 ºC y 950 ºC
durante 2, 3 y 4 horas no se detectó
presencia de carbonatos, aunque sí y
presentaban un alto grado de amorfismo
según indica el difractograma de
microbriquetas tratadas a 850 ºC (véase
Figura 3.6). La pérdida de masa de las
microbriquetas calcinadas por el ataque con
soluciones de HCl se debe a la posible
presencia de fases amorfas solubles. Esto
se comprobó al calentar minibriquetas a 1
000 ºC durante 2, 3 y 4 h, las que no
perdieron masa al interactuar con
soluciones de HCl (pH=7). Según el
difractograma se observa que se formaron
fases cristalinas en una matriz que
presentaba cierta vitrificación (véase Figura
3.6); esto último fue verificado en el
microscopio mineralográfico.
En la Figura 3.7 los reflejos del
difractograma de la cuasicerámica obtenida
110
30
750 800 850 900 950
Figura 3.7. Difractogramas del polvo de las
minibriquetas calcinadas.
a 750 ºC no coinciden con ninguno de los componentes minerales iniciales de la mezcla, parece
ser que estos reflejos son producto de transformaciones estructurales de los componentes
silicáticos con predominio de la estructura zeolítica deformada, es decir que varios reflejos
GS, %
100
90
80
70
60
50
40
GS-h4
GS-h3
GS-h2
Temperatura, ºC
Figura 3.6: Comportamiento del grado de
sinterización (GS) en función de la temperatura
de una matriz cuasicerámica.

111
intensos de las fases se han unido formando reflejos de baja intensidad y de ancho sostenido
por una línea base con gran ruido de fondo, todo esto expresa un bajo grado de cristalinita de
las fases presentes en esta cuasicerámica. Además, no se puede afirmar la presencia de los
reflejos principales de la calcita en su forma original, seguramente se encuentran superpuestos
con los reflejos del patrón de difracción de la cuasicerámica. A 850 ºC, el patrón de difracción
está constituido por bandas de pequeña intensidad sobre un gran halo de radiación dispersa, lo
que evidencia que todas las fases iniciales presentes se han transformado ya como un producto
de las reacciones obteniéndose un alto grado de amorfismo. Las características del patrón de
difracción a 1000 ºC indican, por lo menos, un incipiente surgimiento de una o varias fases
cristalinas de muy baja simetría y alta complejidad, con imperfecciones estructurales.
Con los valores del grado de sinterización según la Fórmula (3.6) y los resultados del análisis
roentgenofásico se han logrado precisar las condiciones de obtención de una matriz
cuasicerámica con las características estructuroquímicas adecuadas, de consistencia y térmicas
deseadas. También, la condición de sinterización a una temperatura de 950 ºC durante 4 h
minimiza grandemente la existencia de cualquier posible fuente de agua constitucional,
hidroxílica o estructural en la matriz, así como el carácter reversible de absorber agua por la
existencia de óxidos o fases libres que presenten la capacidad de interactuar químicamente con
la humedad medioambiental. El análisis químico de esta briqueta sinterizada se expone en la
Tabla 3.9 y presenta una alta coincidencia con los datos reportados en la Tabla 3.5.
Tabla 3.9. Composición química de la cuasicerámica sinterizada a 950 ºC durante 4 h a
partir de una mezcla de feldespato, zeolita y calcita y los valores de IBm y Aq
Óxidos SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO FeO MnO NiO TiO2 Na2O K2O P2O5
m-% 44,88 7,61 0,69 36,61 0,58 0,14 0,01 0,02 0,23 7,91 1,52 0,01
Índice de Basicidad (IBm) = 1,032; Actividad química (Aq) = 0,464
No obstante, se observa, que la mayor diferencia entre los datos de la Tabla 3.5 y la Tabla 3.9
se encuentra en el contenido de Na2O y K2O que presentan errores relativos de 22,12 % y
22,37 % respectivamente, lo que quizás se deba a que ambos análisis por absorción atómica
fueron realizados en diferentes laboratorios y se haya usado patrones diferentes. En la
formulación de la mezcla es poco probable que se haya cometido un error, debido a que el
contenido de los demás elementos, así como la suma de los contenidos de los tres óxidos
(SiO2+Al2O3+CaO), coinciden aceptablemente y presentan un error relativo bajo (1,80%).
3.2.2 Grado de higroscopicidad
Todo fundente retiene una determinada cantidad de agua, que, como requisito, no debe
sobrepasar al 0,1 % para que no provoque defectos en el cordón de soldadura [8] [197]. La
fuente principal del agua se encuentra en el aire como humedad ambiental. El término humedad

112
ambiental se usa generalmente para designar a la cantidad de vapor de agua presente en aire.
En este caso el vapor y el aire, podrían considerarse gases equivalentes, aunque estrictamente
no lo son [125]. El aire seco es una mezcla de gases (75,53 % de N2, 23,14 % de O2 , 1,28 % de
Ar y 0,05 % de otros gases [198] [101]) y el vapor está constituido sólo por H2O(g).
Generalmente, en las condiciones ambientales de Cuba, los rangos de presiones y
temperaturas absolutas son relativamente estrechos: Patm = (101,19 -101,72) kPa y T= (3-40) ºC
[199], por lo que puede considerarse el comportamiento del aire seco como si fuera un
componente puro (ρ = 1,293 g/L, MM = 28,965 g/mol); entonces las propiedades del aire
húmedo pueden estudiarse sobre la base del conocimiento de las propiedades de mezclas de
gases ideales 18 , regidos principalmente por la conocida ley de Dalton. Esta aproximación facilita
enormemente el cálculo analítico (mediante ecuaciones) de las propiedades del aire húmedo
dentro de la cámara psicrométrica.
El vapor de agua se produce al evaporarse el agua líquida (también de una solución acuosa
salina) absorbiendo cierta cantidad de energía del medio (calentándose) en condiciones
ambientales, y su condensación también resulta bajo esas mismas condiciones, pero
entregando energía al medio (enfriándose). El promedio de la vida media de una molécula en la
superficie de un líquido es de alrededor de 10 -6 segundos [125]. Es decir, que el aire adquiere
cierta cantidad de vapor de agua o desprende otra cantidad del mismo en forma condensada
(gotas, niebla, rocío, etc.) en dependencia de la temperatura y presión ambientales. Por esta
razón, no es arbitraria la cantidad de vapor de agua en el aire e indica que se rige por la ley de
la mezcla de gases (ley de Dalton) y es avalada por parámetros termodinámicos.
Sorción de humedad por las matrices cuasicerámicas de fundentes
Como en otras ramas de la ciencia y de la técnica, muchas de las aplicaciones tecnológicas han
precedido al conocimiento de los aspectos científicos fundamentales de la adsorción. Las
causas y los principios que condicionan y rigen estos procesos son aún en la actualidad motivo
de estudios, lo cuales pretenden resolver esos problemas partiendo de los resultados de la
cinética y la termodinámica del equilibrio de adsorción-desorción.
Al fenómeno bidimensional de la interacción física de un gas con la superficie de los sólidos,
donde una parte del mismo se une perimetralmente a ésta formando una capa uniforme, se
18 Con este ejemplo se quiere validar el enunciado. A t = 30 ºC, la presión de saturación del vapor es de
4,2460 kPa (0,041905 atm) y en esas mismas condiciones su volumen específico es Vesp= 32,9504 m 3 /kg
y considerando el Vesp se obtiene el número de moles z´= PvVv/(RT) = 55,5028 (R = 0,082056 atm-L∙·mol -
1 ∙·K -1 ). 1 kg de vapor (Mv = 18,01534 g/mol) es z = 55,5083 mole. La relación z/z´= 0,9999 y para un gas
ideal debe ser z/z´=1, lo que difiere en 0,01%. Ahora, en el caso del aire (Ma = 28,9645g/mol) a 1 atm y
30 ºC, el Vesp=0,8964 m 3 /kg y z = 34,5250 mole, 1 kg de aire contiene z´= 34,5181 mole, entonces z/z´=
0,9998, lo que el error es de 0,02% respecto al z/z´ =1 del gas ideal.

113
denomina adsorción. También puede ocurrir que el gas se extienda al seno del sólido,
denominándose esta interacción tridimensional absorción. Como no siempre se puede
distinguir experimentalmente la adsorción de la absorción, se utilizará a partir aquí
frecuentemente el término genérico de sorción para describir la toma de gases por el sólido.
Brusseau y Rao destacaron que la linealidad de las isotermas es el aspecto más relevante de la
adsorción en relación con la modelización de estos procesos [200]. El uso de isotermas lineales
favorece resolver analíticamente de forma más exacta las ecuaciones de transporte y simplifica
notablemente los procedimientos de resolución numéricos.
La sorción de gases en sólidos comprende diversos fenómenos por lo que para describirla es
común auxiliarse de diversos modelos que consideran la existencia de superficies con sitios
homogéneos o heterogéneos [201-203]. Debido a la complejidad matemática para describir las
velocidades de sorción es que se refiere a cinéticas que sopesan específicamente
determinados fenómenos, refiriéndose a diferentes órdenes: 1er (3.7), 2do (3.8), etc. En todos
los casos se asume que la velocidad de variación en la concentración del adsorbato (H2O) es
proporcional a la concentración en la fase fluida (aire) y al número de sitios vacíos en el
adsorbente (matriz o fundente):
De primer orden: qt = qo − kot (3.7)
De segundo orden: ln qt = lnqo − k1t (3.8)
Aquí, qo y qt significan las cantidades en los tiempos cero y t, respectivamente; ko y k1 son las
correspondientes constantes de velocidad.
Otro modelo cinético es la ecuación de difusión parabólica (3.9) que asume que la etapa de
velocidad limitante es la difusión de gas o en la superficie o en la superficie de los poros
intrapartículas:
qt = a + Kdc 1/2 (3.9)
Donde, qt es la cantidad de vapor adsorbido en el tiempo t y a y Kd son constantes.
En el caso del modelo de Langmuir, éste constituye un modelo teórico que describe los datos
experimentales producidos en el equilibrio en las superficies homogéneas; se utiliza para
estimar la capacidad máxima de adsorción en la que se considera: a) la superficie del
adsorbente que presenta sitios energéticos homogéneos, b) solamente una molécula puede ser
adsorbida en un sitio y la adsorción sucede en una monocapa, c) no existe interacción entre las
moléculas adsorbidas. La ecuación lineal de Langmuir se representa:
C
q
e e (3.10)
e
C
q
m
1
q K
m
L

114
Donde, qe es la concentración de adsorbato por unidad de masa del adsorbente en cada
instante en el equilibrio (mg/g); Ce, concentración del adsorbato en equilibrio en la fase gaseosa
(mg/L); qm, concentración máxima del adsorbato por unidad de masa del adsorbente (mg/g), que
indica ciertas características superficiales del adsorbente; KL, constante de Langmuir (L/g) [204].
A pesar de sus limitaciones, la ecuación de Langmuir se considera un punto de partida
importante en la búsqueda de una descripción del comportamiento de los sistemas
experimentales de adsorción de consumibles de soldadura [205] [206].
El modelo de seudosegundo orden describe la participación de fuerzas de valencia y el modo
de interactuar entre el sólido y los gases, es decir se refiere al predominio de características
químicas en el comportamiento de la sorción [207].
t
q
t
1
k q
2
2
e
t
q
e
(3.11)
En la que qt es la cantidad de vapor adsorbido (mg/g) en el tiempo t (min); qe, la capacidad de
adsorción en equilibrio (mg/g); k2, la constante de la ecuación [g/(mg∙·min)]. Si el modelo lineal
representa un buen ajuste con un coeficiente de correlación R 2 cercano a 1, el proceso de
adsorción puede ser descrito como quimisorción [208].
La ecuación de Elovich se utiliza ampliamente para determinar la cinética de quimisorción de los
gases sobre los sólidos, pero también para describir la adsorción de contaminantes en
soluciones acuosas, es [209]:
dq
dt
a exp[ ( q)]
(3.12)
Donde, q es la cantidad de gas adsorbido en el tiempo t (min); a y ß son constantes.
Originalmente, la ecuación (3.12) se desarrolló para describir las cinética para la quimisorción
de gases en superficies de sólidos, se modificó por Chien y Clayton (1980) quiénes asumieron
que la energía de activación de la sorción aumenta linealmente con el recubrimiento de la
superficie [210]. El parámetro a puede ser considerado como la velocidad inicial constante
desde dq/dt a cuando q0. Esto significa que la rápida sorción inicial no se gobierna por la
ley exponencial. Asumiendo que q = 0 en t = 0, e integrando la ecuación (3.12) resulta:
qt = (1/β)ln (1 +a βt) (3.13)
Asumiendo que aβt >>1, la ecuación (3.13) puede simplificarse aún más:
qt = (1/β)ln(aβ) +(1/β) ln(t) (3.14)
Donde qt [mg/g] es la cantidad de sustancia adsorbida en el tiempo t (min), a [g/(mg∙·min)] y β
[g/mg] son parámetros, que a partir de su relación a/β se calcula la constante de equilibrio Keq.

115
Chien y Clayton (1980) determinaron a y β (3.14), y usaron estos parámetros para comparar las
cinética de desorción y adsorción de fosfato en suelos [210].
Determinación de las características de la humectación
La determinación de la capacidad de una matriz de un fundente o del mismo fundente de
absorber humedad de la atmósfera es un requisito metalúrgico y tecnológico imprescindible
para el desarrollo de fundentes aglomerados destinados a la SAW. Humedades mayores de 0,1
% en las matrices de estos consumibles puede provocar, durante la soldadura, efectos
negativos por la difusión de hidrógeno atómico (formación de poros, grietas y tensiones
residuales) que atentan sobre las propiedades mecánicas del metal del cordón de soldadura
[18, 23, 211].
Por otra parte, la ley de velocidad para un proceso de adsorción de vapor de agua por una
matriz de un fundente aglomerado o de cualquier tipo debe establecerse por medidas
experimentales; no puede predecirse por consideraciones meramente teóricas del fenómeno
global del incremento de la masa en el tiempo. Se puede, sin embargo, deducir
matemáticamente la ley de la velocidad que corresponde a un mecanismo concreto. Para los
distintos mecanismos que se suponen para el proceso de adsorción de humedad, las leyes de
velocidad deducidas tienen, generalmente, formas diferentes. Esto no es siempre así, pues,
también, diferentes mecanismos pueden tener leyes de velocidad de la misma forma. La
comparación de una ley de velocidad obtenida experimentalmente con las leyes de velocidad
deducidas teóricamente permiten, por tanto, seleccionar en alguna medida entre varios
mecanismos los más plausibles. Sólo aquellos mecanismos que conducen a leyes de velocidad
de la forma encontrada experimentalmente deben ser considerados como posibles para el
proceso de adsorción.
La atmósfera experimental se creó de modo artificial en una cámara climatizada especialmente
diseñada para estos fines por Portal-Depestre [178] y mejorada por Hernández-Ruiz [212] y
Pino-Rivero [213]. La cámara consta de un sicrómetro acoplado, constituido por dos
termómetros de exactitud 0,2 ºC (bulbo húmedo, Tbh y bulbo seco, Tbs) que permiten el registro
de las temperaturas húmeda y del medio, y mediante la Tabla psicrométrica correspondiente se
determina la humedad relativa en su interior [206]. En este caso, el mantenimiento de la
humedad requerida se garantiza mediante soluciones salinas en recipientes abiertos e
inyectando y extrayendo vapor de agua, según se requiera, mediante un atomizador y un
extractor acoplados al cuerpo de la cámara respectivamente. La atmósfera interior se
homogeneiza mediante un sistema de ventilación que se encuentra instalado en la cámara y
que hace circular el aire a muy baja velocidad. El régimen de temperatura se garantiza

116
mediante una lámpara infrarroja. La temperatura de la cámara es programada y regulada
automáticamente. El registro del incremento de masa que sufren las muestras por adsorción de
la humedad se determina mediante una balanza analítica digital con una precisión de ± 0,1 mg y
una capacidad máxima de 200 mg, alcanzándose una buena reproducibilidad en los
experimentos [205, 214]
Adsorción de vapor por una matriz cuasicerámica
Generalmente, la sorción de vapor de agua por los consumibles de soldadura (electrodos para
SMAW y fundentes para SAW) se manifiesta a relativas bajas temperaturas y deja de
adsorberse a temperaturas relativamente altas (> 300 ºC). Por tanto, las muestras de granos
(0,25 - 2,5 mm) M-n (n = 1, 2, 3, 4 y 5) de la cuasicerámica obtenida a 950 ºC y 4 h, descrita
antes, se calentaron posteriormente en cápsulas de porcelana a 450 ºC para eliminar la posible
humedad. Las muestras de granos calentadas a 450 ºC se colocaron inmediatamente en una
desecadora con acido sulfúrico (98 %) hasta alcanzar la temperatura ambiente.
Un paso estratégico en el estudio de la adsorción de la humedad por la matriz es valorar el
desarrollo que sufren las isotermas a diferentes temperaturas a una humedad relativamente
constante en función del tiempo. Este paso permite clasificar el tipo de adsorción que acontece.
Para obtener las datas experimentales de incremento en masa húmeda en función del tiempo,
las muestras secas se sitúan en una atmósfera de (92,5 ± 0,6) % de humedad relativa (Hr) y a
temperaturas constantes. El
régimen de temperatura se
garantiza mediante una
lámpara infrarroja, cuya
intensidad lumínica es
programada y regulada
automáticamente mediante
un termómetro de resistencia
Tabla 3.10. Condiciones experimentales iniciales de la
humectación
Parámetros
M-1
Muestras de granos (0,25 - 2,5 mm)
M-2 M-3 M-4 M-5
m(H2O)ab, mg 324,93 430,29 563,44 720,38 929,96
T, K 293,15 298,15 303,15 308,15 313,15
Hr % 94 93,5 92,9 91,1 91,1
Hab, mg/g 13,8 18,74 25,2 33,15 44,23
Pv, hPa 22,0 29,63 39,45 51,27 67,26
Paire, kPa 101,325
[135], uno de los instrumentos más fieles y exactos para medir la temperatura en ese rango
[215] . Las condiciones experimentales de cada ensayo se exponen en la Tabla 3.10.
Durante la determinación de la cinética de adsorción de la humedad en los granos de la matriz
se registraron los cambios de la masa (Δm) de las muestras en el tiempo. La variación de la
masa respecto al tiempo (dm/dt) fue calculada tomando datos durante los últimos 600 s (Figura
3.8). En la medida en que dm/dt se aproxima a cero, la masa de las muestras varía menos y
ésta se aproxima a la humedad de equilibrio. Para este estudio se considera un valor de
humedad de equilibrio en dm/dt de 7,80∙·10 -4 mg/s a 20 ºC y de 1,00∙·10 -3 mg/s a 40 ºC, como

117
criterio de equilibrio bajo las condiciones experimentales expuestas en la Tabla 3.9. No
obstante, los ensayos se dan por concluidos cuando la masa húmeda m(t) de las muestras no
cambia o cambia muy poco, m(t∞), es decir, cuando la exactitud de sus incrementos o
decrementos está alrededor del orden de la precisión de la balanza (± 0,1 mg).
Los cambios de masa son usados para calcular el contenido de humedad de los granos de la
matriz en las isotermas (Figura 3.8). Los cambios de humedad respecto al tiempo fueron
almacenados para obtener la cinética de adsorción a cada humedad relativa (Tabla 3.10).
El desarrollo cinético de las isotermas experimentales del proceso de humectación de la matriz
sugiere que éstas se clasifiquen como isotermas del tipo I, en las que se insertan las isotermas
de adsorción física catalogadas como isotermas de Langmuir, entre otras [203, 213].
Los incrementos porcentuales en masa húmeda de las probetas ( C (t)
) se determinan por la
expresión:
C t)
{[ m(
t)
m(
t )] / m(
t )} 100%
(3.15),
( 0 0
en la que m(t) es la masa de los granos
húmedos en el tiempo t de exposición a la
atmósfera dada, la que se mide en una
balanza analítica digital de exactitud ± 0,1 mg
a intervalos de tiempos preferiblemente fijos y
m(to) es la masa de la muestra en el instante
inicial (t = 0) del ensayo (masa de la matriz
seca).
En primera instancia, para modelar los datos
experimentales del proceso de absorción de
la humedad de los granos de matriz se
([m(t)-m(to)]/m(to))*100, %
0.2
0.18
0.16
0.14
0.12
0.1
0.08
0.06
0.04
0.02
0
0 20 40 60 80 100 120 140 160
tiempo, min
M-1; 20 ºC
M-2; 25 ºC
M-3; 30 ºC
M-4; 35 ºC
M-5; 40 ºC
Figura 3.8. Desarrollo de las isotermas de
adsorción de humedad en los granos de matriz a
diferentes temperaturas por unidad de matriz.
utilizaron los criterios del modelo de Langmuir (ecuación (3.10)), que es un modelo teórico que
expresa la relación entre la concentración del vapor de agua adsorbido por la matriz y el aire
húmedo a temperatura constante.
Primeramente se conforman tres grupos de tres muestras de granos de matriz (M-n-i, n y i = 1,
2 y 3) con igual granulometría (entre 0,25 y 2,5 mm). En la cámara psicrométrica se someten las
tres muestras de granos de matriz de un grupo a una temperatura fija (± 0,2 ºC), pero cada una
de ellas a tres humedades relativas distintas (Hr, %), para determinar los parámetros qm y KL de
la ecuación de Langmuir (3.9). Las condiciones y los datos experimentales de nueve muestras
se reportan en la Tabla 3.11.

118
Tabla 3.11. Datos experimentales para determinar los parámetros qm y KL de la ecuación de
Langmuir
Condiciones
experimentales
M-1 M-2 M-3
1 2 3 1 2 3 1 2 3
T, K (ºC) 293,15 (20) 300,15 (27) 313,15 (40)
Hr, % 95 75 65 95 75 65 95 75 65
m(to), g 177,12 169,65 172,66 181,20 167,18 175,02 178,59 170,83 173,25
m(H2O)ad, mg 230,40 201,40 190,30 212,60 188,14 182,90 116,10 108,50 108,10
Pv (vapor), kPa 2,222 1,754 1,520 3,389 2,676 2,319 7,014 5,538 4,799
Ce, g/L 0,0164 0,0130 0,0112 0,0245 0,0193 0,0167 0,0485 0,0383 0,0332
qe, mg/g 1,301 1,187 1,102 1,173 1,125 1,045 0,650 0,635 0,624
Nomenclatura de la designación de las 9 muestras M-n-i: M-1-1, M-1-2, M-1-3,…, M-3-2, M-3-3
La concentración del vapor en el aire húmedo (Ce) se determina a partir de la ecuación de los
gases ideales, PV = nRT, (n = mV/MH2O):
mV
Ce
V
M H 2O
PV
RT
(3.16)
Donde, mv/V es el parámetro Ce de la ecuación (3.10); MH2O, la masa molecular del agua
(18,015 g/mol); PV, la presión de vapor en equilibrio en atm (1 kPa = 0,00986923 atm); R la
constante universal de los gases (R = 0,082057 atm∙·L/(K∙·mol)) y T, la temperatura en K.
Es conocido que la velocidad global de la adsorción está gobernada por la velocidad del paso
más lento (llamado paso limitante). Antes de que proceda la adsorción de las moléculas de
agua del aire húmedo por la matriz, las superficies de ésta o de los contornos de los bordes o
del interior de sus microporos o microgrietas están cubiertas por películas de los componentes
del aire, que pudieran obstaculizar, en cierta medida, la adsorción de las moléculas de agua por
los sitios activos de esas superficies.
En primera instancia para valorar los mecanismos de la adsorción, se procesaron los resultados
experimentales de la adsorción de los granos de la matriz (Tabla 3.11) acorde al modelo de
Langmuir, y por regresión lineal se obtuvieron las ecuaciones siguientes:
Ce/qe = 472,06∙·Ce + 4,8547, R 2 = 0,9986; 293,15 K (20 ºC) (3.17)
Ce/qe = 638,60∙·Ce + 5,1273, R 2 = 0,9891; 300,15 K (27 ºC) (3.18)
Ce/qe =1399,30∙·Ce + 6,7366, R 2 = 0,9995; 313,15 K (40 ºC) (3.19)
El alto valor de las R 2 de las ecuaciones linealizadas de Langmuir indica que en el proceso de
humectación, a relativas bajas presiones parciales de vapor, como en este caso, el fenómeno
predominante es la adsorción física. A causa de la presencia de posibles microporos y
microgrietas se verifica primeramente la adsorción en estas microcavidades no interconectadas
entre sí y después la cantidad de vapor adsorbida se desarrolla de forma constante

119
constituyendo estadísticamente una monocapa sobre la superficie de las muestras de granos de
la matriz cerámica.
A partir de las ecuaciones (3.17), (3.18) y (3.19) y para cada condición experimental (Tabla
3.12) se determinaron la constante de
la isoterma de Langmuir (KL) (3.10) y la
constante asociada a las
características de la superficie (qm), las
cuales son reportadas en la Tabla
3.12.
Por un lado, los valores de qm, reportados en la Tabla 3.12, indican que la concentración de
vapor de agua por unidad de masa de matriz es inferior al requisito máximo de 0,1 % de
humedad exigido, expuesto anteriormente. Por otro lado, al interpretar la humectación de los
granos de la matriz sintetizada como un proceso espontáneo (ΔG 0) de transferencia de vapor
de agua (H2O(g), adsorbato) en el aire (tres dimensiones) hacia la superficie de los granos de la
matriz M (adsorbente, dos dimensiones) permite evaluar los cambios de los potenciales
termodinámicos, tales como la energía libre de Gibbs (ΔG), la entropía (ΔS) y la entalpía (ΔH).
A causa de una disminución de los grados de libertad que sufren las moléculas en esta
transferencia, la entropía disminuye (Sf Si; ΔS 0), dando como resultado que el proceso sea
exotérmico (ΔH 0). Según el principio de Le Châtelier, con la disminución de la temperatura
experimental (véase los valores de qm en Tabla 3.12) y el aumento de la presión se favorece la
humectación, pero el aumento de la temperatura, tal como lo anuncia la expresión ΔH = ΔG +
ΔS∙·T 0, no indica que el proceso sea más exotérmico [216]. Por lo general, los calores
integrales de absorción física de la humedad a temperatura ambiental, son parecidos a su calor
de condensación (ΔHcond = - 9,77 kcal/mol a 25 ºC [203]).
Tabla 3.12. Constantes de las isotermas de Langmuir
T, K 293,15 300,15 313,15
qm, mg/g 2,118∙·10 -3
A partir de los datos de la Tabla 3.12 y considerando las expresiones de la energía libre de
Gibbs, ΔG = ΔH - ΔS∙·T y ΔG = - nRT∙·ln(Keq), pueden calcularse la entalpía (ΔHad), la entropía
(ΔSad) y la energía libre de Gibbs (ΔGad) involucradas en el proceso de humectación de los
granos de la matriz cuasicerámica (950 ºC y 4h). Para el cálculo de estos parámetros del
proceso de adsorción se parte del enunciado termodinámico siguiente:
H
ad 1 S
ad
ln( K L ) T (3.20).
R R
1,566∙·10 -3
Al graficar los valores reportados en la Tabla 3.12 en forma de ln (KL) vs 1/T se obtiene la línea
recta de la Figura 3.8, por regresión lineal se obtiene la ecuación siguiente:
7,146∙·10 -4
KL,, L/g 97,2377 124,549 207,7161

1
ln(K ) 3507,3
T 16,531;
(3.21)
R
2
L
0,9981
A partir de la comparación de las ecuaciones
(3.20) y (3.21) se calculan los valores de los
parámetros termodinámicos del proceso de
humectación: ΔHad = - 6,97 kcal/mol, ΔSad =
32,8 cal/(mol∙·K) y ΔGad = -7,0 kcal/mol. Estos
valores están en correspondencia con el orden
de los reportados para los calores de
condensación del vapor de agua a
temperaturas cercanas [28].
120
ln(KL)
5.4
5.3
5.2
5.1
5.0
4.9
4.8
4.7
4.6
4.5
0.0032 0.0032 0.0033 0.0033
1/T
0.0034 0.0034 0.0035
Figura 3.9. Comportamiento del logaritmo neperiano
de la constante de Langmuir (KL) en función de 1/T.
Al procesar los datos experimentales (Figura 3.10) de la humectación de la matriz
cuasicerámica como si fuera un proceso cinético adsorbente de seudosegundo orden (3.22) se
obtiene un desarrollo de las isotermas semejante al obtenido en la Figura 3.8, pero aquí
significa que una molécula de agua adsorbida está
ocupando simultáneamente dos sitios en el
adsorbente (cuasicerámica) [207, 217, 218]. El
procesamiento de los datos experimentales mediante
el modelo de seudosegundo orden permite evaluar la
capacidad efectiva de la adsorción [207, 217], así
como la velocidad inicial de la adsorción y la
constante de velocidad de ese modelo cinético, sin
saber de antemano ningún parámetro cinético. Estos
aspectos brindan criterios complementarios sobre el
fenómeno de la humectación en la matriz
cuasicerámica, los que se pueden obtener con
relativa facilidad a partir de los parámetros de la ecuación siguiente:
t
q
t
1
k q
2
2
e
t
q
e
qt, mg/g
2.00
1.80
1.60
1.40
1.20
1.00
0.80
0.60
0.40
0.20
0.00
M-1, 20 ºC
M-2, 25 ºC
M-3, 30 ºC
M-1, 35 ºC
M-1, 40 ºC
0 20 40 60 80 100 120 140 160
t, min
Figura 3.9. Desarrollo de isotermas de
adsorción de qt = f(t).
(3.22).
Donde k2 es la constante de velocidad de absorción (g/(mg.min)), qe es la cantidad de vapor de
agua adsorbida en equilibrio por la superficie granular de la matriz (mg/g), qt es la cantidad de
vapor de agua adsorbido por los granos de la matriz en cualquier tiempo (t).

121
A partir de los datos experimentales de la Figura 3.9 se obtuvo el comportamiento de los granos
de la matriz que se expone en la Figura (3.10). Las expresiones de las ecuaciones de
seudosegundo orden, que expresan ese comportamiento, aparecen a continuación:
t
(
q
t
t
(
q
t
t
(
q
t
t
(
q
t
t
(
q
t
)
)
)
)
1
)
3
4
5
= 0,
5281
2
= 0,
6906
= 0,
9246
t
t
1
t
3
+ 3,
5656,
R = 0,
9976
+ 4,
7172,
R = 0,
9981
+ 8,
6663,
R = 0,
9980
= 1,
1946t
+ 15,
839;
R = 0,
9961
4
2
5
1,
5324t
+ 20,
557;
R = 0,
9950
5
2
2
1
2
3
2
4
2
2
( 3.
23)
;
( 3.
24);
( 3.
25);
( 3.
26)
y
( 3.
27),
Los valores de los parámetros de las ecuaciones (3.23)…(3.27), aparecen en la Tabla 3.13.
Cuando t se aproxima a 0, el parámetro h puede ser considerado como la velocidad de
adsorción inicial expresada como
qt/t. Por tanto, h es igual a k2qe 2 .
A partir de los valores expuestos en
la Tabla 3.13 se observa, que al
aumentar al doble la temperatura
(°C), la constante de velocidad de
absorción (k2) experimenta un
incremento de aproximadamente 1,4
veces, mientras que la velocidad de
adsorción inicial (h) disminuye en
aproximadamente 5,8 veces, lo cual
está en correspondencia con el modelo de adsorción de Langmuir. Los valores de R 2 de las
ecuaciones (3.23)…(3.27) son relativamente cercanos a 1, lo que indica que hay una
contribución quimisortiva a considerar en el proceso de adsorción del vapor de agua por los
granos de matriz. Tal vez esto se deba, en parte, a una interacción más intensa del vapor de
agua con algún vestigio de óxidos libres y/o de fases intermedias de alumosilicatos presentes
sobre las superficies de las cavidades de los microporos y la microgrietas de la matriz
cuasicerámica.
Tabla 3.13. Valores de los parámetros de las ecuaciones
de seudosegundo orden de la adsorción de
vapor en matrices cuasicerámicas
Muestra
t.qe -1 , min.(mg/g) -1
1/qe,
g/mg
300
250
200
150
100
50
0
Figura 3.10. Comportamiento del fenómeno de
adsorción según el modelo de seudosegundo orden
qe,
mg/g
Valores de los parámetros
2
1/(k2.qe ),
min.g/mg
Seudo segundo orden
k2,
g/(mg.min)
h
mg/(g∙·min)
M-1 0,5281 1,8936 3,5656 0,0782 0,2805
M-2 0,6906 1,4480 4,7172 0,1011 0,2120
M-3 0,9246 1,0816 8,6663 0,0986 0,1154
M-4 1,1946 0,8371 15,839 0,0901 0,0631
M-5 1,5324 0,6526 20,557 0,1142 0,0486
M-5, 40 ºC
M-4, 35 ºC
M-3, 30ºC
M-2, 25 ºC
M-1, 20 ºC
0 20 40 60 80 100 120 140 160
Tiempo, min

122
La valoración conjunta del fenómeno de la retención de humedad por la matriz cuasicerámica,
usando varios modelos, nos conduce a que, independientemente de que la cinética de
adsorción sea semejante, pueden coexistir fenómenos absortivos de mecanismos diferentes,
aunque la contribución de alguno de ellos sea poco significativa, pero su repercusión sobre las
propiedades del cordón de soldadura obtenido por SAW sí es apreciable [206].
3.2.3 Influencia de la granulometría de los fundentes sobre la soldadura
Los granos de los fundentes presentan continuidad en el tamaño, amplia gama de hábitos y
diferente distribución granulométrica, enmarcados en un intervalo limitado de tamaño de grano,
comúnmente entre 0,25 mm y 2,5 mm. La continuidad en el tamaño se debe a que los procesos
de obtención de los fundentes, tales como la trituración, la aglomeración de polvos por
rodadura, el fraccionamiento por choque térmico de una masa líquida incandescente al ser
vertida sobre agua [219] o contra un chorro de aire con un ángulo determinado [220], son
eminentemente aleatorios [221]. Este carácter aleatorio induce a tener en consideración la
variación estadística de las dimensiones de los fundentes; pero a no muy pocos especialistas
en tecnología de soldadura les parece juiciosamente trascendental aceptar este hecho. Por la
misma razón de aceptar, que los procesos de obtención son aleatorios, pueden usarse los
métodos estadísticos para describir la distribución de tamaño de los granos de fundentes y las
propiedades que derivan de esta distribución.
Por tanto, en primera instancia, el intervalo granulométrico del fundente debe ser elegido de
manera que el movimiento del alambre-electrodo no perturbe o modifique sustancialmente la
presión estática ejercida por la capa de fundente, es decir, cuando la resistencia a la tracción de
una pila de granos de fundentes no compacta oscile entre 200 Pa y 500 Pa. Cuando que el
espesor de la capa de fundente (h) fluctúe entre 35 mm y 55 mm ((0,035-0,055) m) y la
densidad aparente (ρa) del fundente sea de 1631 kg/m 3 (1,631g/cm 3 ), entonces resulta ser que
la presión estática (P) se encuentra entre 0,56 kPa y 0,88 kPa de acuerdo con la fórmula:
P = ρa.g.h (3.28)
Donde: g la constante de la aceleración de la gravedad 9,81 [m/s 2 ].
En primera instancia, el espesor de la capa ejerce una presión estática, que junto con su grado
de compactación constituye una “barrera física instantánea” que limita el escape del aire ocluido
en la porción de granos que se han fundido ocasionando que los constituyentes del aire (N2, O2
y humedad) sean arrastrados hacia la zona del arco provocando que éstos interaccionen con
diferentes estadios del metal fundido [3].
Aunque no existe una norma de clasificar los fundentes por su distribución granulométrica y
morfología, éstas podrían constituir cuestiones importantes a tener en cuenta, debido a que

123
pueden influir por lo menos en un 3 % sobre apelmazamiento [3] [222] y, por tanto, en la presión
estática del fundente sobre el baño de soldadura, lo que está en relación directa con la
intensidad de interacción de oxígeno, nitrógeno y humedad del aire ocluido con las gotas del
alambre electrodo y con el baño de soldadura.
El conocimiento de los parámetros que describen la distribución granulométrica en un intervalo
ligeramente mayor (0,1-3,0 mm) debe favorecer una mejor racionalidad del uso del fundente
(minimizar: consumo de fundente/consumo de alambre), controlar el factor de forma del cordón
a través de la presión estática que éste ejerce sobre el baño de soldadura, minimizar el aire
ocluido dentro del mismo [3], propiciar una mejor transferencia de los elementos aleantes,
fundirse con un consumo energético menor [223]. En cuanto a la morfología de los granos y su
granulometría resulta difícil clasificar los fundentes ya que no existen criterios geométricos,
morfológicos, así como tampoco granulométricos que brinden los parámetros necesarios para
una clasificación diáfana sobre la forma de los granos de los fundentes, y por lo tanto es difícil
inferir una norma tecnológica sobre dichos aspectos; los mismos son abordados en este
epígrafe.
En los distintos procesos de obtención de fundentes se logran granos de distintas formas [197],
abarcando hábitos que no pueden ser descritos de una manera numérica simple. En la literatura
no se ha recogido hasta la actualidad de una forma exhaustiva cómo los granos de fundentes
mezclados con diferentes hábitos, aprovechan el espacio del apilamiento [224] [225]; no
obstante, existen estudios detallados sobre el apilamiento de cuerpos con formas regulares
artificialmente conformados [226] [227].
En correspondencia con lo antes dicho, resulta de interés el conocimiento de las propiedades
físicas, químicas, metalúrgicas (termodinámicas) de los granos de los fundentes y el modo de
evaluarlas. Para los granos de fundentes se pueden considerar dos tipos de propiedades: las
propiedades que presentan los granos individualmente y las que se derivan del grupo de
granos.
Entre estos dos tipos de propiedades no siempre existe un vínculo inequívoco y directo, en
muchas ocasiones difícil de precisar mediante la determinación de uno o dos parámetros
vinculantes. Por tanto, para determinar estas propiedades vinculantes es necesario determinar
sus parámetros esenciales y las posibilidades de medirlos dadas ciertas condiciones materiales
(instrumentales). A partir de datos más o menos exactos de algunos de estos parámetros se
pueden obtener otros parámetros no medibles directamente y expresar criterios sobre las
propiedades del conjunto de granos [226]. También resulta difícil o engorroso obtener
información sobre las propiedades del fundente en su conjunto por medio de la enumeración

124
completa de las propiedades de los granos individuales, ya que algunas de estas propiedades
no se rigen por la ley de las mezclas [225].
También atenta sobre la obtención de información fidedigna de parámetros vinculantes entre
estos dos tipos de propiedades, el costo basado en el tiempo empleado (rapidez), la extensión
de la muestra y la exactitud de los datos. Por esta razón, para dilucidar el vínculo entre estas
propiedades, se esgrimen métodos estadísticos de cálculo, donde el método de muestreo es
esencial en la caracterización del fundente.
La característica del estado de dispersión de este sistema material (granos de fundentes) es
para la SAW de significación esencial, debido a que el tamaño y la forma de los granos
individuales influyen directamente en una serie de propiedades de la población granulométrica:
homogeneidad, mezclabilidad, fluidez, aglomeración, apilamiento (ángulo de talud, α), densidad
de empaquetamiento, permeabilidad (porosidad), desagregación (resistencia a la dispersión),
entre otras propiedades [224], que participan directa o indirectamente influyendo en varias
propiedades del cordón de soldadura.
3.3. Obtención carbotérmica de matrices y componentes de la carga aleante
3.3.1. Criterios preliminares
Las cromitas refractarias cubanas son minerales candidatos de bajo valor de uso, portadores de
un metal útil, los cuales pueden ser utilizados para obtener simultáneamente por reducción
pirometalúrgica componentes de un fundente (Tabla 2.16, Epígrafe 2.3.5). En su mayoría están
destinadas solo a la producción de arenas refractarias por molienda de la roca mineral. Se
clasifican a partir de la composición química de la mena cromífera y presentan en la extracción
del cromo una temperatura relativamente alta (1 600-1 700 o C), un bajo rendimiento y un alto
consumo energético (≥ 5,22 kW/(kg de cromita)). Estas características hacen irrentable la
obtención de cromo a partir de este tipo de cromitas.
¿Por qué, entonces, investigar una cromita refractaria cubana como fuente de materia prima
destinada a la obtención y el desarrollo de fundentes para soldadura automática, si ha sido
rechazada como fuente para obtener cromo metalúrgico?
A partir de la abundancia de menas de minerales cromíferos en la corteza terrestre cubana, de
la composición química (Tabla 2.17) de varias muestras de cromita del yacimiento de “Cayo
Guam” y de su fórmula cristaloquímica (2.9) se realiza una valoración integral de su potencial
como materia prima para el desarrollo de consumibles para la SAW.
Los criterios que se esgrimieron en esa valoración, se detallan a continuación:

125
En subsuelo cubano se encuentra una de las reservas de cromitas más grande del planeta,
que se calcula sobrepasa las 6·10 6 t [158], de las cuales la mayoría son refractarias [163] y
[228], por lo que la ampliación de su campo de uso y el incremento de su valor de uso son
estratégicamente necesarios.
Los óxidos que componen el sistema SiO2-Al2O3-MgO-CaO de la escoria del proceso
extractivo de cromita son frecuentes en marices de muchos fundentes comerciales y
constituyen ⅔ de composición química de la roca cromífera, en la cual la relación entre los
óxidos es factible de ajustar de acuerdo al modo en que se diseñe la mezcla metalúrgica.
El ferrocromo es uno de los componentes metálicos más frecuente y caro de la carga aleante
de los consumibles de soldadura, no solo por su precio (FeCr, 60 % de Cr, 2500 USD/t)
[229], sino también por lo difícil y costosa que resulta su trituración a granulometrías
relativamente pequeñas (< 0,25 mm), operación que incrementa su costo en más de un 40
%.
La energía total (Qtotal= QFeCr + Qesc) involucrada en la obtención del ferrocromo (QFeCr) y
escoria (Qesc) se reparte entre ellos en la misma relación que la másica: QFeCr/Qesc ≌
MFeCr/Mesc ≌ ½, lo cual abarata considerablemente la obtención del ferrocromo.
La materialización de conjugar el ferrocromo y la escoria obtenidos en un fundente útil,
elaborado fundamentalmente de la cromita refractaria como materia prima principal, resulta
novedoso y económicamente estratégico, sin precedentes en Cuba, en el campo del desarrollo
y obtención de fundentes aglomerados aleados y en la industria sirometalúrgica. La demanda
histórica en Cuba de este tipo de fundente es de alrededor de unas 200 t anuales y sus precios
se encuentran en la actualidad sobre los 3 500 USD/t (una erogación total > 720 000 USD/a).
El CITMA nacional concedió especial importancia científico-técnica y económica al desarrollo de
los materiales para soldar, al aprobar dos proyectos nacionales, uno encaminado al desarrollo
de fundentes (proyecto, código 140021, defendido en 1999) [12], que contiene aspectos
importantes que forman parte el presente trabajo, y otro encaminado a la construcción de una
planta piloto para la fabricación de fundentes aglomerados aleados destinados a la
recuperación de rodillos de bulldózer en la Planta Eduardo Reyes Canto del MICONS (Proyecto,
código 140005, defendido en 2000), con un monto total de 82 000 CUP y 5 300 USD.
La selección de las materias primas para la conformación de la carga metalúrgica debe
responder a la estrategia de obtención de los componentes fundamentales de fundentes
destinados para la SAW (carga aleante y matriz) [230] [72].
Para llevar a cabo con criterio de éxito el proceso metalúrgico extractivo de reducción del
mineral (mena de cromo de baja ley) es esencial conformar un sistema complejo de sustancias

126
que contribuya, a altas temperaturas (entre 1500 y 1600 o C), por un lado, a la extracción
máxima posible del cromo de la cromita en forma de ferrocromo con un relativo alto grado de
fragilidad, propiedad no propia de los ferrocromos comerciales y, por el otro, a obtener, después
de la extracción, otro producto constituido por un sistema de óxidos (escoria) que constituya la
mayor parte de la matriz con las propiedades metalúrgicas y tecnológicas deseadas o próxima a
las deseadas, y que ambos cumplan con índices requeridos de rentabilidad, de sostenibilidad
productiva y de calidad metalúrgica y operacional para ser utilizados como materias primas en
la confección de consumibles para soldar, especialmente fundentes [231].
Compatibilizar todos estos requisitos tan complejos en un mismo proceso metalúrgico exige,
además del establecimiento de las condiciones energéticas y tecnológicas idóneas, de la
racional proporcionalidad másica y la conjugación acertada de las propiedades químicas,
físicomecácicas y termodinámicas de los minerales y otras sustancias de la carga metalúrgica,
también lograr una adecuada composición del sistema de óxidos y sales de la escoria resultante
así como la composición química y fragilidad del ferrocromo que sean compatibles con las
exigencias químicas, metalúrgicas y de elaboración que demandan las partes constitutivas de
los fundentes destinados al relleno por soldadura con el arco sumergido bajo fundente [232].
Para lograr la formulación química de la carga metalúrgica es necesario cumplir estrictamente
con los complejos requisitos expuestos anteriormente, teniendo en consideración que ella
quede, según Perdomo-González [233], formada por: 1- elementos fundentes, 2- elementos
estabilizadores del arco eléctrico, 3- elementos reductores, 4- elementos conformadores del
sistema de óxidos de la matriz, 5- elementos conformadores de la ferroaleación.
Todos estos elementos químicos deben encontrarse en la carga metalúrgica en las
proporciones adecuadas para poder satisfacer las exigencias tecnológicas del proceso
pirometalúrgico y los requisitos químicos, metalúrgicos y tecnológicos de la matriz y el
ferrocromo.
3.3.2. Características de las materias primas
En el Epígrafe 2.3.5 se realiza una exhaustiva caracterización química, roentgenofásica y
estructural del componente mineral principal de la mena de cromita: la crompicotita. De los
datos sobre la composición química expuestos en las Tabla 2.17 y 2.18 se observa que todos
los cationes constituyen 59,69 % y el oxígeno 35,25 % 19 de la roca cromífera, mientras que el
Cr y el Fe conforman el 33,36 %. De la fórmula cristaloquímica de la crompicotita (2.9) se
calcula la relación porcentual másica (Al+Mg)/Cr, cuyo valor es 1,05, valor que dictamina el
19 Como máximo solo el 47,18 % del oxígeno de la mena puede interactuar como combustible en el proceso
metalúrgico carbotérmico.

127
carácter refractario del mineral cromífero de Cayo Guam. Las tres fases mineralógicas
fundamentales de la mena cromífera son: crompicotita 85 %, antigorita: 9,7 % y clorita: 5 %. Los
dos últimos minerales son también suministradores de Al2O3, MgO, FeO y SiO2, de los cuales
los únicos óxidos reducibles por carbotérmica son FeO y SiO2.
También se distingue que la suma de los óxidos Al2O3, MgO y SiO2 20 de la mena cromífera es
47,75 % y se encuentran en una relación porcentual definida (Al2O3:MgO:SiO2 =1:0,6:0,2)
(véanse Tabla 2.17 y punto A de la Figura 1(a), Anexo 1). Esta relación de óxidos puede
ajustarse por adición de SiO2 (cuarzo, cuarcita, etc., que actúan también como sustancia
fundente) a la formulación de la carga metalúrgica de la mena cromífera a valores cercanos a
los que presentan las matrices de fundentes de soldadura, por ejemplo:
[Al2O3:MgO:SiO2 =1:(0,47-0,77):(0,62-1)] (véase Tabla 2.19).
Las demás materias primas usadas en el proceso metalúrgico reductivo son arenas de cuarzo y
caliza correspondientes a los yacimientos Arimao de Pinar del Río y El Purio de Villa Clara
cuyas composiciones químicas respectivas se muestran en el Anexo 2, Tabla 8, en la cual se
observa que el contenido de SiO2 en la arena es de 90,32 % y alrededor del 4 % corresponde a
óxidos de bajo potencial de ionización de los cuales la mayoría es CaO, el 5 % restante de
impurezas no interfiere en sus funciones en el proceso de reducción. La roca caliza utilizada en
esta ocasión difiere ligeramente de la reportada en la Tabla 2.21. En la roca caliza se observa
que el contenido de CaO es de 55,20 %, lo que representa un 98,57 % de calcita, contenido que
garantiza su utilización para estos fines.
Como agente reductor se usa coque, cuyo contenido de carbono (83,40 %) garantiza su uso
como reductor; este componente genera un 12 % de ceniza, en cuya composición prevalece
SiO2 (88,08 %), sílice que presenta una estructura amorfa que le confiere una alta reactividad y
constituye una importante fuente de silicio activo. El resto de los componentes de la ceniza son
óxidos de bajo potencial de ionización lo cual favorece la estabilización del arco eléctrico (véase
Tabla 8 del Anexo 2).
Como fundente se usa fluorita con un contenido de CaF2 de 96,1 %, lo que permite el
cumplimiento de los objetivos de su adición (explicaciones de sus funciones se exponen en el
epígrafe 2.3.7).
3.3.3. Equipamiento para la fusión
Horno eléctrico de arco. Para obtención simultánea del ferrocromo y la matriz se diseñó y
construyó un horno eléctrico de arco cuyo principio de funcionamiento consiste en la
transformación de la energía eléctrica de un arco voltaico, en energía térmica efectiva dentro de
20 Una parte del SiO2 es factible de reducir con carbono.

un crisol de grafito. Hornos con estas características características se han utilizado utilizado en la obtención de
fundentes fundidos [234] [11]. . Para Para desarrollar desarrollar el proceso se cuenta cuenta con con una una fuente fuente de de corriente
corriente
directa del Tipo Mansfer de 1000 A y 48 V.
Para diseñar el horno se empleó la metodología propuesta por Lucio [235], , la cual propone para
la determinación de los parámetros eléctricos las expresiones siguientes:
UI = Pa, πDel(U/I) = K, 4I/(πDel 2 ) = Tt / √(Del)
Donde las incógnitas son: son: U, tensión en volt (V); I, I, intensidad de corriente corriente en ampere ampere (A) (A) y y Del,
Del,
diámetro del electrodo en pulgadas (in) (i
21 : 1 in = 2,54
cm.
Los valores conocidos son: Pa, potencia aparente en
VA; K, resistividad periférica del electrodo en ohm
pulgada (entre 0,23 y 0,34 Ω∙·in para el ferrocromo alto
en carbono) y Tt, , constante que depende del
coeficiente de transmisión térmica del material del
electrodo (Tt = 250 A·in -1 , para electrodos de grafito
estándar 5 ).
Al resolver este sistema de ecuaciones, se determinan
los parámetros desconocidos. A partir del diámetro de
los electrodos se calcula la distancia entre ellos, el
diámetro iámetro del crisol y la altura del crisol.
Para determinar estas dimensiones se toma como
criterio fundamental fundamental que que en en dependencia dependencia de de la la distribución distribución de de los los electrodos electrodos dentro dentro del del crisol crisol del
del
horno pueden formarse tres zonas de reacción: la zona de reacción óptima (Figura 3.11) y las
zonas de reacción mínima y máxima (en Anexo 1, Figuras 3 y 4).
En la la Figura Figura 3.11 3.11 (también (también en las Figuras 3 y 4 del Anexo 1) puede apreciarse la distribución de
los electrodos para las diferentes zonas, donde: S, distancia entre los centros de los electrodos;
A, lado de un triángulo equilátero inscripto en el perímetro perímetro interno del crisol crisol del del horno; Y,
proyección en ½ A A (BE) (BE) de la distancia BC que que biseca biseca el el vértice vértice B B del del triángulo triángulo equilátero y
y
llega al centro de un electrodo en el punto C; Rel(CF) radio del electrodo; Rr(BC) y Dr(BD),
radio y y diámetro diámetro de la la zona zona de de reacción; reacción; Rh(BC) Rh(BC) y y Dh(2BC = = BD), BD), radio radio y y diámetro diámetro mínimos de
la cavidad interna del crisol del horno. También es fácilmente deducible que Rh = Dr.
De la Figura 3.11, en el l triangulo rectángulo rectángulo BCF, BCF, puede puede determinarse determinarse que que sen 30 o = Rel / Rr=
½, por tanto:
128
Figura 3.12. Distribución de los
electrodos para zona de reacción óptima
dentro del crisol del horno.
21
La pulgada pulgada es una unidad de medida permitida permitida temporalmente por por el el Comité Estatal de Normalización en Cuba
Cuba y
su símbolo es in.

La ecuación (3.29) es aplicable a a las las otras otras dos dos disposiciones disposiciones de de electrodos electrodos dentro dentro del horno
horno
(véanse Figuras 3 y 4, Anexo 1).
De la Figura 3.12 se deducen las relaciones siguientes: S = A − 2Y (3.30).
En el triangulo BDE: BE = ½ A = cos (30 o )Rh = ½√3∙·Rh √3∙·Rh por tanto A = ½√3∙·Dh
En el triangulo BEF: FB = Y, Y Y = cos (30 o )Rh = ½√3∙·Rh √3∙·Rh por tanto Y = ¼√3∙·Dh
Sustituyendo A y Y en la expresión (3.30) se obtiene:
S
La ecuación (3.31) es aplicable, también, a las otras dos
disposiciones de electrodos dentro del horno (Figuras 3 y 4,
Anexo 1).
La distribución de los electrodos para la zona de reacción
óptima 22 se muestra en la la Figura 3.12; los cálculos para esta
zona se exponen a continuación:
3
S 3Rr Dr , al despejar Dr y sustituirlo en la ecuación
2
(3.32) se obtiene: Dh=2,31 =2,31S.
En la la Figura Figura 3.13 se expone un esquema para el el cálculo de la profundidad del crisol del del horno
horno
(Hc), el cual se determina por:
3 3
Dh Dr (3.31).
2 2
donde: Dp = Dr (Dp= Diámetro primitivo).
Determinación de las dimensiones del horno
Se parte de de una una fuente fuente de de corriente corriente directa directa de de 48 48 000 000 VA. VA. Esta Esta fuente fuente tiene tiene un un factor factor de de marcha
marcha
de 1 1 hora hora al 100 % de su capacidad, por tanto para explotarla durante un periodo periodo de tiempo
tiempo
mayor se realizan los cálculos sobre la base base de que trabaje a un 60 60 % % de su capacidad (28 800
VA) para un régimen de: I = 35 V y U = 823 V.
129
Rr= 2Rel (3.29).
Hc = tan(46,4 o )·Dp, Hc = 1,05 Dp (3.32),
Figura 3.13 3.13. Esquema para el
cálculo de la profundidad del
crisol del horno.
Con vistas a simplificar la construcción del horno, horno, sobre sobre todo los los dispositivos de de elevación y
y
descenso de de los los electrodos, electrodos, el el diseño del horno horno se se hará hará sobre sobre la la base de de un un horno de un solo
solo
22
El cálculo para la zona de reacción mínima se realiza partiendo de la Figura 3 del Anexo 1. 1 En esta figura se
observa que: S = 2Rr o sea S = Dr. Sustituyen Sustituyendo Dr por S en la ecuación (3.31) ) y despejando Dh se obtiene: Dh =
2,15S. La disposición para la zona de reacción máxima se muestra en la Figura 4 del Anexo 1, en la cual se puede
apreciar que: S = Rr+Rel = Dr/2 + Del/2 despejando: Dr = 2S - Del. Sustituyendo ituyendo Dr en la ecuación (3.31 (3.31) se
obtiene que: Dh = 3,15S-Del.

130
electrodo (monofásico, Rel = 1,3 in). Resolviendo el sistema de tres ecuaciones con tres
incógnitas planteado anteriormente, se obtiene:
Del= [16Pa/(π·l 2 K))] = 2,26 in (6,6 cm), I= πDel 2 I/[4·√(Del)]= 823 A y U= 4Pa∙·√(Del)/[πD 2 l) = 35 V
Al realizar los cálculos en función de determinar las características de un horno monofásico, se
trabaja en función de la Figura 3 del Anexo 1, o sea en la zona de reacción mínima,
considerando el límite de la zona de reacción para un electrodo como el perímetro interno del
horno.
Rr = 2Rel = 6,6 cm o sea: Dr= 2Rr = 13,2 cm.
Al ser un solo electrodo el diámetro mínimo, entonces
este va a coincidir con el diámetro de la zona de
reacción: Dh = Dr = 13,2 cm.
La altura del crisol será: Hc = 1,05Dp, Dp = Dr. Por
tanto: Hc = 13,86 cm.
El volumen total del crisol es de 1,9 dm 3 , lo que permite
un volumen mínimo disponible de 1,42 dm 3 y uno
máximo utilizable de 1,66 dm 3 .
Para la construcción del crisol del horno deben
cumplirse las premisas siguientes: que el mismo sea
conductor de la corriente, resistente a altas
Figura 3.14. Horno eléctrico de
arco conectado a la fuente de
energía eléctrica para obtención
simultánea de FeCr y escoria.
temperaturas y no incorpore elementos que puedan alterar la composición química de la
escoria. Estos aspectos unidos a la posibilidad de maquinar el crisol, llevan a seleccionar al
grafito como el material más adecuado para la construcción del mismo.
El horno quedó constituido por un crisol de grafito, recubierto exteriormente de un material
aislante formado por una mezcla refractaria clásica, compuesta por ladrillo refractario aislante
(molido) y bentonita. La posibilidad de fabricación de estos crisoles es importante debido a que
ello permite variar las dimensiones de las diferentes partes del crisol de acuerdo con los niveles
de desgaste de cada una de ellas.
El crisol está montado sobre una base que posibilita que este gire hasta un ángulo de 125 o con
respecto a su eje vertical (Figura 3.13), con lo cual se logra realizar por la piquera un vertido
eficiente, regulándose la velocidad de vertido de la masa fundida, parámetro que influye en la
textura, fragilidad y granulometría de la masa solidificada.
A la estructura metálica del horno está fijado y aislado eléctricamente un brazo, al que se instaló
un electrodo de grafito, del tipo utilizado clásicamente en los hornos eléctricos de arco. El brazo
contiene un tornillo sinfín, que regular manualmente el ascenso y descenso del electrodo,
posibilitando inicialmente establecer el arco entre el electrodo y el crisol. El crisol y el electrodo

131
están conectados a los polos de la fuente de corriente directa. En la Figura 3.14 se muestra una
foto del horno y sus partes en pleno funcionamiento.
La capacidad de producción puede determinarse a partir de la siguiente correlación [236]:
donde: Q= Capacidad
(3.33)
W = Potencia del transformador para el voltaje de trabajo (kVA)
cos = Factor de potencia
W.
cos.
k.
24.
N
Q
A
k = Coeficiente de utilización del horno (0,75-0,85)
N = Número de días de operación considerados en el periodo
A = Consumo de potencia eléctrica efectiva (kWh/ton) [235]
3.3.4. Obtención simultánea de ferrocromo y matriz para fundentes
La obtención simultánea de ferrocromo y matrices por reducción carbotérmica de cromitas
refractarias en horno de arco eléctrico consiste en el desarrollo de varias etapas: 1-
conformación de la carga metalúrgica, 2- fusión-reducción controlada, 3- vertido de la masa
fundida y 4- separación del ferrocromo de la escoria. Como estrategia general estas etapas no
difieren mucho de la obtención clásica de ferrocromos, pero difieren sustancialmente en que las
intenciones no solo están concentradas en la extracción máxima del ferrocromo de la mena
cromífera sino también en la síntesis de la matriz adecuada para el fundente aglomerado.
Estrategia para la conformación de la carga
El diseño para conformar la carga metalúrgica consiste en conjugar multifacéticamente las
posibilidades que brindan las composiciones químicas de las materias primas seleccionadas.
Las materias primas no cromíferas seleccionadas son portadoras fundamentalmente de sílice,
cal 23 y fluorita que se encuentran en concentraciones superiores al 90 % (véase Anexo 2, Tabla
8) y que éstas no solo fungen como facilitadoras de la extracción del Cr y Fe de la crompicotita
sino que desempeñan también una labor de ajuste a la composición química de la escoria para
convertirla con todos los atributos en una matriz de fundentes, así como funciones de agente
fundente y de componentes estabilizadores del arco eléctrico.
Un primer aspecto para la extracción de Cr y Fe es valorar integralmente el carácter refractario
del concentrado cromífero, el cual está dado, en parte, por su relativo alto contenido de alúmina
(Al2O3) y periclasa (MgO) en la crompicotita, mineral que representa el 85 % del concentrado
cromífero (Epígrafe 2.3.5). La normalización de los contenidos de óxidos SiO2, Al2O3 y MgO (un
23 Después de descompuesta térmicamente la caliza, el contenido de cal (CaO) es de alrededor del 98 %.

132
óxido fundente y dos refractarios, Tabla 2.17, Epígrafe 2.3.5) del concentrado cromífero en el
diagrama de fases ternario SiO2-Al2O3-MgO ajusta las concentraciones al punto A de la zona de
altas temperaturas (> 2000 o C) (Véase Anexo 1, Figura 1(a), punto A). Esta barrera térmica
impide desde el punto de vista tecnológico y de rentabilidad la realización del proceso de
extracción del cromo y del hierro de ese mineral cromífero.
Las temperaturas recomendadas por la literatura para la extracción del cromo y el hierro de las
cromitas por reducción carbotérmica, se ubican generalmente en un diapasón entre 1 600 y 1
750 o C [237] [236], en el que se enmarca un paralelogramo de concentración dibujado con
líneas de punto en la Figura 1(a) del Anexo 1. Las concentraciones restringidas en ese
paralelogramo son para la sílice (SiO2) de 31 hasta 43 %, para la alúmina (Al2O3) de 36 hasta
43 % y para la periclasa (MgO) de 21 hasta 26 %.
Trasladar la composición normalizada de esos tres
óxidos de la cromita, representada por el punto A,
adentro del paralelogramo de concentración sólo puede
realizarse guiándose por la línea punteada que une el
vértice SiO2 con el punto 63,11 % de Al2O3 del lado
MgO-Al2O3 del diagrama de fase (Figura 1(a), Anexo 1)
y atraviesa dicho paralelogramo. Con la posible adición
entre un 16 % hasta 25 % de sílice al concentrado cromífero pueden lograrse una serie de
concentraciones indicadas por el segmento de línea dentro del paralelogramo, de las cuales
tres, como ejemplo, son expuestas en la Tabla 3.14. Otro aspecto a considerar para el diseño
de la carga metalúrgica está vinculado con realizar un balance material de todos los
componentes involucrados en el proceso de reducción carbotérmica del concentrado cromífero:
∑(masa de los componentes de la reacción) = ∑(masa de productos de la reacción)
El cálculo de los componentes de la carga que interactúa con el carbono y de los productos del
proceso se rigen fundamentalmente por las relaciones estequiométricas de las reacciones
siguientes:
Tabla 3.14. Concentraciones de
ajuste dentro del paralelogramo
Adición de sílice
Óxidos 16 % 20 % 25 %
de SiO2 de SiO2 de SiO2
Al2O3 40,88 38,46 35,82
SiO2 34,18 38,07 42,32
MgO 24,94 23,47 21,86
Total 100,00 100,00 100,00
Cr2O3 3C 2Cr 3CO (3.34) ∆G= –793616,31 + 467,37T, J; Teq = 1698 K
FeO C Fe CO (3.35) ∆G= –153251 + 152,08T, J; Teq = 1007 K
Fe2O3 + C 2Fe 3CO (3.36) ∆G= –162052,33 + 174,07T, J; Teq = 931 K
SiO2 2C Si 2CO (3.37) ∆G= – 630188,76 + 324T, J; Teq = 1945 K
C ½O2 CO (3.38) ∆G= – 630188,76 + 324T, J; Teq = 1239 K
Teq:Temperatura
de equilibrio

133
De la experiencia siderúrgica se ha tomado que el rendimiento de las reacciones (de (3.34)
hasta (3.37)) sea como promedio entre 90 y 95 %, respectivamente. La reacción (3.37)
representa la parte de la sílice que puede ser reducida con el carbono y la reacción (3.38)
representa el carbono que reacciona con el oxígeno libre [235] [236].
El resultado del procedimiento de cálculo de la carga, para una cantidad inicial de 1,5 kg de
cromita (ajustada a la capacidad de crisol del horno) se resume en la Tabla 3.15. Los resultados
que se muestran en esta tabla son valores teóricos esperados, que sirven para valorar el
rendimiento del proceso y también como
guía para el análisis químico de la
ferroaleación y la escoria (véase Tablas
9, 10 y 11 del Anexo 2).
El cálculo de la cantidad de carbón se
efectuó considerando que una parte
reacciona con el aire, es decir 10,27 %
por encima del estequiométrico, en la
práctica metalúrgica esta cantidad es un 25 % [236] [237]. El contenido de sílice se realizó a
partir del criterio de que SiO2 debe constituir aproximadamente el 35 % del sistema Al2O3-MgO-
SiO2 para lograr la menor temperatura del sistema (véanse Tabla 3.14 y parte inferior del
paralelogramo de la Figura 1a, Anexo 1).
En las Tablas 10 y 11 del Anexo 2 se exponen las
posibles composiciones calculadas de la ferroaleación y
de la escoria a obtener. El contenido conjunto de Cr y Fe
en el ferrocromo representa aproximadamente 90 % y su
relación Cr/Fe es ≈ 2/1, mientras el contenido de carbono
es de 7,2 %, por lo que se puede afirmar que esta
aleación de un ferrocromo de alto carbono es aceptable
para utilizarlo como componente de la carga aleante de
consumibles de soldadura, especialmente en fundentes
aglomerados para el recargue duro. Los “óxidos” del
sistema ternario (Al2O3-MgO-SiO2) constituyen en las
composiciones de la carga metalúrgica y de la posible
escoria el 50 y 86 % respectivamente. El contenido de
los tres “óxidos” en la escoria define con una
Tabla 3.15. Balance de los componentes de la
carga de entrada y de salida
ENTRADA SALIDA
Compte. kg % Compte. kg %
Cromita 1,5 72,94 FeCr 0,5079 24,70
Arena 0,3 14,59 Escoria 1,1540 56,11
Coque 0,2367 11,51 CO 0,3777 18,37
O2(aire) 0,0198 0,96 CV 0,0169 0,82
SUMA 2,0565 100 SUMA 2,0565 100
Compte.= Componente; CV=Componente volátil
Figura 3.14. Viscosidad del
sistema ternario SiO2-Al2O3-MgO.
incertidumbre del 10 % su comportamiento metalúrgico y algunas de sus propiedades físicas
[15], aspecto que permite diseñar con alta probabilidad de éxito la matriz del fundente

134
aglomerado. El contenido de los elementos (K, Na, Ca y Mg) de relativa baja primera energía de
ionización (I1) es de 13,76 % en la escoria. El conjunto de estos tres elementos presenta como
promedio una I1 de 7,5 eV, valor que es relativamente alto para brindar una consecuente y
continua estabilidad del arco eléctrico en el proceso SAW con un suministro relativamente bajo
de energía eléctrica. La estabilidad del arco puede mejorarse con la adición de cal (I1, Ca=
6,11eV) en forma de calcita, que además presenta una función de agente fundente que
contribuye a reducir la temperatura de fusión de la mezcla metalúrgica.
Este sistema ternario de óxidos presenta a 1500 o C una viscosidad de aproximadamente 3,5
Pa.s, la cual es algo elevada para lograr una adecuada homogeneidad de componentes en la
matriz. La viscosidad debe permitir que la matriz desempeñe con eficiencia y rapidez los
procesos difusivos y de interacción REDOX entre el metal base líquido y los elementos de la
carga aleante del fundente, entre otras funciones más (véase Epígrafes 1.1 y 1.5, Capitulo 1).
Con una adición de 5 hasta 15 % de fluorita (CaF2) se puede lograr valores aceptables de
viscosidad que permiten menguar las deficiencias antes mencionadas y alcanzar una geometría
del cordón aceptable para el recargue por soldadura (véanse Figura 1.9).
Un aspecto a considerar en la obtención de la matriz del fundente (escoria) y el ferrocromo es la
trituración de ambos materiales y su separación. Los procesos de trituración y pulverización
involucran un consumo apreciable de energía. Aprovechar una parte de la energía invertida
(acumulada) en el proceso de fusión reducción en desmenuzar y transformarle las propiedades
físico-mecánicas a la escoria y al ferrocromo constituye una estrategia de ahorro energético y
de disminución del volumen de los materiales a triturar. La granulación por choque térmico con
chorro de agua es un método que aprovecha la energía calorífica intrínseca de la masa fundida
para desmenuzar la escoria desde grandes bloques hasta trozos de varios centímetros. Este
método se ha usado con poca frecuencia en la metalurgia tanto para escorias como para
ferroaleaciones [238] [239], pero no se ha encontrado reportes de la utilización de este método
para el desmenuzamiento conjunto de escorias y ferroaleaciones por vertido en una piscina con
agua, sin embargo la granulación de fundentes fundidos por vertido en un recipiente con agua
es un proceso común [72] [45]. Según la velocidad de vertido de la masa fundida, las
dimensiones del chorro del líquido incandescente y la distancia de la piquera del horno a la
superficie del líquido refrigerante, se pueden obtener fragmentos con distintos grados de
consistencia, dureza y cristalinidad de los productos vertidos, así como diferentes
granulometrías. Con un vertido brusco y a corta distancia de la masa fundida pueden lograrse
ferrocromo y escorias fragmentados de alta fragilidad y notable grado de amorfismo para la
escoria, lo que constituye un apreciable ahorro energético en el posterior proceso de trituración
(pulverización) [240]. La separación magnética seca de la mezcla de escoria y ferrocromo

135
puede realizarse con alto grado de eficiencia, debido a que el ferrocromo obtenido es
ferromagnético y la escoria diamagnética [72] [240]. La composición química de la escoria
resultante propuesta presenta un índice de basicidad de IBm = 1,11 y una actividad química de
Aq = 0,79; valores que significan que es ligeramente ácida y muy activa respectivamente (Tabla
11, Anexo 2).
Perdomo-González [72] propone (en la Tabla 2 del Anexo 2 de su tesis doctoral) varias
composiciones químicas de fundentes comerciales que pueden ser seleccionados como
candidatos a patrones de referencia para diseñar el fundente a obtener. Se elige el fundente
básico polaco TAST-11CrNi (patrón) reportado por Potapov [11] que es poco activo (Aq ≈ 0,23)
y se utiliza en la soldadura de aceros de alto por ciento de aleación con alambre de bajo
contenido de carbono y cuya composición química promedio se expone en la Tabla 3.16. Para
tener un criterio de como se ajusta la composición química, el IBm y la Aq de la escoria
hipotética resultante de la reducción carbotérmica a las características del fundente TAST-
11CrNi al añadirle fluorita (CaF2) a la escoria (Tabla 3.16).
Tabla 3.16. Composición química del fundente polaco TRAS-11CrNi y de dos variante de matrices
Oxidos SiO2 Al2O3 MgO CaF2 CaO K2O Na2O Cr2O3 ZrO2 FeO TiO2 otros IBm
Patrón 23,0 29,0 17,5 20,0 4,0 2,5 3,0 3,0 4,0 - - - 1,57
V-M1 26,86 29,29 18,01 14,0 0,88 0,24 0,28 3,62 - 0,81 0,10 5,90 1,09
V-M2 24,89 27,25 16,75 20,0 0,82 0,22 0,26 3,37 - 0,75 0,10 5,49 1,25
Al añadir a 1 kg de escoria granulada obtenida del proceso de reducción de la cromita 0,163 kg
o 0,250 kg de fluorita, las mezclas obtenidas M-V1 y M-V2 adquieren las concentraciones de
CaF2 expuestas en la Tabla 3.16 e índices de basicidad que la catalogan de ligeramente
básicas; sin embargo referente a la actividad química (Aq) ambas posibles matrices deberán ser
activas químicamente: Aq(V-M1) = 0,51 y Aq(V-M2) = 0,36, pero con valores algo alejados del patrón
(Aq ≈ 0,23). Por lo general, la actividad química de los fundentes se calcula por la fórmula (3.39)
propuesta por Potapov [11].
= + 0,5 + ( + + 0,4 ( )
100
(3.39)
Donde los óxidos se expresan en por cientos y IBm es el índice de basicidad calculado por la
Ecuación (1.21) del Capítulo 1. De acuerdo con su actividad química (Aq), Potapov [11] clasifica
a los fundentes en los siguientes grupos:
Aq Clasificación
≤ 0,1 Baja actividad
0,1 - 0,3 Poco activos
0, 3 - 0,6 Activos

136
Es aconsejable tener presente las recomendaciones de Toropov y Bondar señaladas en
Akberdin [15] (p. 14) que están dirigidas al efecto de la inclusión de CaF2 en el descenso de la
temperatura de fusión del sistema Al2O3-MgO-SiO2; para un 5 % de CaF2, se reduce la
temperatura de fusión de los fundidos entre 50 y 70 o C, para un 10% la disminución de la
temperatura es de 100 hasta 120 o C, y para 20 % el descenso de la temperatura oscila, como
promedio, entre 190 y 210 o C.
Al comparar las mezclas M-V1 y M-V2 (Tabla 3.16) con el fundente patrón TRAST-11CrNi la
segunda mezcla vaticina mayores semejanzas en cuatro parámetros: la suma de los tres óxidos
Al2O3, MgO y SiO2, el índice de basicidad IBm, la actividad química Aq y el contenido CaF2. No
obstante ninguna de las dos mezclas cumple con todos los requisitos impuestos por el patrón y
especialmente con el contenido de elementos de bajo potencial de ionización: patrón, 27,87 %
(6,63 eV); M-V1, 18,93 % (7,13 eV) y M-V2, 21,14 % (7,0 eV).
Diseño de la planificación experimental
Tomando en cuenta todas las consideraciones expuestas anteriormente y los datos de
composición de las escorias hipotéticas, que deben generar el proceso de fusión-reducción de
las formulaciones patrones, se seleccionaron los siguientes componentes para ser adicionados
a la carga del horno: fluorita y caliza, y se incrementa el contenido de SiO2. Como agente
reductor se mantiene el coque.
El estudio del comportamiento metalúrgico de esta carga a partir de la adición de los nuevos
componentes se realizó utilizando un diseño de experimentos de tipo factorial con relaciones
entre componentes. Este modelo se emplea para aquellos casos en que es más interesante
conocer la relación entre los componentes de una mezcla que la variación absoluta de los
componentes entre sí [241] [242].
Los componentes (q) y niveles del diseño (Xi) se determinan a partir de los resultados del
balance de masa inicial (Tabla 3.15 y Tablas 9, 10 y 11 del Anexo 2) y de los rangos de
composición química de fundentes comerciales formados por sistemas de óxidos similares en
las cantidades siguientes:
X1: Fluorita (0 - 0,088 kg)
X2: Arena sílice (0,236 - 0,364 kg)
X3: Coque (0,231 - 0,289 kg)
X4: Caliza (0 - 0,094 kg)
X5: Cromita: 1,5 kg
La cantidad del mineral de cromita (1,5 kg) se tomó como base para realizar todas las
relaciones, debido a que es la fuente única de cromo y fundamental de escoria; por tanto, los

137
elementos que se adicionen a la carga deben influir en su confección: bajar el carácter
refractario, aumentar la fluidez, favorecer la reducción de los óxidos metálicos, y estabilizar el
arco eléctrico. La cantidad de fluorita se restringió por su acentuado efecto fundente, pues baja
la fluidez, lo que no contribuye a la reducción de la cromita. El monto de calcita estuvo limitado
por el contenido del fundente seleccionado (TAST-11CrNi), ya que mayor contenido de CaO
elevaría considerablemente la temperatura de fusión [243] [72].
Las relaciones que se conforman son las siguientes (N=q-1):
Relación Nivel mínimo Nivel máximo
Z1 = X1/X5 0 0,0587
Z2 = X2/X5 0,1587 0,2427
Z3 = X3/X5 0,1540 0,1927
Z4 = X4/X5 0 0,0627
Se establecieron cuatro relaciones, que se toman como variables, y se utilizó un diseño
factorial: Número de experimentos = 2 Z . Cuando z es igual a 4, el número de experimentos es
16. A partir de la condición de normalidad ∑ = 1 se plantea la relación entre los diferentes
componentes de la mezcla de la siguiente forma:
X1 + X2 + X3 + X4 + X5 = 1
Z1X5 + Z2X5 + Z3X5 + Z4X5 + X5 = 1
(Z1 + Z2 + Z3 + Z4 + 1)X5 = 1, donde: Z1 + Z2 + Z3 + Z4 + 1 = R
X5 = 1/R, X1 = Z1/R, X2 = Z2/R, X3 = Z3/R y X4 = Z4/R
La matriz del diseño de las mezclas se expone en la Tabla 12 del Anexo 2.
Obtención de ferroaleaciones
Las 16 mezclas metalúrgicas resultantes fueron sometidas a un proceso de fusión reducción en
el horno de arco eléctrico con electrodo y crisol de grafito. Para realizar los diferentes
experimentos se trabajó con los valores de voltaje y corriente determinados en el diseño del
horno, 823 A y 35 V. El comportamiento tecnológico de las diferentes mezclas durante el
proceso de fusión-reducción puede clasificarse en cuatro grupos fundamentales:
- Muy estables: Mezclas con los niveles superiores de fluorita y caliza.
- Estables: Mezclas con los niveles máximos de fluorita y arena.
- Medianamente estables: Mezclas con los niveles máximos de fluorita.
- Inestables: Mezclas que no contenían fluorita.
En la estabilidad tecnológica del proceso de fusión-reducción de la cromita refractaria, la
presencia de fluorita en la mezcla influyó notablemente debido a su efecto fundente y al grado

138
de fluidez que le confirió a la masa fundida. Mayores cantidades de fluorita hubieran influido
negativamente en el rendimiento de ferrocromo.
La composición química de las 16 ferroaleaciones obtenidas aparece en la Tabla 13 del Anexo
2. En esta tabla puede observarse que el contenido de cromo en las aleaciones obtenidas varía
entre 50 y 54 % con un valor promedio de 52,12% de Cr y una desviación estándar (S) de 1,29.
El rango de los valores de los parámetros estadísticos relativamente estrecho demuestra que
los contenidos de cromo en la ferroaleación se deben a que la cantidad de cromita en la carga
se tomó como referencia fija, y por tanto es constante la relación Cr2O3/FeO para las diferentes
mezclas. En el ferrocromo, el contenido de carbono osciló entre 5,00 y 7,55 %, esto puede
deberse a la formación de diferentes tipos de carburos de cromo y de hierro, que deben
encontrarse en distintas proporciones dentro de la ferroaleación. En el caso del silicio su
contenido en las ferroaleaciones varía entre 2,03 y 3,47 %; las oscilaciones en los contenidos
de silicio pueden atribuirse a los diferentes grados de solubilidad del silicio en los carburos de
hierro y de cromo y a la posible formación de siliciuros. El bajo contenido de azufre se enmarca
en un estrecho margen de concentración (entre 0,010 y 0,013 %), lo cual no afecta la calidad
del ferrocromo como componente para la conformación de las cargas aleantes de los
materiales para soldar.
Estas ferroaleaciones pueden tener aplicaciones importantes en la confección de cargas
aleantes de diferentes fundentes de soldadura y de electrodos tanto sintéticos (D-700) como
tubulares destinados al recargue [244].
Obtención de matrices de fundentes
La separación magnética de las escorias y ferrocromos granulados por choque térmico se
realizó con una eficiencia del 98 %. Las composiciones químicas de las 16 escorias obtenidas
en el proceso de reducción-fusión se muestran en la Tabla 14 del Anexo 2, donde se observa
que los contenidos de Cr2O3 y FeO en las escorias son relativamente bajos, para el Cr2O3 oscila
entre 2,25 y 3,04 % con un valor promedio 2,68 % y una variación estándar S = 0,24, mientras
que para el FeO su contenido se enmarca entre 1,04 y 1,22 % y el valor promedio es de 1,14 %
y su S = 0,06. Por otro lado, la suma de los contenidos de los óxidos fundamentales del
sistema matricial (SiO2, Al2O3, MgO) oscila entre 83,95 y 91,88 %; el valor promedio es de
88,06 % y S = 2,94. El valor promedio y ponderado de los tres óxidos fundamentales se
encuentra muy próximo al centro del segmento de recta dentro del paralelogramo de la Figura
1a del Anexo 1. Además, en todas las escorias obtenidas, las relaciones porcentuales de los
óxidos del sistema Al2O3-MgO-SiO2, se enmarcan en las relaciones factibles de modificar para
llevarlas a una determinada zona del diagrama ternario de fase Al2O3-MgO-SiO2 , que sirvan en

139
composición como la matriz de un fundente determinado, lo que garantiza que cualquier escoria
pueda ser empleada para estos fines.
Los resultados de cada experimento de fusión-reducción en cuanto a rendimiento de ferrocromo
y masa útil de escoria se ofrecen en la Tabla 15 del Anexo 2.
3.4. Caracterización roentgenométrica de ferroaleaciones y escorias
En la Figura 15 del Anexo 1 se exponen los difractogramas de las muestras representativas de
las ferroaleaciones y de las escorias. La caracterización de fases por difracción de rayos X
realizada a ferrocromos que salieron del horno, permite apreciar que están constituidas
fundamentalmente por FeCr y Cr7C3. Se distingue además como fase importante Fe3C
(cementita). También se observan pequeñas cantidades de siliciuros de cromo (CrSi2) y de
hierro (FeSi2 y Fe5Si3).
En la aleación metálica que quedó en el horno se observan las mismas fases anteriores pero
con contenidos relativamente diferentes, por ejemplo el contenido de la fase Fe3Cr es menor,
los contenidos de carburos de cromo y de hierro son superiores, no obstante se aprecian
niveles de siliciuros constantes.
Esta determinación permite corroborar que se obtuvieron aleaciones metálicas con contenidos
apreciables de ferrocromo y carburos de cromo fundamentalmente del tipo Cr7C3. La presencia
de altos contenidos de carburos en el ferrocromo es muy importante para la confección de
cargas aleantes de materiales para soldar destinados al recargue, ya que la transferencia del
metal al depósito de soldadura se realiza fundamentalmente mediante carburos.
El difractograma realizado a las escorias que salieron del horno, presenta una amplia banda
que barre desde los 18 hasta los 38 grados (2) y una pequeña banda entre los 42 y 44 grados
(2), lo que demuestra la presencia de una sustancia amorfa a la difracción de rayos-X y que la
posible presencia de ferrocromo en la escoria está por debajo de los límites de detección del
método.
3.5. Evaluación de los resultados experimentales del proceso fusión-reducción
Al evaluar el comportamiento tecnológico de las diferentes mezclas durante el proceso de
fusión-reducción, estas pudieron clasificarse en cuatro grupos (Tablas 12 y 14, Anexo 2):
Muy estables: En este grupo se ubicaron las mezclas que contenían los niveles
superiores de fluorita y caliza (mezclas 10, 12, 14 y 16).
Estables: Las mezclas que contenían los máximos niveles de fluorita y no contenían
caliza (2, 4, 6 y 8).

140
Medianamente estables: A este comportamiento respondieron las mezclas que no
contenían fluorita, con niveles altos de caliza (9, 11, 13 y 15).
Inestables: En este grupo se ubicaron todas las mezclas que no contenían fluorita, ni
calcita (1, 3, 5 y 7).
En la estabilidad, durante la fusión-reducción de la cromita refractaria, influyó notablemente la
fluorita debido a su efecto fundente y a la fluidez que le confiere a la masa fundida.
Al obtenerse los ferrocromos con composiciones químicas en rangos aplicables al desarrollo de
cargas aleantes de fundentes y las escorias con composiciones químicas diferentes entre los
distintos puntos del diseño, pero siendo todas ellas ajustables a la composición de la matriz de
un fundente, se decidió no tomar la composición química para procesar el diseño y escoger
como variables dependientes otros factores que puedan influir directamente en la conformación
de un fundente aglomerado aleado, como por ejemplo el rendimiento de los productos. Por
tanto, para procesar el diseño de experimentos se seleccionaron como variables respuestas las
siguientes:
Y1: Rendimiento de ferrocromo (masa de ferrocromo que se obtiene en relación con el
valor dado por el balance de masa).
Y2: Masa de escoria útil (masa de escoria que sale del horno cuando se realiza el
vertido).
Se escogieron estos dos parámetros principales (variables respuesta) para evaluar el diseño, ya
que un fundente aglomerado aleado está integrado básicamente por matriz y carga aleante, por
tanto, en la medida en que sea mayor la cantidad de ferroaleación y escoria que se obtenga
mayor será también la cantidad de fundente que se puede producir. No se incluyó como
variable respuesta un parámetro de calidad debido a que todas las ferroaleaciones y escorias
son potencialmente aplicables al desarrollo de las formulaciones posteriores.
Para la variable Y1 (rendimiento de ferrocromo) se obtuvo el siguiente modelo:
Y1 = 180,818Z1 + 30,810Z2 + 288,128Z3 + 95,209Z4, R 2 ajustado: 0,99537
El modelo obtenido es adecuado de acuerdo con la prueba de Fischer. Se puede observar que
el ajuste del modelo es bueno, las componentes más significativas son Z3 (relación
coque/cromita), Z1 (fluorita/cromita) y en menor medida la relación Z4 (caliza/cromita). En el
primer caso la influencia sobre el rendimiento de ferrocromo se debe a que el coque es el
elemento que reduce los óxidos de hierro y cromo presentes en la cromita, permitiendo la
formación de la ferroaleación, además una cantidad de carbono pasa a la aleación en forma de
carburos. La relación fluorita/cromita influye en el rendimiento debido a que la fluorita aumenta

141
considerablemente la fluidez de la escoria facilitando la reducción del cromo y el hierro, y la
relación Z4 (caliza/cromita) influye de forma positiva ya que la caliza es un fundente que
incorpora elementos de bajo potencial de ionización (6,11 eV), lo que favorece el desarrollo del
proceso.
Para la variable Y2 (masa de escoria útil) se obtuvo el siguiente modelo:
Y2 = 10,440Z1 + 1,623Z2 – 1,020Z3 + 1,706Z4, R 2 ajustado: 0,98743
El modelo resultó adecuado a la prueba de Fischer. El ajuste del modelo es muy bueno. Las
relaciones Z1 (fluorita/cromita), Z2 (arena/cromita) y Z4 (caliza/cromita) influyen positivamente
sobre la masa de escoria útil. La relación Z1 facilita la reducción de los óxidos de hierro y cromo,
disminuyendo el carácter refractario de la escoria y aumentando la fluidez de la misma, lo que
permite incrementar la cantidad de escoria que sale del horno. En caso de la relación Z2 la
arena sílice disminuye la temperatura de fusión de la mezcla, sin embargo aumenta su
viscosidad, su efecto positivo está en correspondencia a su contribución cuantitativa en la
mezcla y su efecto en la disminución de la temperatura de la masa fundida. La relación Z4
influye fundamentalmente en la estabilidad del horno y su efecto fundente. En cuanto a la
relación Z3 resulta negativa debido a que el coque reduce los óxidos de cromo y hierro
disminuyendo por tanto los volúmenes de escoria que se producen.
Al analizar los datos de la Tabla 15 del Anexo 2 se observa que los mejores resultados tanto
para el ferrocromo como para la escoria se obtienen en el punto extremo 16 del diseño de
experimentos; además en la Tabla 13, Anexo 2, se muestra que cualesquiera de las
ferroaleaciones puede ser utilizada para conformar la carga aleante de los fundentes para el
recargue y de otros consumibles para soldar y recargue (electrodos macizos y tubulares
revestidos). En la Tabla 14 (Anexo 2) se aprecia que la composición de las escorias del punto
16 son ajustables a la composición de las matrices de fundentes para la SAW (Tabla 3.16),
debido a que: presenta uno de los menores contenidos Cr2O3 y FeO (suma = 3,40 %, evitando
la formación de cromoespinelas); los contenidos porcentuales ponderados de SiO2, Al2O3 y
MgO se insertan en el medio del paralelogramo (Figura 1 a, Anexo 1), y presenta uno de los
mayores contenidos de CaO (5,70 %, ayuda a la estabilidad del arco). Todo esto conduce a
seleccionar esta mezcla como la de mejores resultados de acuerdo con los objetivos trazados
para este trabajo.
A partir de los resultados del diseño de experimentos de relaciones entre componentes se logró
conformar una carga para ser sometida al proceso de reducción integrada de la siguiente
manera: Cromita: 64,2 %, Arena: 15,6 %, Coque: 12,4 %, Caliza: 4 %, Fluorita: 3,8 %.

142
Perdomo en su tesis doctoral [72] afirma que al realizar diferentes coladas continuas de la
mezcla 16, la cantidad de productos que sale del horno varía entre 61 y 72 % en relación con la
masa de carga alimentada, con un valor promedio de 68,34 %, lo que representa un
rendimiento del 85,43 % respecto a la masa fundida. Del total de productos obtenidos en el
vertido, entre 15 y 20 % corresponde al ferrocromo (con un 17,33 % como promedio) y entre el
80 y 85 % a la escoria (82,67 % como promedio), observándose una tendencia a aumentar los
rendimientos de ferrocromo en la medida en que aumenta el número de cargas fundidas,
mientras disminuye por tanto la proporción de escoria. Las proporciones en que se obtienen
estos dos materiales no afecta la estrategia de utilización de los mismos, debido a que la mayor
parte del fundente es matriz [42]. En el proceso de fusión reducción se observa que en la
medida en que aumenta el número de cargas fundidas el tiempo de fusión disminuye (como
promedio), desde 30 minutos (para las tres primeras cargas) hasta 21 minutos (para 6 ta y 7 ma
cargas) por carga. Esto indica que los mayores rendimientos del horno se alcanzan a partir de
la 6 ta carga fundida continuamente con un aprovechamiento energético del 30 %, valor inferior a
los reportados por Svienchansky [245] para hornos eléctricos industriales (entre 45 y 55 %).
Para obtener una escoria porosa fácilmente desmenuzable y una ferroaleación frágil [232], la
operación de vertido de la masa fundida debe realizarse manteniendo activo el arco eléctrico
para a su vez mantener altas las temperaturas y evitar así la solidificación del material dentro del
horno. En esta etapa es importante tener control de la temperatura, altura y velocidad de vertido,
estableciéndose para este proceso los siguientes valores [234]:
Altura: entre 0,5 y 0,6 m como máximo.
Temperatura: entre 1 500 y 1 600 o C como mínimo.
Velocidad de vertido: entre 1 y 1,5 L/min.
Masa del agua: 66,2 kg
Una vez granulada simultáneamente la masa de escoria y de ferrocromo se efectúa una
separación magnética, que tiene como resultado una extracción de más del 95% de ferrocromo.
Posteriormente se realiza una clasificación por tamización de ambos productos.
3.6 Obtención de un fundente aglomerado
Lo primero que se determinó es la capacidad higroscópica de la escoria (matriz del fundente)
con tamaños de granos entre 0,25 y 2,5 mm, la cual adsorbió agua menor 0,1 %.
Posteriormente esta matriz se trituró hasta una granulometría menor de 63 μm, la cual se
granuló con 30 % de vidrio líquido (módulo = 3,00; H2O = 60,51 %, ρ = 1,431 g/cm 3 , véase
Figura 7, Anexo 1) respecto a la masa seca del polvo por rodamiento en una peletizadora
acorde al procedimiento desarrollado por Portal [178] (véase Figura 8 del Anexo 1). Mediante la

143
peletización se obtuvo una masa granulométrica, de la cual ligeramente mayor que el 95 % se
enmarcada en el rango de 0,25 y 2,5 mm. La higroscopicidad de la masa de la escoria,
granulada y calcinada a 500 o C con una corriente de aire durante dos horas para eliminar
cualquier vestigio de carbono alojado en la misma, se determinó según los procedimientos
descritos en el inciso desde 3.2.2, la cual es inferior al 0,1% transcurridas 3 horas en una
humedad relativa ambiental de 85 % a temperatura ambiental.
La masa granulada se sometió a un ensayo en las condiciones del proceso de soldadura por
arco sumergido (SAW). El experimento se realizó
en una máquina de soldadura automática con un
régimen de trabajo de: intensidad de corriente 400
A, potencia 32 V y velocidad de soldadura 30 m·h -
Tabla 3.17. Resultados de los ensayos
previos con escorias aglomeradas
Parámetro Eval. 1 Eval. 2
Estabilidad del arco 4,75
Desprendimiento escoria 4,07
4,95
4,87
1
. Se realizaron 5 ensayos con los mismos Presencia de poros 2,11 2,05
parámetros tecnológicos de soldadura. Las
pruebas tecnológicas se realizaron utilizando
Formación de humos
Presencia de llama
Eval. significa evaluación
3,07
3,10
2,2
2,1
alambre de acero al carbono (Cb 08). La soldadura se realizó sobre una plancha de acero al
carbono (CT-3) de 15 mm de espesor. El comportamiento de los parámetros tecnológicos fue
evaluado por una comisión de cinco expertos según procedimiento expuesto en [246] y [197].
Los resultados emitidos como valor promedio y sobre la base de la calificación máxima de cinco
se exponen en la Tabla 3.17 (Eval.1).
Para mejorar el comportamiento tecnológico de la escoria del experimento 16, en esta ocasión
se mezcló con 13 % de fluorita 24 en polvo (< 100 μm) por dos horas y se granuló por rodadura
en la misma peletizadora con los mismos parámetros recomendados, obteniéndose una
distribución granulométrica similar (Eval. 2). No se refundió la mezcla de escoria con fluorita por
un concepto económico de ahorro
energético.
La composición química de la
matriz aglomerada con vidrio líquido
sódico y calcinada se expone en la
Tabla 3.18, que muestra además el
índice de basicidad básica (1,26), la
Tabla 3.18. Composición química de la matriz
mezclada con fluorita
Óxidos SiO2 Al2O3 MgO CaF2 CaO Na2O +
K2O
m-% 27,19 27,12 17,57 16,24 5,06 0,77
Óxidos Cr2O3 FeO TiO2 MnO S ∑
m-% 2,04 0,98 0,61 0,47 0,01 98,06
IBm= 1,26 y Aq= 0,38
actividad de 0,39 (activa). En el caso de su higroscopicidad, el fundente presentó el mismo nivel
(< 0,1 %) ante una humedad relativa ambiental del 85 % y a temperatura ambiental. El
comportamiento tecnológico de esta matriz mejorada y granulada durante el proceso SAW
24 La adición de fluorita es para mejorar los comportamientos operacional y metalúrgico de la matriz y semejarse a
las funciones del fundente de referencia TAST-11CrNi

144
mejoro sustancialmente (Eval.2, Tabla 3.17), en especial en la formación de llama y presencia
de humos (valores mínimos).
A partir de esta nueva matriz mejorada se confecciona un fundente, que consiste en añadirle a
1 kg de la mezcla de polvo matricial (matriz + CaF2) 118,624 g de una carga aleante, que está
constituida por:
3 % de cromo (5,8 % de FeCr obtenido por reducción carbotérmica, 52 % Cr, Ø < 200 μm)
5 % de manganeso (6,7 % de FeMn, comercial, 75 % de Mn, Ø < 200 μm)
1 % de silicio (2,2 % de FeSi, comercial, 45 % Si, Ø < 200 μm)
1 % de grafito
La mezcla prefundente queda constituida por 15,7 % de carga aleante y 84,3 % de matriz
mejorada, la que, bajo las mismas condiciones que en los casos anteriores, se peletiza con
vidrio líquido sódico, se seca, se calcina y se clasifica granulométricamente por tamización (-2,5
y +0,25 mm).
Con este fundente se realizaron cinco capas de soldadura superpuestas, empleando el mismo
régimen de soldadura utilizado en los ensayos anteriores; los resultados del comportamiento
tecnológico del fundente son similares a los registrados en la Tabla 3.17, Val. 2. En estos
depósitos no se observó la formación de una película de escoria sobre los cordones de
soldadura.
A estos depósitos se les determinó la composición química, cuyo valor promedio para los
siguiente elementos es: Cr: (3,17 ± 0,03) %, Mn: (1,06 ± 0,04) %, Si: (0,52 ± 0,05) %, C: (0,52 ±
0,03) %, P: (0,022 ± 0,0 02) % y S: (0,019 ± 0,001) %. Esta composición favorece la formación
de carburos, que confieren a estos depósitos una buena resistencia al desgaste abrasivo, lo
cual viene avalado por una dureza cuyo valor promedio fue de 53 HRc y por una estructura
martensítica de agujas largas, con austenita residual (zonas claras) (Figura 6 del Anexo 1) [72],
[133] y [247].
Además, se determinaron los valores de dureza cuyo valor promedio fue de 53 HRc y se realizó
un análisis metalográfico con una microestructura en la que se observa una estructura
martensítica de agujas largas, con austenita residual (zonas claras), características que le
confieren a estos depósitos buena resistencia al desgaste abrasivo. Este ensayo consiste en
someter una probeta del cordón de soldadura, que se coloca en el brazo de la máquina de
ensayo, asegurándose que la misma ejerza presión sobre la banda de goma del tambor que
gira a velocidad constante. Un chorro de cuarzo cae ininterrumpidamente entre ambos
elementos, este abrasivo provocará ralladuras y desgaste de las fases menos duras, trayendo
por consiguiente que se desprende por fractura la fase dura [72] y [248]. El ensayo se realiza de

145
forma comparativa entre, el depósito obtenido con el fundente desarrollado, una muestra patrón
de acero 45 normalizado y un depósito obtenido con el fundente comercial HF-600 [72] y [248].
Para conocer el desgaste se realiza un análisis gravimétrico donde se pesa la muestra antes y
después del ensayo y por diferencia de masa se estima la magnitud del desgaste. La prueba
tiene una duración de 15 minutos, realizándose las pesadas a intervalos de 5 minutos. Como
resultado del ensayo se observó que el depósito estudiado es 1,81 veces más resistente a este
mecanismo de desgaste que la muestra patrón de acero 45 normalizado. Al compararlo con la
muestra obtenida con fundente HF-600, la resistencia al mecanismo de desgaste del depósito
obtenido es 0,98 veces la resistencia del depósito obtenido con el fundente comercial.
3.7 Conclusiones del Capítulo III
Los fundentes con matrices aluminosilicáticas son frecuentes y presentan un amplio campo de
aplicación. Por tanto el desarrollo de matrices aluminosilicáticas con características cerámicas
o cuasicerámicas se basa fundamentalmente en conjugar acertadamente las diferentes
propiedades de las materias primas y las relaciones SiO2/Al2O3 con los contenidos de los
elementos de bajo potencial de ionización y especialmente el contenido de Fe.
La determinación de las características cinéticas y termodinámicas de la humectación de
matices y fundentes es un requisito ineludible para garantizar el adecuado comportamiento
metalúrgico y operacional del consumible de soldadura
El estudio de la composición química, fásica y estructural de las cromitas refractarias permite
conformar cargas metalúrgicas capaces de generar ferrocromos y escorias con los requisitos de
composición necesarios para su uso en la confección de fundentes aglomerados para el
proceso SAW. Además, el uso de un diseño de experimentos de relaciones entre componentes
permitió estudiar la conformación de diferentes cargas metalúrgicas estableciéndose la más
adecuada a las condiciones de las materias primas y a las demandas de los constituyentes
esenciales de los fundentes para la SAW. La mejor carga y de mayor rendimiento (≈ 70 %) está
constituida por cromita: 64,2 % (2 kg), arena: 15,6 % (0,485 kg), coque: 12,4 % (0,385 kg),
Caliza: 4 % (0,125 kg), Fluorita: 3,8 % (0,117 kg); total 3,112 kg, punto 16 del diseño, del que se
obtiene 68,34 % de producto útil, correspondiéndole 17,33 % de FeCr y 82,67 % de una
escoria, cuya composición química es similar al fundente TAST-11CrNi. En general, a partir de
las 16 cargas metalúrgicas usadas para la reducción carbotérmica de cromita refractaria, acorde
a las condiciones experimentales propuestas, pueden obtenerse por reducción carbotérmica
ferroaleaciones de cromo con contenidos entre 50 y 54 % de cromo y de 5 hasta 7 % de
carbono, así como escorias formadas por sistemas de óxidos del tipo Al2O3-MgO-SiO2 y que
constituyen entre 80,6 y 90,65 % de la misma. El estudio roentgenofásico realizado a las

146
ferroaleaciones obtenidas arroja que las fases predominantes consisten en FeCr, Cr7C3, Fe3C y
en menor medida siliciuros de cromo y hierro, estos dos últimos constituyen fuentes valiosas
para la conformación de cargas aleantes de consumibles de soldadura como agentes
desoxidantes, mientras las escorias son vítreas, amorfas, porosas y frágiles con alto grado de
homogeneidad en su composición química. Debido a las notables diferencias entre las
ferroaleaciones de cromo y las escorias respecto a sus propiedades mecánicas (fragilidad,
densidad, dureza, etc.) y magnéticas se alcanzan rendimientos de separación sobre el 98 %.
El consumo energético por un kilogramo de carga metalúrgica para la muestra 16 es 850,8 kcal
(1 600 o C) y para la muestra 1 es de 1 012,4 kcal (1 800 o C). Estas escorias y ferroaleaciones,
en su conjunto, son aplicables para el desarrollo de cargas aleantes y matrices de fundentes
destinados al recargue por SAW. Los pellet obtenidos (por rodadura con vidrio líquido) a partir
de una mezcla de polvos, conformada por 88,69 % de la escoria del ensayo 16 y 11, 31% de
CaF2, constituye un fundente aglomerado, que puede ser utilizado para la soldadura de aceros
inoxidables. Sin embargo, 84,3 % de esta mezcla de polvos (88,69 % de matriz No. 16 y 11,31
% de CaF2) se peletiza con 15,7 % de carga aleante (FeCr, 5,8 %; FeMn, 6,7 %; FeSi, 2,2 %, y
grafito, 1 %), usando vidrio líquido, y se obtiene un fundente aglomerado aleado para el
recargue, cuyo depósito presenta una dureza de 53 HRc y es resistente al desgaste abrasivo.

147
Capítulo IV. Estimación económica de la inversión de una planta piloto
4.1 Introducción
En este Capítulo se propone realizar una estimación económica de los costos más generales de
inversión de una planta piloto multipropósito, única en su tipo en Cuba, destinada a la
producción de consumibles de soldadura: fundentes para la soldadura automática (SAW),
electrodos tubulares revestidos (ETR) para la soldadura manual (SMAW) y otros materiales
sintéticos útiles. Esta estimación económica se basa en las tecnologías desarrolladas por el
Centro de Investigaciones de Soldadura (CIS) para producir, a la misma vez, constituyentes
sintéticos esenciales para la obtención de los propios consumibles de soldadura:
ferroaleaciones, matrices y un material abrasivo. Como concepción novedosa, se logra, en
algunas etapas de estas tecnologías, obtener simultáneamente, en un mismo proceso, varios
componentes fundamentales utilizados en la obtención de los consumibles de soldadura a
producir.
Como antecedente productivo de consumibles de soldadura puede referirse que en Cuba
existen tres plantas industriales de electrodos macizos revestidos (EMR) para la SMAW: dos en
La Habana, una de ellas es una planta piloto en la CUJAE que se encuentra sin funcionar, y
otra en Nuevitas, Camagüey. Este tipo de electrodo está constituido por un alambre de acero de
bajo carbono de producción nacional, que es recubierto por extrusión con una capa constituida
por una mezcla de diferentes polvos (de concentrados minerales, de sales, de ferroaleaciones y
de compuestos orgánicos) que es humectada con vidrio líquido como aglomerante. En la
actualidad esta mezcla se importa para las grandes plantas industriales que en su conjunto
cubren sólo 1/3 de la demanda del país: 10 000 t/a.
En el territorio nacional no se produce ningún tipo de fundentes para la SAW ni ETR para
SMAW. La demanda de fundentes en el país es de aproximadamente 600 t/a: 2/3 de fundentes
fundidos (FF) y 1/3 de fundentes aglomerados (FA). Esta demanda en fundentes se cubre
parcialmente con una restringida cantidad importada que es insuficiente, y que, además, por lo
general son relativamente muy caros. Con posibilidades tecnológicas y de materia prima (MP)
de revertir parcialmente esta situación, el Centro de Investigaciones de Soldadura (CIS) de la
UCLV ha acumulado, en sus 25 años de existencia, suficiente conocimiento, en investigaciones
sobre el desarrollo de consumibles de soldadura, para asesorar técnica y científicamente con
éxito la producción de fundentes y electrodos especiales a nivel de una planta piloto
multipropósito. En este sentido, se concibió estratégicamente que las características
metalúrgicas y tecnológicas de los fundentes desarrollados por el CIS se ajustaran a las
características del alambre de acero de producción nacional, debido a que el fundente y el

148
alambre (alambre-electrodo) se suministran presumiblemente desagregados al proceso de
soldadura, pero simultáneamente, lo que hace que ambos constituyan sinérgicamente un
sistema indisoluble como consumible de soldadura, similar al comportamiento entre el
revestimiento y el alma metálica en los electrodos clásicos para soldadura manual (SMAW),
pero en este último caso se encuentran los constituyentes adheridos uno al otro como unidad
sistémica.
El uso integral de los minerales disponibles en el país permite que de algunos de ellos puedan
obtenerse productos constituidos por varios componentes, que sirven para confeccionar los
diferentes constituyentes de un fundente aglomerado (FA) o fundido (FF) destinado a la SAW o
los de electrodos tubulares revestidos (ETR) para SMAW; concepción que obedece a una
estrategia más racional y limpia de explotar las potencialidades químicas, termodinámicas y
estructurales de las materias primas nacionales acorde a la tecnología desarrollada para su
elaboración que no produce residuales sólidos. Esta estrategia metalúrgica de obtener, a partir
de minerales ordinarios y no idóneos para este destino, un producto que está constituido por
varios y valiosos componentes tecnológicamente segregables, los cuales son utilizados
posteriormente juntos o separados con éxito en la confección de un fundente o de un ETR, abre
un nuevo enfoque económicamente factible de producir con éxito los consumibles de soldadura
mencionados. Estos nuevos componentes sintéticos pueden constituir como MP hasta 90 % de
la masa de un FA o el 100 % de un FF. La rentabilidad de su producción se debe también, en
parte, a que el costo total de producción de cada uno de los componentes (A y B) del producto
X a obtener es directamente proporcional a su aporte másico, pero independiente de la relación
másica A/B >> 1 el costo por unidad de masa (kg o t) tanto para el producto X como para sus
componente (A y B) antes de desagregarse, es el mismo, independientemente de que los
componentes separados A y B presenten precios muy diferentes en el mercado.
La planta piloto está diseñada para producir múltiples productos, pero, en primera instancia, la
producción está dirigida a los reglones de importación siguientes:
Fundente aglomerado aleado para el recargue (FA)
Fundente fundido para la soldadura (FF)
Electrodos y alambres tubulares para la recuperación de piezas (ETR y AT)
Materiales con características abrasivas y refractarias
FeCr alto carbono
FeMn bajo carbono

149
El área propuesta para montar la Planta Piloto se encuentra aledaña al taller de fundición de
Planta Mecánica de Villa Clara, donde ya se han producido varios renglones propuestos con
equipos diseñados y producidos por el personal especializado del CIS (UCLV).
Para el montaje de la Planta Piloto deben realizarse las siguientes actividades:
DESCRIPCIÓN DE LAS ACTIVIDADES PRINCIPALES
1. Selección y
adecuación del
área para el
montaje de la
Planta Piloto
2. Revisión,
reparación y/o
mantenimiento del
equipamiento
disponible
3. Adquisición y/o
construcción de
equipamiento
4. Instalación de
todo el
equipamiento de
la Planta Piloto
5. Adquisición de las
materias primas
requeridas
Disposición de un sistema de protección física del área
Disposición de instalaciones de agua, energía eléctrica (220 y
440 V), iluminación, aire comprimido, sistema de extracción de
polvos y humos, depósitos para el almacenamiento de materias
primas y productos elaborados
Mezclador
Molino de mandíbula
Tamizadora con un tamiz y malla intercambiable
Peletizadora
Molino de bolas
Reactor aluminotérmico
Trituradora de desechos de aluminio
Instalación para el lavado del aluminio con agua caliente
Equipo de soldadura pequeño
Horno de arco eléctrico
Fuente de arco eléctrico de corriente directa
Separador magnético:
Molino de martillo
Mufla
Estufa
Sistema de dispersión del vidrio líquido mediante atomización con
aire comprimido
Máquina para la fabricación del alambre tubular
Máquina para enderezar el alambre
Piscina de granulación
Polipasto o grúa
Balanza mecánica de hasta 100 kg
Bandejas metálicas
Mezcladora de polvos húmedos
Establecimiento de la disposición de los equipos en el área de la
planta
Instalación de los equipos de acuerdo a la secuencia establecida
Establecimiento de contratos de compra con los proveedores
Compra, traslados y almacenamiento adecuado de las materias
primas
Traslado del mineral de manganeso del CIS que se encuentra en
la Fundición de Planta Mecánica

6. Puesta en marcha
de la Planta Piloto
150
Ajuste de los parámetros fundamentales de funcionamiento de los
equipos
Evaluar los requisitos establecidos para las diferentes
producciones
Producir prototipos de consumibles y productos secundarios
Puesta en funcionamiento de la Planta Piloto
Sistema de control de la calidad y de certificación
A continuación se describen sintéticamente las actividades principales a acometer:
Selección y adecuación del área para el montaje de la Planta Piloto
Revisión, reparación y/o mantenimiento del equipamiento disponible
Adquisición y/o construcción de equipamiento
Instalación de todo el equipamiento de la Planta Piloto
Adquisición de las materias primas requeridas
Puesta en marcha de la Planta Piloto
4.2 Factibilidad de mercado
La planta piloto por las características de sus producciones es única en el país y puede
significar un aporte al desarrollo local en donde se encuentre enclavada. En la misma puede
producirse un grupo importante de nuevas materias primas (134,7 t/a), de las cuales 89,6 t/a
(66,52 %) son utilizadas en producir 114,07 t/a de tres tipos de consumibles de soldadura de
importación (uno FA y dos ETR), de los cuatro factibles de producir. El resto de las materias
primas (45,1 t) son productos de alta demanda en el mercado nacional, que se importan: FeCr,
FeMn y un material abrasivo (galaxita + corindón).
A continuación se exponen los renglones de producción de la planta piloto:
FeMn de bajo carbono por aluminotermia, 13 t/a: Este material es de importación. La mayor
parte (7,3 t) de la producción de esta ferroaleación es destinada en la planta piloto a la
fabricación establecidas en la fábrica. de los consumibles de soldadura (FA y ETR, 114,072 t/a).
El excedente de FeMn (5,7 t) puede ser comercializado con otras empresas cubanas; la fábrica
de electrodos macizos de Nuevitas lo ha adquirido y evaluado con éxito en la fabricación de
electrodos convencionales para la soldadura manual (SMAW) y ha mostrado gran interés en su
adquisición, permitiéndole a esta empresa reducir la erogación de divisas por importación de
este producto esencial. En la evaluación técnica del FeMn realizada por la fábrica de electrodos
de Nuevita fue, también, comprobada con éxito la pasivación del polvo de FeMn con nitrógeno
acorde con las normas establecidas en la fábrica.

151
Material abrasivo (escorias aluminotérmicas), 31 t: Este material sustituye importaciones y
se ha utilizado con éxito como materia prima en la fabricación de muelas abrasivas en la fábrica
de abrasivos situada en la Ceiba, Ciudad de La Habana, y, también, por el Grupo CESOL del
CIME en la producción de pastas abrasivas y de pulido; ambos clientes han mostrado interés en
su adquisición para cubrir parte de la demanda nacional de estos tipos de materiales abrasivos.
FeCr alto carbono por carbotérmica, 15,7 t: Este material es de importación y se obtiene
mediante el proceso carbotérmico de las cromitas refractarias cubanas y se utilizan 7,3 t para la
fabricación del FA y de los ETR para desgaste abrasivo. El excedente de este producto (8,4 t)
puede ser comercializado con otras plantas dedicadas a producir electrodos de recargue o con
plantas metalúrgicas o talleres de fundición. Las escorias obtenidas (75 t) en este proceso se
diseñaron previamente al confeccionar la mezcla metalúrgica para que éstas constituyeran
excelentes nuevas MP con vistas a confeccionar las matrices de los fundentes aglomerados
(112 t) (Figura 4.1, Tabla17 del Anexo 2).
Fundente aglomerado aleado (FA), 112 t/a: Este consumible de soldadura es de importación,
el cual tiene gran demanda en varios talleres del MICONS, del MINBAS, etc. Como producto
acompañante de este fundente se encuentra el alambre de acero de bajo carbón de producción
nacional, el cual debe ser adquirido por la empresa que utilizará el fundente (≈1,2 t de FA por ≈1
t alambre).
Fundente fundido (FF), 100 t/a: Este producto es de importación, su uso es imprescindible en
la industria cubana en la fabricación y recuperación de balones de gas, aunque también se
utiliza en la fabricación de calderas de vapor. Los clientes principales son la fábrica de balones
de gas de Matanzas y la fábrica de calderas de Sagua la Grande. Como producto acompañante
de este consumible se asocia el alambre de acero de bajo carbón de producción nacional, el
cual debe ser adquirido por la empresa que utilizará el fundente. La relación de consumo es ≈
1,15 t de FF por ≈ 1 t de alambre.
Electrodos tubulares revestidos (ETR-A y ETR-H), 2,072 t/a: Estos productos sustituyen a
varios tipos de electrodos macizos especiales de importación, los cuales son demandados por
la Empresa Geominera del Centro, empresas de extracción y procesamiento de minerales,
desbroce de suelos, así como por otras entidades que realicen actividades de recuperación de
piezas sometidas al desgaste abrasivo mediante soldadura manual con electrodos macizos
revestidos especiales.´

152
Proveedores de servicios, pruebas de calidad: Durante la producción de estos materiales se
requieren servicios de caracterización químico, fásicos, físicos y de ensayos mecánicos. Los
análisis químicos y fásicos pueden ser subcontratados a laboratorios químicos especializados
en diferentes empresas cubanas: Laboratorios Isaac del Corral (MINBAS), ACINOX Tunas
(SIME), Empresas Geomineras de Cuba (MINBAS), Laboratorio de Empresas Mecánicas (SIME
y MINBAS), universidades (MES), etc.
1.3 Factibilidad técnica: Tecnología y capacidad de producción
Montaje y puesta en marcha de la Planta Piloto
A partir de un adecuado montaje del equipamiento de que dispone el CIS, una parte de él se
encuentra ubicado en Planta Mecánica de Santa Clara, y la construcción y adquisición de otros
nuevos equipos puede obtenerse con sus 7 obreros, en 264 jornadas laborales de 8 horas, a
partir fundamentalmente de minerales cubanos, las materias primas fundamentales de 4 tipos
de consumibles destinados a los procesos de soldadura SAW y SMAW: dos tipos de fundentes
(FA y FF) y dos tipos de electrodo tubular revestido (ETR-A y ETR-H).
La concepción de confeccionar formulaciones (mezclas de materias primas) que al ser
procesadas por los métodos carbotérmicos y aluminotérmicos brindan simultáneamente 134,7
t/a de nuevas materias primas sintéticas: 28,7 t/a de ferroaleaciones y 106 t/a de escorias útiles
de alto valor agregado, indica que no se producen residuales sólidos, contrariamente a como
ocurre en los procesos metalúrgicos clásicos. En las tecnologías propuestas, la obtención
simultánea de varios productos a partir de la misma mezcla metalúrgica (Tabla 16 del Anexo 2),
con un mismo consumo de energía, obliga a que los costos de obtención de cada producto
obtenido (FeCr, FeMn y escorias útiles) se repartan proporcionalmente de acuerdo con la
contribución de sus masas. Además, se observa que la calidad de los mismos resulta
comparable a los obtenidos con tecnologías de avanzada.
La utilización de todos los productos sólidos, obtenidos en los procesos carbotérmicos y
aluminotérmicos, convierten a estos en materias primas (MP), las cuales reducen
significativamente tanto los costos de producción de los diferentes consumibles como los
dirigidos a la utilización multipropósito de todos los equipos durante el año laboral (2112 horas),
aspectos que contribuyen también a minimizar los costos tanto por tonelada como por jornada
laboral.
Los principales consumibles de soldadura que se pueden producir en la Planta Piloto son:
a. Fundente aglomerado aleado (FA): 112 t/a
b. Fundente fundido (FF): 100 t/a
c. Electrodos especiales para relleno superficial de piezas: 2,072 t/a:

153
i. Electrodos tubulares revestidos para desgaste abrasivo (ETR-A)
ii. Electrodos tubular revestidos Hadfield (ETR-H)
Tanto los FA como los ETR requieren para su fabricación de elementos de aleación
(ferroaleaciones en polvo), las cuales en Cuba son importadas a elevados precios. En la propia
planta piloto multipropósito pueden ser
producidas ferroaleaciones de manganeso y
de cromo, que son las más usadas en la
conformación de los consumibles
propuestos. Estas dos ferroaleaciones o
ferroaleaciones binarias de estos dos
elementos (Cr y Mn) en distintas
proporciones se obtienen con tecnologías
desarrolladas por el CIS a partir de materias
primas naturales cubanas, clasificadas
comúnmente como no idóneas para estos
fines. Este trabajo se circunscribe a la
obtención sólo de dos ferroaleaciones: FeCr
y FeMn y sus respectivas escorias.
Las ferroaleaciones pueden ser producidas por procedimientos carbotérmicos y
aluminotérmicos o por combinación de ambos, especialmente las binarias. Por el procedimiento
aluminotérmico se obtienen ferroaleaciones de bajo contenido de carbono y por el carbotérmico
las de alto carbono. Para la conformación de cargas aleantes de consumibles de soldadura
pueden ser utilizadas ambas ferroaleaciones; para la obtención de las ferroaleaciones de
manganeso se usan, como base, minerales pirolusíticos y para las ferroaleaciones de cromo las
cromitas refractarias (véase Figura 4.1).
Tabla 4.1. Capacidad total de producción
Productos
Capacidad,
(t/a)
Masa,
%
Fundente aglomerado (FA) 112 32,11
Fundente fundido (FF)
Electrodos tubulares
100 28,67
resistentes al desgaste
abrasivo (ETR-A)
1,036 0,30
Electrodos tubulares revéstidos
tipo Hadfield (ETR-H)
1,036 0,30
FeMn bajo carbono 1
15,7 4,50
FeCr alto carbono 2
13 3,73
Escorias de la obtención,
FeCr 3 75 21,50
Material abrasivo 31 8,89
Total 348,772 100
1, 2, 3
Parte de estos productos son reutilizados
en otros productos (FA,ETR-A y ETR-H)
De acuerdo con las características de los minerales cubanos, mediante procesamiento
aluminotérmico pueden obtenerse ferroaleaciones de manganeso y algunas otras aleaciones
complejas de manganeso con determinados contenidos de cromo (hasta 16 % Cr), aptas para
su uso en la fabricación de cargas aleantes de varios tipos de consumibles de soldadura,
aunque el ferromanganeso bajo carbono también es demandado para la fabricación de aceros
especiales. El proceso aluminotérmico bien diseñado genera apreciables volúmenes de escoria
(70,46 %) con alto contenido de alúmina de alto grado de pureza. Estas escorias han sido
usadas, con resultados satisfactorios, en el desarrollo de materiales abrasivos (muelas
abrasivas, polvos de bruñir y “sand blasting”). Esta concepción evita la generación de residuales
sólidos contaminantes. La utilización colateral de estos materiales reducen significativamente

154
los costos de producción por unidad de consumible de soldadura elaborado a partir de materias
primas no convencionales. La gran mayoría de las materias primas usadas (≈ 80 %) en los
procesos metalúrgicos desarrollados por el CIS son minerales nacionales y desechos
industriales cubanos.
Parta el montaje, esta planta piloto puede ser dividida en sectores y construida por etapas
atendiendo a la disponibilidad de recursos. La misma debe ser siempre operada bajo el criterio
de no generar residuales sólidos e incluso aprovechar, en la elaboración de estos consumibles
de soldadura, residuales sólidos generados por otras industrias, es decir, se concibe el reciclaje
de escorias generadas por el proceso SAW al utilizar fundentes fundidos con alto contenido
(entre 30 y 40%) de MnO para producir matrices de fundentes aglomerados aleados.
Mediante proceso carbotérmico pueden obtenerse múltiples ferroaleaciones, aunque las de
mayor interés para la planta, en la actualidad, serían las de cromo y manganeso. También es
factible producir otras que contienen en su composición un amplio diapasón de combinaciones
de cromo y manganeso. Las escorias generadas en el procesamiento carbotérmico de las
cromitas refractarias cubanas son diseñadas previamente, ya desde la confección de la mezcla
metalúrgica, para ser reutilizadas en la fabricación de la matriz de los FA.
Los procesos pirometalúrgicos están concebidos para producir simultáneamente componentes
de alto valor agregado para confeccionar los consumibles de soldadura y un material abrasivo.
En la Tabla 4.1 se expone la capacidad total anual de producción de la planta piloto (348,772
t/a). En los datos de la Tabla 4.1 no se considera la reutilización de algunos productos
sintetizados (ferroaleaciones y escorias) en la propia planta
piloto que son utilizados posteriormente como nuevas MP en
la confección de otros consumibles de soldadura: FA y ETR.
En la Tabla 4.2 se indican todos los productos
comercializables (259,17 t/a) obtenidos en 264 jornadas
laborables en un año que implican la reutilización del 89,6 t/a
(86,40 %) de las nuevas materias primas producidas por los
procesos alumotérmico y carbotérmico en la misma planta
(FeMn, FeCr y su escoria = 134,7 t/a), que son utilizadas en la
confección de 114,07/a t de tres consumibles de soldadura
(FA, ETR-A y ETR-H), en cuyo costo de producción no se
incluye el de las 89,6 t/a de estas materias primas reutilizables (compárense los datos de las
Tablas 4.1 y 4.2, Figura 4.1 y Tabla 17 del Anexo 2).
Tabla 4.2. Capacidad de
producción comercial anual
Productos Capacidad,
(t/a)
Masa,
%
FA 112 43,21
FF 100 38,58
ETR-A 1,036 0,40
ETR-H 1,036 0,40
FeMn 8,399 3,24
FeCr 5,699 2,20
Material
abrasivo
31 11,96
Total 259,17 100

Proceso aluminotérmico
Para realizar el proceso proceso aluminotérmico aluminotérmico de los minerales, minerales, las las instalaciones son menos
menos
complejas y las operaciones de muy muy bajo consumo de de energía, energía, debido a a que que la la etapa etapa principal,
principal,
síntesis aluminotérmica, se desarrolla a partir de la energía energía que generan las las reacciones
químicas entre el aluminio aluminio metálico y los minerales oxidados portadores de los elementos element
metálicos y del comburente (oxígeno) necesarios.
Proceso carbotérmico
Para el el procesamiento procesamiento carbotérmico carbotérmico se se requiere del del uso de un un horno horno de de arco arco eléctrico, eléctrico, donde la
la
energía es es suministrada por por tres fuentes de corriente directa de 2000 A
A y 60 V. Este horno se
puede utilizar, utilizar, también, en la fabricación de fundentes fundidos, fundidos, los cuales cuales se importan
importan
actualmente por las empresas dedicadas a a la fabricación fabricación y/o recuperación recuperación de de balones de de gas,
domos de calderas a vapor y otros recipientes de gra gran volumen.
En resumen, resumen, a partir de los dos procesos pirometalúrgicos propuestos se procesan 180,82 t de
MP naturales obteniéndose 134,7 t de de nuevos productos productos que no no son consumibles de soldadura,
120,6 t de ellos son utilizados como nuevas MP obteniénd obteniéndose ose 114,07 t de consumibles de
soldadura y y 31 t de un un material material abrasivo abrasivo (véanse (véanse Figura 4.1 4.1 y y Tabla Tabla 4.2).
155
Figura 4.1: 4.1: Esquema Esquema de de los los procesos procesos pirometalúrgicos, pirometalúrgicos, donde se procesan 146 146 t t de de minerales
minerales
y residuales industriales para obtener 134,7 t de nuevos MP (dos ferroaleaciones, una escoriamatriz
y un material abrasivo), abrasivo), a partir de una parte de las cuales cuales se se fabrican tres tres consumibles
de soldadura (114,07 t).

156
Fundente aglomerado aleado (FA)
Para prolongar la vida útil de múltiples piezas (rodillos de bulldózer, cigüeñales, muelas de
trituradoras, etc.), éstas se recuperan por SAW utilizando fundentes aglomerados aleados, los
cuales se comercializan en el mercado internacional a elevados precios monopolistas (de 3 a 5
USD/kg), sin contar con la obligada erogación adicional en divisas por la compra de su
respectivo “partner”, el alambre macizo de bajo carbono, aleado o tubular.
Este consumible, para los fines previstos, puede ser producido a partir de la utilización del polvo
de las escorias obtenidas de la producción de FeCr alto carbono (75 t), las que deben ser
mezcladas con partículas de los componentes de aleación de la carga aleante (FeCr y FeMn).
También, como una alternativa atractiva, puede obtenerse FA a partir del reciclaje de las
escorias de fundentes fundidos con alto contenido de MnO que se obtienen del proceso SAW
en la fábrica de balones de gas en Matanzas.
Fundente fundido (FF)
Los fundentes fundidos con alto contenido de MnO (≥ 35 %) son ampliamente usados en varios
renglones industriales. En Cuba su mayor utilización está dirigida a la fabricación de balones
para almacenar gas presurizado (acetileno, propano, oxígeno, etc), de recipientes de grandes
dimensiones para el almacenamiento de líquidos y gases (agua, gasolina, domos de calderas,
etc.), vigas metálicas de grandes dimensiones, etc. Los fundentes fundidos para la SAW se
cotizan a precios muy altos. Datos suministrados por la Fábrica de Calderas de Sagua La
Grande enmarcan en una serie de precios que oscilan entre 2,57 CUC/kg para el F-103, de
2,94 CUC/kg para el F-1040, 4 CUC/kg para el Flux M4, hasta el más reciente dato aportado
por la empresa, de 10 CUC/kg para un fundente de la UTP. La escoria de los FF comerciales
con alto contenido de MnO (≈ 40%) puede reciclarse, como se mencionó anteriormente, en la
producción de FA, si estos FF son destinados únicamente a la soldadura y no al recargue
cuando utilizan alambres tubulares o macizos aleados.
El fundente fundido puede producirse en el mismo horno de arco eléctrico utilizado para
producir las ferroaleaciones de alto contenido de carbono. Este fundente fundido combinado
con alambres tubulares aleados o alambres macizos aleados (todos importados) puede ser
usado en la recuperación de los rodillos de los bulldózer o piezas de alto valor agregado como
cigüeñales de equipos de combustión interna, etc.
Electrodos tubulares revestidos para el relleno superficial
La industria cubana actual demanda una relativa pequeña cantidad correspondiente a una
amplia gama de electrodos macizos revestidos especiales, que están destinados tanto a la

157
soldadura como al relleno, ambos utilizados fundamentalmente en la recuperación por
soldadura manual (SMAW) de piezas de alto valor agregado. Estos electrodos macizos se han
producido en la planta piloto de la CUJAE, aunque podrían ser sustituidos por ETR producidos
en la planta piloto multipropósito a partir de la construcción o adquisición de una máquina para
estos fines (en el CIS hay dos), pues la materia prima esencial para la confección de los
mismos es factible de producir en la planta, pero el equipamiento de la planta piloto propuesta
está dirigido a producir, por ahora, solo dos tipos de electrodos:
Electrodos tubulares revestidos para desgaste abrasivo (ETR-A, 1,036 t/a): Este tipo de
electrodos no se produce en el país y puede ser fabricado en la planta piloto multipropósito con
un alto por ciento de los componentes nacionales, siendo posible su uso en la recuperación de
un gran número de piezas de equipos ya que es factible variar en un amplio rango la
composición química y las propiedades de los depósitos que con ellos se realizan, en este caso
pueden fabricarse empleando como carga aleante el FeCr alto carbono obtenido por el método
de reducción carbotérmica.
Electrodos tubulares revestidos para depósitos de tipo Hadfield (ETR-H, 1,036 t/a): Estos
electrodos tienen amplia demanda en la recuperación de piezas sometidas al impacto o a la
abrasión de equipos de trituración de minerales o de perforación de pozos o de desbroce de
terrenos, etc. Para la fabricación de los ETR-H, pueden usarse tanto las ferroaleaciones
producidas por el método aluminotérmico como las producidas por el método carbotérmico
clásico, donde el FeMn y el FeCr, producidos en la planta piloto multipropósito son idóneos para
confeccionar tanto la carga aleante como el revestimiento de este tipo de consumible.
4.4 Equipos para la planta piloto
Los equipos destinados al montaje de la planta piloto multipropósito requieren de un alto grado
de explotación y multifuncionalidad, aspectos que se expresan por su utilización tanto en la
elaboración de las materias primas (MP) como en la fabricación de los diferentes consumibles
de soldadura. En los 24 equipos que deben instalarse en la planta se describe aspectos de
interés, los cuales se sintetizan a continuación:
Resumen de los equipos requeridos y su utilización
1. Reactor aluminotérmico. Procesamiento aluminotérmico
2. Estufa que funcione aproximadamente hasta 400 ºC. Usada en todas las producciones
3. Mezclador. Usado en todas las producciones
4. Molino de mandíbula. Usado en todas las producciones
5. Molino de martillo. Usado en todas las producciones

158
6. Tamizadora con un tamiz de malla intercambiable. Usada en todas las producciones
7. Mallas de diferentes tamaños de abertura. Usada en todas las producciones
8. Instalación para el lavado del aluminio con agua caliente. Procesamiento aluminotérmico.
9. Equipo de soldadura pequeño. Procesamiento aluminotérmico.
10. Horno de arco eléctrico. Procesamiento carbotérmico y producción de fundente fundido.
11. Fuentes de arco eléctrico de corriente directa. Procesamiento carbotérmico y producción de
fundente fundido
12. Separador magnético. Producción de FeCr alto carbono y beneficio de minerales
13. Piscina de granulación. Procesamiento carbotérmico y producción de fundente fundido
14. Peletizadora. Producción de fundente aglomerado y de conglomerados de MP
15. Sistema de dispersión del vidrio líquido mediante atomización con aire. Producción de
fundente aglomerado y de conglomerados de MP
16. Máquina para la fabricación del alambre tubular. Producción de alambre-electrodo tubular
revestido y alambre tubular.
17. Sistema de aire comprimido centralizado
18. Máquina para enderezar el alambre. Producción de alambre electrodo tubular revestido
19. Sistema de extracción de polvos y humos. Producción de ferroaleaciones
20. Bandejas. Usadas en todas las producciones
21. Balanza mecánica de 100 kg. Usada en todas las producciones
22. Trituradora de aluminio. Procesamiento aluminotérmico
23. Mezclador vertical. Para la preparación de la masa de revestimiento de electrodos
24. Tronzadora manual: Fabricación de electrodos tubulares
Costo de los equipos y su acondicionamiento en la Planta Piloto
Para procesar 343,7 t/a de PM y producir 259,2 t/a de productos comercializables, la planta
piloto requiere de 24 equipos, el Centro de Investigaciones de Soldadura dispone de cinco
equipos, con los cuales inicialmente se montó la planta piloto para la producción de fundentes
en el taller Reyes Canto (Santa Clara), donde se recuperó una cantidad apreciable de rodillos
del tren de rodamientos de bulldózeres y que, en la actualidad, la mayoría de los mismos (≈
500) se encuentra en el taller de fundición de Planta Mecánica con vistas a su reparación. Estos
equipos deben ser inspeccionados y sometidos a las operaciones de mantenimiento y/o
reparación requeridas.
Equipamiento disponible
1. Molino de bolas y mezclador. Se encuentra en Planta Mecánica
2. Molino de mandíbula. Se encuentra en Planta Mecánica
3. Tamizadora con un tamiz y malla intercambiable. Se encuentra en el CIS, es necesario
adquirir las mallas respectivas
4. Molino de bolas. Se encuentra en Planta Mecánica
5. Peletizadora. Se encuentra en el CIS

Equipamiento para inversión
159
1. Reactor aluminotérmico: Es necesario construir un reactor desarmable
2. Instalación para el lavado del aluminio con agua caliente. Es necesario construirla
3. Equipo de soldadura pequeño. Es necesario adquirirlo o utilizar uno disponible en la
planta
4. Mufla. Es necesario adquirirla
5. Estufa: Es necesario adquirirla o construirla
6. Sistema de dispersión del vidrio líquido mediante atomización con aire comprimido. Es
necesario construirlo
7. Separador magnético.
8. Horno de arco eléctrico. Es necesario construirlo
9. Tres fuentes de arco eléctrico de corriente directa. Es necesario adquirirlas
10. Máquina para la fabricación del alambre tubular. Es necesario construirla
11. Máquina para enderezar el alambre. Es necesario construirla
12. Piscina de granulación. Es necesario construirla
13. Polipasto o grúa
14. Balanza mecánica
15. Bandejas
16. Molino de martillo. Para todas las producciones
17. Máquina trituradora de desecho de aluminio
18. Mezclador vertical. Para preparar la masa de revestimiento de electrodos
19. Tronzadora manual. Para seccionar los alambres-electrodos tubulares
20. Tamizadora con tamices intercambiables. En todas las producciones
21. Mezclador
22. Molino de mandíbulas
23. Separador magnético
24. Sistema de extracción de polvos y gases
Tabla 4.3. Inversiones para el montaje de la Planta Piloto
No Inversión CUC CUP
1 Reactor aluminotérmico 1000 2000
2 Instalación para el lavado del aluminio 300 500
3 Equipo de soldadura pequeño 150 15
4 Mufla 7000 70
5 Estufa 10000 1000
6 Sistema de dispersión del vidrio líquido 50 450
7 Separador magnético 1500 150
8 Horno de arco eléctrico 15000 7000
9 3 Fuentes de arco eléctrico de corriente directa 30000 3000
10 Máquina para la fabricación del alambre tubular 5000 8500
11 Máquina para enderezar el alambre 3000 4000
12 Piscina de granulación 60 250
13 Polipasto o grúa 4000 400
14 Balanza mecánica de hasta 100 kg 1500 150

160
Continuación Tabla 4.3
15 Bandejas 50 200
16 Molino de martillo 4500 450
17 Trituradora de aluminio 8000 800
18 Mezclador vertical para masa de revestimiento 250 500
19 Tronzadora manual 50 450
20 Tamizadora con tamices intercambiables 0 1100
21 Mezclador 0 850
22 Molino de mandíbula 0 2500
23 Separador magnético 1500 150
24 Sistema de extracción de polvo 500 300
Total 93410 34785
Unificación de las monedas, $ 128195
Al costo de los equipos necesarios para que funcione la planta (Tabla 4.4), hay que adicionar
otros gastos directos (18 075,5 $): en la instalación de los equipos, en los sistemas eléctricos y
de agua, en reacondicionamiento de la edificación, construcciones y adecuaciones en el
almacenamiento de MP y de los productos de la planta.
Tabla 4.4. Resumen de las materias primas: su procedencia y su utilización
No MP, *import. Procedencia Donde se utiliza
1 Feldespato
Empresa de materiales de la
construcción de Sancti Spíritus
Producción de fundente fundido
2 Caolín
Empresa Minera de Isla de la
Juventud
Producción de electrodos tubulares
3 Caliza Geominera Villa Clara Usado en todas las producciones
4 Arena sílice Geominera Villa Clara
Producción de FeMn, FeCr, FeMnCr y
fundente fundido
5 Pirolusita Geominera Santiago de Cuba
Fabricación de FeMn, FeMnCr y
fundente fundido
6
Cromita
refractaria
Geominera Camagüey o
importado por ACINOX S.A.
Producción de FeCr y FeMnCr
7
Silicato sodio Producido en Electroquímica
de Sagua la Grande
Producción fundente aglomerado
Y de electrodos tubulares
8
Cascarillas de
laminación
Empresa de Recuperación
de materias primas
Producción de FeMn, FeMnCr
y abrasivos
9
Virutas de
aluminio
Maquinado de cafeteras
en la INPUD de Santa Clara
y en la empresa ALCUBA
Producción de FeMn y FeMnCr
de bajo carbono
10 Coque* Importado por ACINOX S.A.
Producción de FeMn, FeCr
y FeMnCr
11 Cinta metálica* Importación
Producción de electrodos tubulares
y autoprotegidos
12 Fluorita* Importado por ACINOX S.A. Usado en todas las producciones
13 Rutilo* Importado por ACINOX S.A. En la producción de ETR-H
14 Grafito* Importado por ACINOX S.A
En las producciones: FA y
ETR-H

1 FeCr
2 FeMn
3 Escorias
de FeCr
4 Escorias
de FeMn
161
Continuación de la Tabla 4.4
MATERIAS PRIMAS PRODUCIDAS EN LA PLANTA POLOTO
Producido en la planta
Producción de fundente aglomerado,
piloto multipropósito
electrodos tubulares y autoprotegidos
Producido en la planta
Producción de fundente aglomerado,
piloto multipropósito
electrodos tubulares y autoprotegidos
Producido en la planta
piloto multipropósito
Producción de fundente aglomerado
Producido en la planta
piloto multipropósito
Producción de abrasivos
4.5 Características comerciales de las materias primas naturales
En la Tabla 4.5 se observa que, de las 14 materias primas naturales necesarias (343,17 t/a)
para producir 259,17 t/a de siete productos comercializables, solo 5 (35,71 %) son de
importación (21,61 t/a) y representan sólo 41,03 t/a (11,94 %), factibles de adquirir por su
utilización común en la industria siderúrgica nacional. Una parte (180,8 t/a) de las 343,7 t/a de
MP se utiliza para producir cuatro nuevas MP sintéticas (134,7 t/a), de las cuales tres (89,6 t/a)
se destinan para obtener 114,07 t/a de tres tipo de consumibles de soldadura (FA, ETR-A y
ETR-H) y el resto de estas nuevas MP sintéticas, 45,1 t/a, se comercializan: 31 t/a de material
abrasivo, 8,4 t/a de FeCr y 5,7 t/a de FeMn. Detalles más ilustrativos sobre los destinos
designados para cada MP sintética se
exponen en la Figura 4.1, Tablas 16 y
17 del Anexo 2.
Tabla 4.5. Categorización de materias primas
naturales a adquirir y su costo por tonelada
MP Precio
En la Tabla 4.5 se exponen los precios
de las 14 MP categorizadas a adquirir,
1
2
MINERALES NO METÁLICOS
Feldespato
Caolín
CUC/t
104,66
25,11
CUP/t
80,60
50,39
cuyo costo total asciende a 118 696,29
3
4
Caliza
Arena sílice
41,38
12,62
27,96
16,93
$/a (véase Tabla 17 del Anexo 2), de MINERALES METÁLICOS CUC CUP
este importe el 20,32 % (24121,27 $/a)
corresponde a MP de importación.
Como promedio las MP nacionales
5 Pirolusita
Arena cromita Camagüey
6
30- 35% de Cr2O3
7 Silicato sodio
RESIDUO INDUSTRIALES
263,00
104,66
186,50
CUC
132,00
80,60
138,10
CUP
cuestan 312,43 $/t, mientras que las de
8
9
Cascarillas de laminación
Virutas de aluminio
0
546,00
20,4
1300,00
importación el costo promedio es de MATERIALES DE IMPORTACIÓN CUC CUP
589,98 $/t.
10
11
Coque
Cinta metálica
639,8031
0
59,6577
1964,13
Es necesario aclarar que la cromita y la 12 Fluorita 403,9997 48,9745
pirolusita son dos minerales claves en
13
14
Rutilo
Grafito
900,0
400,00
90,00
40,00
la producción de los consumibles de soldadura. La cantidad de estos dos minerales constituye

162
el 57,24 % de todas las MP naturales y el 50,45 % (59 885,2 $) del costo. De estas dos MP se
obtienen las cuatros nuevas MP sintéticas necesarias para la obtención del 38,62 % de toda la
producción de la Planta Piloto (véase Figura 4.1 y Tablas 16 y 17 del Anexo 2).
El mineral de manganeso (pirolusita) constituye 32,5 % de todas las MP naturales y es el único
mineral nacional, que sus yacimientos no están actualmente en explotación, pero si lo
estuvieron y existe una reserva disponible que sobrepasa, con creces, la demanda aquí
expresada. En la actualidad se cuenta con alrededor de 40 toneladas de pirolusita que se
encuentran almacenadas en Planta Mecánica. Referente a la cromita refractaria es
imprescindible utilizar la cromita de origen nacional, debido a que ésta es 9 veces más barata
en moneda convertible que la de importación (Tabla 4.5).
El agua que se consume en un año no sobrepasa al 26 m 3 (6,5 CUC), de las cuales 80 % son
tratadas por sedimentación, separación de sólidos, para un costo total de 9,5 CUC.
Localización de la Planta Piloto
Para montar la planta piloto multipropósito se requiere de un área de aproximadamente entre
400 y 600 m 2 , con facilidades para la instalación de suministros de agua, aire, energía eléctrica
(220 y 440V), extracción y lavado de gases y polvo, iluminación, ventilación, etc. Por otra parte
debe ser accesible a los medios de transporte automotor para el trasiego de MP y productos
obtenidos.
Todos estos requisitos los cumple un local inutilizado aledaño al taller de fundición de Planta
Mecánica.
Análisis medio ambiental
En los procesos pirometalúrgicos a desarrollarse en la planta, sólo se producen como
contaminantes gases, polvos y humos, los cuales son característicos de cualquier planta
siderúrgica, incluso en el mismo taller de fundición de Planta Mecánica, no obstante se deben
instalar dispositivos para atrapar estas emanaciones (p. ej. trampa de agua), la cual por sus
dimensiones y facilidad de construcción es posiblede construir e instalar.
4.6 Estimación de factibilidad económico-financiera
En el Epígrafe 4.2 y en la Tabla 4.3 se exponen la inversiones fundamentales en equipos que
se requieren para el montaje de la planta piloto multipropósito. El costo estimado de los equipos
es 128195 $. El costo de la instalación, el acondicionamiento de los mismos y el capital de
trabajo (costos directos; 18 075,5 $; costos indirectos (supervisión y contingencias, etc.), 12

163
819,5 $, y capital de trabajo, 7 102 $) alcanzan un monto total de 37 997 $. En resumen los
capitales fijos y total invertido son 159 090 $ y 166 192 $, respectivamente.
Estos cálculos se realizaron siguiendo la metodología propuesta por Peters and Timmerhaus
[249]. Se propone que la Planta Piloto comience funcionando con una Plantilla de 7 obreros con
un salario de 500 CUP mensuales de 24 jornadas de 8 h para cada uno de ellos, lo que
representa un salario por trabajador de 2,604 CUP por hora laborada. El costo de fuerza de
trabajo directa anual es de 48 737,15 CUP/a, lo que significa que 188,05 $ de salario está
invertido por cada tonelada de producto comercializable (259,17 t/a) producido en la planta.
Tabla 4.6. Consumo energético por equipos directos Tabla 4.7. Índices de
a la producción de productos comercializables Bont para la trituración
Equipo
Consumo
(kW.h/ton)
Mineral
W
(kW.h/ton)
Mezclador 11,76 Cromita 17,5
Tamizadora 2,5 Caliza 17,52
Peletizadora 25 Fluorita 17,52
Estufa 400 FeMn 11,48
Horno de arco eléctrico para FeCr 2900 FeCr 11,48
Separador magnético 10 Escoria 4,56
Horno eléctrico para fundente fundido 1024 Pirolusita 18,4
Conformación electrodos tubulares 400 Feldespato 17,25
Enderezadora de alambres 150
Mezcladora vertical 40
Mufla 4000
Potencial del consumo energético 8963,26
El consumo de energía de los equipos de quebrantamiento y pulverización se realiza a partir de
los índices de trabajo de Bond (W) para los diferentes materiales (Tabla 4.7), considerando que
se trabaja en circuito cerrado con clasificación de control. Además, el consumo de la energía en
los procesos pirometalúrgicos representa un porcentaje importante de consumo total. El monto
del consumo energético anual para todos los procesos alcanza 640 0259 kWh, lo que significa
una erogación de 57 623,31 CUP/a.
Para el resto de los equipos utilizados en la planta el consumo de potencia se expone en la
Tabla 4.6.
4.7 Características de la producción de la planta piloto multipropósito
En la Tabla 4.8 se expone un compendio de valores sobre diferentes parámetros técnicos y
económicos de la producción de la planta. El cálculo de los parámetros económicos se realizó
según las metodologías propuestas por Peters and Timmerhaus [249] y Towler [250].

164
La estrategia productiva de la planta piloto se basa en la mayor cantidad de las MP a procesar
son de origen nacional (88,06 %) y una parte de ellas se procesa para adquirir nuevas MP, que
son de importación. También es estratégico que varios equipos de la planta piloto son factibles
de construir en el país, especialmente los relacionados con los procesos pirometalúrgicos.
el 20,32 % de las MP son de importación (fluorita, rutilo, grafito, coque y cintas metálicas) y su
costo representa 11,94 % del costo de todas las MP, que asciende a 118 696,29 $. En general,
todas las MP representan 47,83 % del costo de producción de todos los productos comerciables
de la planta multipropósito. Sobre la posibilidad de la adquisición de las cinco MP de
importación, se puede afirmar que las mismas son de uso corriente en las industrias
siderúrgicas del país, lo que indica que existen canales bien establecidos para su adquisición.
Referente a la cinta metálica, que es utilizada en la producción de electrodos tubulares
revestidos (ETR), se usa
comúnmente en la
confección de cajas de madera para
el embalaje de productos agrícolas.
En general, el esbozo sobre estos
índices económicos revela una
relativa baja dependencia en MP de
importación, cuya adquisición resulta
relativamente fácil al país.
La planta piloto procesa anualmente
343,74 t de MP para producir 348,77 t
de productos, de los cuales se
reutilizan 91,6 t para producir
finalmente 259,17 t de productos
comercializables. Esta producción la
realizan solo 7 obreros que cada uno
devenga un salario de 500,00 CUP
por mes y el costo de la retribución
anual de la fuerza de trabajo directa
(FTD) es de:
Tabla 4.8. Parámetros económico de la producción de
consumibles de soldadura y de otros productos útiles
Compra de equipos, $ 128195,00
Total de los Costos directos,14,1 %, $ 18075,50
Total de los Costos indirectos,10 %, $ 12819,50
Capital de trabajo, 5,54 %,$ 7102,00
Capital fijo de la inversión, 159090,00
Total del capital de la inversión, 29,64 %, $ 166192,00
Costo de la fuerza de trabajo directa, $ 48737,15
Materias primas, t 343,74
Costo de las materias primas,$ 118696,29
Consumo de energía eléctrica, kWh 640259,00
Costo de la energía eléctrica, 0,09 kWh, $ 57623,31
Consumo de agua, m 3
26,00
Costo del agua, 0,25 $/m 3
6,50
Reciclaje del agua,m 3
20,00
Costo del reciclaje el agua, 0,15 $/m 3
= 7 ∙ 500
∙ 11 ∙ 1,2659 = 48 737,15
· ñ ñ
El costo del salario anual representa el 19,64 % del costo de producción.
3,00
Volumen de producción, anual, t 259,17
Costo de la producción, $ 248146,67
Costo unitario promedio, $/t 957,47
Beneficio unitario de la venta,20 %, $/t 1148,96
Beneficio total de la venta, 20 %, $ 297776,00
Valor actual neto, VAN, $ 141769,75
Tasa Interna de Rendimiento, TIR, % 25,33
PRD 5 años 6 m

El eje central de de la la producción producción y y de de la la rentabilidad rentabilidad de de los los consumibles de de soldadura en en la planta
piloto lo lo constituyen constituyen los los procesos procesos carbotérmico carbotérmico y aluminotérmico, a pesar de de que de ellos no se
obtiene directamente ningún ningún consumible consumible de de soldadura, soldadura, pero sí se logran logran nuevas nuevas MP MP de de alto
alto
valor agregado como son ferroaleaciones, matrices de de fundentes aglomerados y un un material
abrasivo. Estos dos procesos consumen 52,61 % de toda la MP y 64,33 % de la energía
eléctrica demandadas por por toda toda la planta piloto. El costo de producción de estas cuatro cuatro nuevas
MP es 56,17 % del costo total de producción de la planta piloto.
La estrategia estrategia de de venta de los los productos acabados acabados es, es, por por lo lo general, general, ofertar precios que se
ajusten solo a una ganancia de un 20% sobre el precio de de producción, aunque aunque la la mayoría mayoría de
los productos presenta precios muy inferiores a los ofertados en el mercado internacional. El
El
costo unitario promedio de todos los productos es de 957,47 $/t y el precio unitario promedio en
el mercado mercado internacional internacional de de todos todos estos productos productos es de 2 929,29 USD/t.
Los cálculos dinámicos de la factibilidad económica de la Planta Piloto multipropósito arrojan
un flujo efectivo del producción (Figura 4.2): IInversión
inicial: 166 192,00 $ ; VAN: 141 769,75
$; TIR: 25,33 % y PRD: 5,5 años,
pero si i los precios de todos los
productos de la Planta Piloto se
ofertaran, como promedio, a un
precio 50 % menor que los del
mercado internacional (1 464,65
USD/t), el PRD se enmarcara en 2
años y los parámetros VAN y TIR
fueran, por lo menos, superiores en
cuatro veces y el doble
respectivamente.
A continuación se exponen onen las
características productivas y
económicas de cada producto
elaborado en la planta piloto.
Producción de de FeCr FeCr (15,7 (15,7 t) t) y y escorias escorias (75 (75 t) t) mediante mediante reducción reducción carbotérmica
carbotérmica
Este proceso proceso se desarrolla en un horno eléctrico de arco, el cual debe reunir las siguientes
características:
VA N ($)
165
150000
125000
100000
75000
50000
25000
0
-25000
-50000
-75000
-100000
-125000
-150000
0 1 2 3 4 5 6 7
8 9 1011 121314 15
Años
Figura 4.2. Perfil del VAN y cálculo del PRD de la
Planta Piloto Multipropósito

166
Dimensiones del horno: Diámetro interno del crisol de grafito horno, Dc = 0,479 m y altura, Hc=
0,25 m. El diámetro de los tres electrodos de grafito es de 0,12 m (4,72 pulgadas). La distancia
entre los centros de los electrodos es S = 0,209 m. La capacidad total del crisol es de 0,045 m 3 ,
lo que permite una capacidad libre mínima de 0,037m 3 con los tres electrodos introducidos. Los
parámetros eléctricos del horno son los siguientes: Pa= 278865 VA; I= 2013,5 A y V = 46,1 V.
Para suministrar la energía necesaria al horno se propone utilizar tres fuentes de corriente
directa, también pueden usarse rectificadores del tipo LCF 2400. El horno debe quedar
constituido por un crisol de bloques de grafito de aproximadamente 10 cm de espesor, seguido
de una pared de ladrillo refractario aislante de 20 cm y finalmente una coraza de acero de 1 cm.
El espesor del fondo del crisol debe ser un 50 % mayor que el de las paredes. Este horno
presenta un carácter multipropósito y permitirá la obtención de las ferroaleaciones de alto
contenido de carbono, matrices para fundentes aglomerados y de fundentes fundidos.
La cubeta para la granulación de los FeCr, las escorias y fundentes fundidos debe ser 50 veces
superior a la capacidad volumétrica mínima del horno, por lo que la misma debe tener un
volumen de 1,85 m 3 .
Características del proceso carbotérmico para obtener FeCr y escorias útiles
En la planta piloto se producen anualmente 15,7 t de FeCr de alto contenido de carbono y 75 t
de escoria que es previamente diseñada como matriz para el FA, lo que demanda 132,47 t de
MP con un costo total de 30 530,92 $. La mezcla metalúrgica que se toma como base para
producir 1 t de FeCr (17,31 %) y 4,8 t de escoria (82,69 %) demanda 8,471 t de MP, cuyo costo
es de 1 952,36 $ (71,89 % en CUC), pero costo referido a 1 t de FeCr o de escoria producida es
de 366,61$ (véanse Tablas 16 y 17 del Anexo 1). Dos de las 5 MP son de importación, que
representan 16,24 % de la cantidad y 19,55 % del costo de las usadas en la formulación (véase
Tabla 17 de Anexo 2). Los equipos necesarios para este proceso de obtención son: horno de
arco eléctrico, 3 fuentes de arco eléctrico de corriente directa capaz de suministrar 2 000 A para
un diapasón de potencia de 20 a 40 V, piscina de granulación, estufa, tamizadora, mezclador,
molino de mandíbula, molino de martillo, separador magnético, balanza mecánica de hasta 100
kg, polipasto o grúa de 2 t de capacidad de levantamiento y bandejas. El 44,94 % (7,056 t) del
FeCr se utiliza en la conformación de la carga aleante de 112 t de fundente aglomerado aleado
(FA) y el 1,56 % (0,245 t) en la confección de 1,036 t de electrodos tubulares revestidos para el
desgaste abrasivo (ETR-A). Las 75 t de escorias obtenidas se utilizan en el proceso para
fabricar la matriz del fundente aglomerado (FA). En general se utilizan el 46,50 % de las 15,7
toneladas de FeCr de alto contenido de carbono en la elaboración de ambos consumibles de

167
soldadura (FA y ETR-A), por lo que quedan 8,399 t extras (53,50 %) para su comercialización
(Figura 4.1, Tablas 16 y 17 del Anexo 2). El costo de la fuerza de trabajo directa para producir 1
t de FeCr (1 t de escoria) es 187,87 CUP, monto que está referido a 90,7 t de ambos productos
comercializables (Tabla 18 del Anexo 2). Para obtener y procesar 1 t de FeCr (1 t de escoria) se
consumen 4274,42 kWh y 0,23 t de agua. El costo de producción tanto para 1 t de FeCr como
para 1 t de escoria es 1 025,94 $ (33,274 % en CUC). Los beneficios de la comercialización del
FeCr extra, 20 % del costo de producción, es de 1 231,12 $/t (33,275 % en CUC/t) (véase Tabla
19 del Anexo 2). En el mercado internacional, el FeCr se cotiza a 1 100 USD/t (sin costos de
transportación y aduanales ≥ 300 $/t, FOB). El precio propuesto de las 8,399 t de FeCr
disponible a comercializar representa hipotéticamente para el cliente un gasto adicional de
131,12 $/t al considerar un 20 % de ganancias destinadas al productor. Sin embargo, como el
costo de producción del FeCr es aún menor que el precio del mercado se podría vender éste a
1100 $/t con una ganancia más discreta de 74 $/t. En todas las variantes el precio del FeCr
producido en la planta es competitivo con los precios que eroga el SIME por este tipo de
ferroaleación.
Es conveniente aclarar que el costo de producción del FeCr y de la escoria-matriz no se
incluyen en el costo de la confección de los consumibles (FA y ETR-A), pero si en el costo total
de la producción de la planta (véanse Tablas 17 y 19 del Anexo 2).
Producción de FeMn (13 t/a) y material abrasivo (31t/a) por reducción
aluminotérmica
Por aluminotermia, En la planta piloto,durante 1año, pueden obtenerse simultáneamente 13 t
FeMn de bajo contenido de carbono y 31 t de de escorias con características abrasivas (galaxita
+ corindón). La cantidad de MP necesaria para producir las 44 t de FeMn y escoria (abrasivo)
es 48,36 t y su costo es de 3 496,3 $ (42,77 % en CUC) (véase Tabla 17 del Anexo 2). En la
Tabla 16 del Anexo 2 se exponen el tipo de materias y la cantidad necesaria (3,72 t) para
producir simultáneamente 1 t (29,54 %) de FeMn y 2,385 t (70,46 %) de escorias con
características abrasivas, en total: 3,385 t de productos. Todas las MP son de origen nacional y
3 de ellas son desechos sólidos de otros procesos industriales, los cuales constituyen el 41,35
% (1,72 t) de la formulación (véanse Tablas 16 y 17 del Anexo 2). El costo de las cinco MP de la
formulación de la mezcla aluminotérmica, para producir 1 t de FeMn o 1 t escoria abrasiva, es
794,01 $, sin embargo la erogación por estos desecho industriales representa 64,15 % del costo
total de las MP.
Los equipos que se utilizan para la obtención del FeMn y la escoria abrasiva son: reactor
aluminotérmico, equipo pequeño de soldadura, instalación de lavado con agua caliente del las

168
virutas de aluminio, estufa, tamizadora, mezclador, molino de mandíbula, molino de martillo,
separador magnético, balanza mecánica de hasta 100 kg, polipasto o grúa de 2 t de capacidad
de levantamiento y bandejas.
El consumo de electricidad por 1 t de FeMn o escoria es 549,56 kWh (49,45 CUP) y la fuerza de
trabajo directa es de 31,926 CUP por 1 t de producto obtenido. El costo de producción de 1 t
FeMn o de escoria (abrasivo) es de 1019,62 $/t (39,72 % en CUC).
De las 13 t del FeMn, el 54,28 % (7,056 t) se utiliza en de la confección de la carga aleante del
FA y 1,88 % (0,245 t) en la confección del ETR-H; el resto del FeMn 5,699 t (43,84 %) y la
escoria abrasiva (31 t) pueden comercializarse a un precio que signifique 20 % superior al costo
de producción 1 019,62 $/t (39,72 % en CUC): 1 223,54 $/t (véanse Tabla 19 del Anexo 2). Este
precio para el material abrasivo es relativamente alto comparado con el ofertado en el mercado
internacional: 900 USD/t; sin embargo referido al precio del FeMn (> 2 000 USD/t) es
relativamente barato. Al vender todos estos productos obtenidos se compensan las pérdidas
resultando un saldo total positivo con una muy discreta ganancia de 64 $/t.
En posteriores cálculos del costo de producción de otros consumibles de soldadura (FA y ETR-
H) no se incluyen en el costo de producción del FeMn, pero sí en el costo total de la producción
de la planta (véanse Tabla 4.4 y Tabla 19 del Anexo 2).
Fabricación de fundente aglomerado aleado para el recargue (112 t/a)
Para obtener 112 t de pellets de fundente aglomerado se necesitan 130,144 t de MP, de las
cuales 88,928 t son productos obtenidos en la planta piloto: FeMn y FeCr y su escoria.
Una etapa previa consiste en confeccionar los pellets verdes (prefundente aglomerado), los
cuales se obtienen por peletización de 100,128 t de una mezcla de polvos secos de cinco
componentes, que está constituida por 85 % de matriz (74,8 % de escoria y 10,2 % fluorita) y 15
% de carga aleante (7 % de FeCr y 7 % de FeMn y 1 % grafito) (Tabla 16 del Anexo 2). La
mezcla se homogeniza y posteriormente, en movimiento dentro de plato de la peletizadora, se
le añade mediante espray 30 % vidrio líquido (60 % agua) respecto a la masa de la mezcla de
polvos secos, es decir 30,016 t de vidrio líquido. Los pellets verdes del prefundente se calcinan
a 400 o C durante 2 horas en una estufa, donde pierden 18,01 t de agua. Para obtener 1 t FA se
necesitan 1,162 t de MP, de las cuales el 91,39 % son nacionales (FeMn, FeCr y su escoria y
el vidrio líquido, véase Tabla 16 del Anexo 2).
El equipamiento necesario para producir este tipo consumible de soldadura está integrado por
una estufa, tamizadora, mezclador, molino de mandíbula, molino de martillo, balanza mecánica
de hasta 100 kg, polipasto o grúa, bandejas, peletizadora acoplada a un sistema de dispersión
del vidrio líquido y una mufla. La energía eléctrica involucrada en la producción de 1t de FA es
de 195,56 kWh. Mientras para producir esa misma cantidad de FA, el costo de la fuerza de

169
trabajo directa es 92,349 CUP/t. El consumo de agua, involucrado para producir 1 t de fundente
aglomerado, es 0,1 t.
El costo de todas las MP debería ser de 106 086,63 $, pero de él 91 283,14 $ corresponden a
los productos sintetizados, que no deben incluirse en costo de las MP y, por ende, influye
positivamente en el costo de la producción de las 112 t de FA, que es uno de los más bajos de
la cadena de producción de la planta piloto, resultando que los beneficios por venta no
compensan los costos de producción del FeCr y su escoria y la escoria del FeMn: el abrasivo.
En resumen los costos de las MP y de la producción de 112 t de FA son de 14 803,49 $ y 28
386,94 $, respectivamente (Tabla 19 del Anexo 2), lo que lleva a unos beneficios de venta sean
relativamente bajos, influyendo negativamente en la rentabilidad global de planta piloto (véase
la Tabla 4.10). Por tanto, en la estimación de la factibilidad económica de la producción de este
consumible de soldadura se presenta un dilema a tono conla estrategia de los beneficios por
ventas expuestos anteriormente (Epígrafe 4.9) y la rentabilidad global de la planta piloto.
i. Si en la estimación económica se omitiera en el costo de las MP los costos de producción
de las ferroaleaciones y de sus escorias, obtenidos en la propia planta piloto, el costo de las
materias primas a considerar fuera solo de 14 803,49 $, correspondiente al grafito, a la
fluorita y al vidrio líquido (41,216 t). Entonces, el costo unitario de producción sería de
253,46 $/t (28 386,94 $/112 t) y el beneficio unitario de venta sería de 304,15 $/t, precio
casi 10 veces menor que el del mercado internacional. Esto induciría a que el costo de
producción de todos los productos de la planta fuese de 245 522,76$, es decir 61 151,08 $
mayores que los beneficios de venta de todos los productos: 184 371,8 $. Este desbalance
provocaría que la planta fuese desastrosamente irrentable.
ii. En el caso de considerar las ferroaleaciones y la escoria, el costo unitario de las MP fuera
de 947,202 $/t, por lo que el costo de producción unitario sería de 1 085,116 $/t. Esto
provocaría que el costo de todas las MP de la planta piloto se elevaría a 20 9971,92 $ y el
de la producción a 338 668,81 $ (véase Tabla 4.8), pero los benéficos por la venta de todos
los productos fueran solo de 296 146,92 $, lo que provocaría un déficits de 42 521,89 $,
conduciendo irremisiblemente a la irrentabilidad de la planta piloto.
Debido a un tecnicismo económico, de no elevar los beneficios de venta mayor a un 20 % del
costo de producción, ocurre que en la evaluación económica de las dos alternativas la
producción del FA conduce a la irrentabilidad de la producción global de la planta. Valorando
como un todo la producción de la planta piloto es posible buscar al dilema una solución factible,
la cual consiste en tomar criterios de los incisos i e ii y conjugarlos para no desviarse de los
diferentes aspectos económicos y de la política de los beneficios por venta asumidos de la
estimación económica de la planta piloto (véanse Tablas 18 y 19 del Anexo 2).

170
En primera instancia, debe considerarse en la evaluación de las 112 t de FA, que el costo de
las MP para las 112 t de FA, sin contar con los de los productos sintéticos, se mantenga en 14
803,49 $, así como el costo de producción en 28 386,94 $, tal como lo indica el inciso i, pero el
precio de venta unitario debe elevarse a 1 317,08 $/t (menos de la mitad del precio del
mercado internacional, 3 500 USD/t), basándose en un costo de producción unitario
relativamente alto de 1 097,57 $/t , que es superior en 12,45 $ al reportado en el inciso ii (1
085,116 $/t) (Tabla 19 del Anexo 2). Con estas consideraciones se establece una buena
concordancia entre la suma de los valores económicos individuales de cada producto
comercializable y los de la planta piloto en su conjunto (véanse Tablas 4.10 y 19 del Anexo). Al
precio de venta propuesto para FA implicaría un ahorro de 269 072,16 USD, si se comparara
con elal precio de importación las de las 112 t de FA.
Fabricación de fundente fundido (FF) para SAW (100 t/a)
Esta producción se realiza en las mismas instalaciones donde se realiza el procesamiento
carbotérmico para la obtención de FeCr, por lo que el equipamiento consta de: horno de arco
eléctrico, 3 fuentes de arco eléctrico de corriente directa capaz de suministrar 2000 A, piscina
de granulación, estufa, tamizadora, mezclador, molino de mandíbula, molino de martillo,
separador magnético, balanza mecánica de hasta 100 kg, polipasto o grúa, bandejas y mufla.
Para producir 1 t de FF se necesitan 1,2 t de MP, cuyo costo asciende a 362,53 $ (67,83 % en
CUC). De las cinco MP solo una es de importación que representa sólo el 0,95 % del costo y
5,8 % de la cantidad (véase Tabla 16, Anexo 2). La energía eléctrica asociada a esta
producción es de 1 714,32 kWh y el consumo de agua asciende a 0,23 t. La fuerza de trabajo
directa presenta un costo de 38,927 CUP/t (Véase Tabla 19 del Anexo 2).
El costo de producción de 1 t de FF es de 765,54 $ (42,28 % en CUC) y el precio de venta sería
de 918,64 $/t. En el mercado internacional el precio oscila alrededor de 3 000 USD/t. La venta
del FF producido en la planta a precio de mercado internacional constituiría un ahorro de
2081,36 USD/t, que representaría casi 2,3 veces el costo de producción de FF. La producción
de 100 t de FF en el país significaría un ahorro total de 20 8136 USD.
Fabricación de electrodos tubulares revestidos (ETR) para el recargue
Electrodo resistente al desgaste abrasivo ETR-A (1,036 t/a)
Electrodo tipo Hadfield, ETR-H (1,036 t/a).
El equipamiento requerido para la fabricación de estos dos tipos de electrodos tubulares
consiste en: una máquina para la fabricación del alambre tubular, estufa, tamizadora,
mezclador, molino de mandíbula, molino de martillo, máquina para enderezar el alambre,

171
balanza mecánica de hasta 100 kg, bandejas, mezclador vertical para masa de revestimiento y
una tronzadora manual.
ETR-A : La carga aleante para este tipo de electrodo está constituida por polvo de FeCr alto
carbono producido en la planta e insertado en un alambre tubular, confeccionado a partir de una
cinta metálica. El revestimiento verde del alambre tubular está conformado por 25 % de fluorita,
25 % de caolín y 50 % de rutilo, todos son aglomerados en forma de pasta con silicato de sodio,
el cual debe constituir el 30 % de la masa seca. La adherencia del revestimiento verde al
alambre tubular se hace por extrusión, que posteriormente se somete a una calcinación a 400
o C en una estufa. El grafito y el FeCr constituyen la carga aleante del ETR-A. La formulación de
las MP se expone en la Tabla 16 del Anexo 2. La energía eléctrica consumida en el proceso es
de 703,04 kWh (Tabla 18 del Anexo 2).
Para producir 1,036 t de ETR-A se necesita 1,054 t de seis MP (incluyendo 0,245 t de FeCr), de
las cuales la mitad son de importación. El costo de 0,809 t de MP (excluyendo el FeCr) es
1088,45 $ (15,06 % en CUC), del cual el 96,86 % corresponde a MP de exportación, mientras
que estas representan el 38,05 % de la cantidad en t. El consumo anual de energía eléctrica es
de 73,04 kWh (63,27 $), mientras el costo de la fuerza a laboral directa para producir 1,036 t de
ETR-A es de 141,84 CUP.
El costo de producción de 1,036 t ETR-A asciende a 1373,97 $ (17,98 % en CUC) (véase Tabla
19 del Anexo 2). El beneficio de venta por tonelada es 1591,48 $, sin embargo el precio del
mercado internacional de este consumible asciende aproximadamente a 10 000 USD/t. El
ahorro, que implicaría fabricar en el país este combustible de soldadura, sería de 8711,23
USD.
ETR-H: La fabricación de este tipo de electrodo es similar al anterior, pero la carga aleante del
alambre tubular está constituida por polvo de FeMn producido en la planta y el revestimiento
verde en forma de pasta está integrado por 40 % de caliza, 40 % de fluorita y 20 % de grafito;
estos, también, se aglomeran con silicato de sodio en la misma proporción que el anterior y se
adhieren al alambre tubular por extrusión. La calcinación se efectúa de igual modo que ETR-A.
El consumo de energía es de 703,04 kWh.
Para producir 1,036 t de ETR-H se requiere 1,055 t de 5 MP, sin contar con 0,245 t de FeMn,
cuyo costo asciende a 1037,66 (8,51 % en CUC). El 50 % de las MP son de importación y
representa 75,80 % del costo y, también, lo mismo en cantidad (t): 75,80 %. El consumo de
energía eléctrica es el mismo que en ETR-A. En la fuerza de trabajo directa se invierten 142,03
CUP, mientras el costo de su producción asciende a 1 292,54 $ (22,29 % en CUC). El precio de
venta de este ETR es de 1 551,05 $, mientras el precio en el mercado internacional es de

172
alrededor de 8000 USD/t (véase Tablas 3 y 4 del Anexo 1). Producir este consumible en el país
implica un ahorro anual de 6 502,85 USD.
4.8 Valoraciones económicas sobre la sustitución de importaciones
En todos los epígrafes de este capítulo se manifiesta una política anti-lucrativa de no aumentar
innecesariamente los beneficios de la venta de los productos comercializables, altamente
demandados y con altos precios de mercado, lo que provoca que el PRD sea mayor que la
verdadera potencialidad económica de la comercialización de los productos a precios de
mercado.
En la Tabla 4.10 se amplían algunos parámetros expuestos en la Tabla 4.8 y se hace énfasis en
las potencialidades en el ahorro debido a la sustitución de importaciones. La producción de la
planta piloto implica una significativa sustitución de importaciones, la cual representa 461 409 $,
valor que es en 70 160 $ superior al
total del capital de la inversión, costo de
fuerza de trabajo, costo de las materias
primas, costo de la energía eléctrica
(suma = 391 248,75 $); datos que se
exponen en la Tabla4.9.
Tabla 4.9. Datos base para los beneficios del ahorro
Total del capital de la inversión, $ 166192,00
Costo de la fuerza de trabajo directa, $ 48737,15
Costo de las materias primas,$ 118696,29
Costo de la energía eléctrica, $ 57623,31
Total 391248,75
Tabla 4.10. Balance entre los precios de los productos de la Planta con los de importación
Prodts Cantidad Precios unit., $/t Venta,$ y compra, USD ∆ (Venta – Compra)
comercial. t Planta P. Intern Venta (PP). Compra Unitarias, USD/t Totales, USD
FeCr 8,399 1231,122 1100 10340,194 9238,9 -131,122 -1101,294
FeMn 5,699 1223,542 2000 6972,966 11398 776,458 4425,034
Abrasivo 31 1223,542 900 37929,802 27900 -323,542 -10029,802
FA 112 1317,079 3500 147512,848 392000 2182,921 244487,152
FF 100 918,644 3000 91864,400 300000 2081,356 208135,600
ETR-A 1,036 1591,476 10000 1648,769 10360 8408,524 8711,231
ETR-H 1,036 1454,56 8000 1506,924 8288 6545,440 6781,076
Total 259,17 297775,903 759184,9 Ahorro = 461408,997 USD

173
4.9 Conclusiones del Capítulo IV
La demanda del país en fundentes aglomerados (FA) y fundidos (FF) y electrodos tubulares
revestidos (ETR-A y ETR-H) puede cubrirse parcialmente con una Planta Piloto Multipropósito
operada por siete obreros, cuyo salario anual 48 737,15 CUP y la productividad anual por
obrero es de 35 449,52 $ referido al costo de la producción. Esta productividad representa el
72,74 % del costo de la fuerza de trabajo directa anual de todos los trabajadores.
La tecnología a instalarse en la Planta Piloto está avalada por múltiples experimentos a nivel de
banco experimental, por más de ocho tesis de doctorado y cinco patentes. Sobre la cuestión
relacionada con el equipamiento es lícito afirmar que el Centro de Investigaciones de Soldadura
presenta experiencia suficiente para diseñar y construir los equipos fundamentales y la mayoría
del resto de los equipos son factibles de construir en el país y una minoría del equipamiento
pudiera importarse, uno de ellos, la trituradora de aluminio (Tabla 4.3) es factible de adquirirse
en la República Popular China. Los equipos representan el 77,14 % del total del capital de la
inversión y el 51, 66 % del costo de la producción, 248143,67 $ (Tabla 4.8).
La mayoría de las materias primas necesarias son de origen nacional y solo 5 son de
importación. El costo de todas las materias primas es el 47,83 % del costo de producción y las
de importación solo 9,72 %, estas últimas son muy comunes en las siderúrgicas y talleres de
fundición del país. Producir en el país 259,71 t de los consumibles planteados en este capítulo,
constituye un ahorro anual en divisas de 461 409 USD que representa casi 2,8 veces el total
del capital de la inversión de la Planta Piloto (Tabla 4.9).
La puesta en funcionamiento de la Planta Piloto implicaría indudablemente un desarrollo
productivo en el campo de los consumibles de soldadura.

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cubanas, in Centro de investigaciones de Soldadura. 1995, Universidad Central de Las
Villas. p. 105
235. Lucio, A., ed. et al., Metalurgia dos ferroligas. Volumen 1. 1979, Universidade Federal de
Minas Gerais: Belo Horizonte. 213 pp.
236. Riss, A., Production of ferroalloys. 1975, Moscow: Foreign languages publishing house.
278 pp.
237. Arangurent, F., et al., Siderurgía. 1963, Madrid: Editorial Dorssat, S.A. 617 pp.
238. European-Patent-Application, Apparatus for water granulatng slag, in European Patent.
1995: Japan. p. 6.
239. World-Intellectual-Property-Organization, Device for granulating molten and slag in
Intellectual Property-Organization 1997: U.S.A. Patent No. WO 97/20624. p. 8.

186
240. Quintana-Puchol, R., et al., Procedimiento de obtención simultánea de escoria esponjosa
y aleaciones de cromo destinadas a la confección de fundentes aglomerados para la
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241. Aknazarova, S. and V. Kafarov, Experimental optimization in chemistry and chemical
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242. Hernández, J., et al., Diseño factorial incompleto con relaciones y variables de proceso y
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243. Perdomo-Gonzalez, L., et al., Empleo de cromitas refractarias para la obtención de
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cigüeñales y otras piezas tipo eje mediante soldadura por arco sumergido, Tesis doctoral,
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245. Svenchansky, A., et al., Hornos eléctricos industriales (en ruso). 1978, Moscú:
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247. Lajtin, Y.M., Metalografía y tratamiento térmico de los metales. 1973, Moscú: MIR. 439
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aglomerado con matriz fundida para la recuperación de piezas por S.A.A.S.(SAW), in
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Clara. p. 86.
249. Peters, M.S. and K. D.Timmerhaus, eds. Plant design and economics for chemical
engineers. International edition. Vol. Chemical Engineering Series. 2003, McGraw-Hil:
New York. 658 pp.
250. Towler, G. and R. Semnott, Chemichal enginnering design. Principles, practice and
economics of plant and design 2008, Amsterdam: Elesevier. 1245 pp.

6. ANEXOS
ANEXO-1: FIGURAS
187
Figura 1: Diagramas de fase de los sistemas:
(a)- SiO2-Al2O3-MgO
(b)- SiO2-Al2O3-CaO
A

Figura 3. Zona de reacción mínima mínima:
Dr < Rh = 2Rel
188
Figura 2. Sistema de óxidos Al Al2O3-Cr2O3-MgO
Figura 4. Zona de reacción máxima:
Dr > Rh = 2Rel

Figura 5. Difractogramas de rayos-X. rayos X. a) ferrocromo que salió del horno, b) ferrocromo
que quedó dentro de horno y c) escoria
189
Figura 6. Metalografía del metal depositado

Figura 7. Monograma de vidrio
líquido a temperatura ambiental.
190
Figura 8. Peletizadora por rodadura de
granos de fundentes.

ANEXO-2: TABLAS
191
Tabla 1. Composición química del fundente HF 600 (%)
Óxidos Rep. 1 Rep. 2 Rep. 3 s
SiO2 22,90 22,97 22,92 22,93 0,0361
Al2O3 11,07 11,01 11,13 11,07 0,06
Na2O 2,39 2,15 2,35 2,296 0,1286
CaO 7,92 7,95 7,99 7,953 0,0351
Fe2O3 9,75 9,79 9,93 9,823 0,0945
K2O 1,82 1,64 1,84 1,767 0,1102
MgO 13,05 13,29 13,02 13,12 0,148
TiO2 4,77 4,85 4.81 4,81 0,04
CaF2 2,82 3,05 2,93 2,933 0,115
MnO 6,89 6,81 6,73 6,81 0,08
Cr2O3 8,50 8,61 8,39 8,50 0,11
P2O5 0,16 0,165 0,155 0,16 0,005
SO3 1,08 1,02 1,05 1,05 0,03
C 1,17 1,15 1,13 1,15 0,02
PPI 5,07 5,08 5,13 5,093 0,0321
∑ 99,36 99,535 99,505 99,467
Rep.1, Rep. 2 y Rep. 3: Réplicas de los análisis 1, 2 y 3,
respectivamente. : valor promedio, s: desviación estándar.
Tabla 2. Regímenes de relleno empleados en los tres experimentos y la contribución
másica de cada uno de los constituyentes involucrados en el proceso de soldadura
con el fundente HF 600
Exp Parámet.
Tecnológ.
1
2
3
Sist, Masas
(g)
1 2 3 4 5 X
s
I 300 A,
inicial MAl 24,05 24,99 24,18 24,27 24,96 24,49 0,450
U 36 V, MFte 29,71 29,81 29,64 29,7 29,69 29,71 0,062
vs 1,00
final MDep 31,41 31,51 31,34 31,2 31,69 31,43 0,184
QL 9,936 MEl 22,1 22,3 21,94 21,95 21,87 22,032 0,172
I 350 A,
inicial MAl 28,13 27,54 28,12 27,81 28,15 27,95 0,269
U 36 V, MFte 44,83 44,77 44,2 44,72 44,93 33,72 0,285
vs 0,83
final MDep 36,19 35,82 35,83 35,91 36,11 35,972 0,169
QL 13,910 MEl 31,06 31,3 30,56 30,93 30,82 30,934 0,275
I 400 A,
Inicial MAl 31,05 30,27 30,45 30,24 30,45 30,492 0,327
U 36 V, MFte 36,18 36,76 36,24 36,66 36,64 36,496 0,266
vs 0,69
final MDep 39,08 39,01 38,39 39,09 39,01 38,916 0,296
QL 19,077 MEl 27,75 27,23 27,39 27,1 27,47 27,388 0,248
La energía lineal (QL) se expresa en kJ/cm; la velocidad de soldadura en cm/s
__

192
Tabla 3, Análisis químicos de la tercera capa de los depósitos
metálicos obtenidos con el Hf 600
No Elmto 1 2 3 4 5 s
Experimento 1
Experimento 2
Experimento 3
%C 0,23 0,21 0,23 0,22 0,22 0,222 0,008
%Si 0,49 0,43 0,47 0,46 0,45 0,46 0,022
%Mn 1,56 1,51 1,51 1,57 1,56 1,542 0,029
%Cr 3,07 3 3,03 3,05 3,01 3,032 0,029
%P 0,034 0,033 0,035 0,033 0,034 0,0338 0,0008
%S 0,015 0,015 0,016 0,014 0,014 0,0148 0,0008
%C 0,36 0,39 0,38 0,39 0,38 0,38 0,012
%Si 0,471 0,567 0,492 0,543 0,512 0,517 0,038
%Mn 1,57 1,58 1,59 1,58 1,57 1,578 0,008
%Cr 3,15 3,17 3,16 3,16 3,15 3,158 0,008
%P 0,063 0,061 0,06 0,063 0,061 0,0616 0,001
%S 0,013 0,014 0,015 0,013 0,013 0,0136 0,0008
%C 0,41 0,42 0,41 0,42 0,41 0,414 0,005
%Si 0,995 0,973 0,984 0,993 0,972 0,9834 0,011
%Mn 1,82 1,8 1,83 1,82 1,8 1,814 0,013
%Cr 3,28 3,29 3,24 3,28 3,28 3,274 0,019
%P 0,038 0,043 0,032 0,039 0,038 0,038 0,004
%S 0,013 0,014 0,015 0,013 0,013 0,0136 8,9E-04

193
Tabla 4, Composición química de las escorias del fundente HF 600, en %
No Óxidos 1 2 3 4 5 s
SiO2 28,82 28,64 28,91 28,7 28,82 28,778 0,107
Al2O3 12,32 12,33 12,21 12,42 12,31 12,318 0,074
Na2O 2,1 2,15 2,13 2,1 2,12 2,12 0,021
CaO 8,16 8,03 8,1 8,2 8,06 8,11 0,07
Fe2O3 8,07 8,04 8,01 8,07 8,03 8,044 0,026
K2O 1,37 1,35 1,39 1,36 1,37 1,368 0,014
MgO 15,15 15,16 15,1 15,18 15,15 15,148 0,029
TiO2 4,73 4,75 4,72 4,73 4,71 4,728 0,015
CaF2 4,62 4,61 4,65 4,62 4,64 4,628 0,016
MnO 6,93 6,83 6,99 6,8 6,73 6,856 0,104
Cr2O3 4,97 4,94 4,98 4,95 4,93 4,954 0,021
P2O5 0,15 0,16 0,16 0,16 0,15 0,156 0,005
SO3 0,02 0,021 0,021 0,021 0,02 0,0206 0,0005
C 1,29 1,28 1,29 1,27 1,3 1,286 0,011
PPI 1,08 1,02 1,03 1,04 1,05 1,044 0,023
∑ 99,78 99,311 99,691 99,621 99,39 99,559 0,2
SiO2 27,93 28,65 27,97 28,57 28,68 28,36 0,376
Al2O3 12,5 12,55 12,6 12,53 12,64 12,564 0,056
Na2O 2,21 2,15 2,25 2,14 2,18 2,186 0,045
CaO 8,65 8,62 8,7 8,43 8,68 8,616 0,108
Fe2O3 8,24 8,61 8,2 8,55 8,3 8,38 0,187
K2O 1,38 1,39 1,39 1,37 1,35 1,376 0,017
MgO 14,66 14,5 14,65 14,58 14,5 14,578 0,077
TiO2 4,71 4,63 4,73 4,62 4,71 4,68 0,05
CaF2 5,2 5,06 5,3 5,4 5,16 5,224 0,13
MnO 6,53 6,73 6,46 6,71 6,73 6,632 0,127
Cr2O3 4,47 4,62 4,58 4,57 4,61 4,57 0,059
P2O5 0,12 0,14 0,12 0,13 0,13 0,128 0,008
SO3 0,022 0,021 0,022 0,021 0,022 0,0216 0,0005
C 1,06 1,03 1,03 1,05 1,04 1,042 0,013
PPI 1,27 1,28 1,27 1,25 1,24 1,262 0,016
∑ 98,652 99,981 98,972 99,921 99,872 99,48
SiO2 28,6 28,78 28,8 28,91 28,97 28,812 0,142
Al2O3 13,19 13,2 13,05 13,25 13,08 13,154 0,085
Na2O 2,6 2,6 2,53 2,67 2,6 2,6 0,049
CaO 9,1 9,12 9,08 9,21 8,99 9,1 0,079
Fe2O3 6,91 6,93 6,48 6,95 6,87 6,828 0,197
K2O 1,35 1,39 1,36 1,32 1,3 1,344 0,035
MgO 14,61 14,63 14,65 14,61 14,78 14,656 0,071
TiO2 4,72 4,7 4,79 4,71 4,72 4,728 0,036
CaF2 4,6 4,63 4,6 4,57 4,6 4,6 0,02
MnO 6,56 6,54 6,49 6,57 6,65 6,562 0,058
Cr2O3 4,13 4,19 4,3 4,19 4,2 4,202 0,061
P2O5 0,15 0,13 0,17 0,14 0,15 0,148 0,015
SO3 0,05 0,048 0,049 0,05 0,05 0,0494 0,0008
C 1,03 1,01 1,05 1,03 1,03 1,03 0,014
PPI 0,96 0,94 0,9 0,98 0,96 0,948 0,03
∑ 98,56 98,838 98,299 99,16 98,95 98,761 0,337
Experimento 1
Experimento 2
Experimento 3

194
Tabla 5, Coeficientes de transferencia (Kt), al depósito (Dep) y la escoria (Esc), determinados,
en el último depósito, por la expresión (3,35), empleando el fundente HF-600
Kt 1 2 3 4 5 s CV (%)
Dep 0,2918 0,2855 0,2837 0,2947 0,2984 0,2909 0,029 1,91
Mn Esc 0,7063 0,7078 0,7124 0,6955 0,6879 0,702 0,010 1,43
Dep 0,5607 0,5553 0,5565 0,5594 0,5637 0,5591 0,029 0,94
Cr Esc 0,4369 0,4428 0,4381 0,4370 0,4359 0,4382 0,003 0,61
Dep 0,0485 0,0432 0,0468 0,0458 0,0457 0,046 0,022 4,86
Si Esc 0,9392 0,9515 0,9426 0,9392 0,9446 0,9434 0,005 0,54
Dep 0,2011 0,1857 0,2021 0,1931 0,1968 0,1958 0,008 3,77
C Esc 0,7936 0,8012 0,7937 0,7842 0,8027 0,7951 0,007 0,93
Dep 0,2992 0,2984 0,2999 0,2995 0,2965 0,2987 0,001 0,45
Mn Esc 0,6842 0,6871 0,6732 0,6828 0,6931 0,6841 0,007 1,06
Dep 0,5886 0,5853 0,5836 0,5856 0,5819 0,585 0,054 9,77
Cr Esc 0,4058 0,4074 0,4129 0,4017 0,4103 0,4076 0,004 1,05
Exprerimento 1
Experimento 2
Exprerimento 3
Si
C
Mn
Cr
Si
C
Dep 0,0477 0,0568 0,0493 0,0546 0,0513 0,0519 0,004 7,18
Esc 0,9398 0,9365 0,9346 0,9309 0,9463 0,9376 0,0056 0,62
Dep 0,3210 0,3445 0,3353 0,3457 0,3356 0,3364 0,009 2,93
Esc 0,6711 0,6350 0,6484 0,6451 0,6468 0,6493 0,013 2,05
Dep 0,3676 0,3626 0,3729 0,3682 0,3641 0,3671 0,004 1,09
Esc 0,6265 0,6294 0,6135 0,6304 0,6307 0,6261 0,007 1,14
Dep 0,6494 0,6500 0,6475 0,6509 0,6502 0,6496 0,001 0,20
Esc 0,3416 0,3493 0,3523 0,3484 0,3449 0,3473 0,004 1,19
Dep 0,1069 0,1043 0,1067 0,1069 0,1045 0,1059 0,001 1,25
Esc 0,8769 0,8894 0,8745 0,8909 0,8817 0,8827 0,007 0,83
Dep 0,3875 0,3960 0,3910 0,3977 0,3880 0,3921 0,004 1,18
Esc 0,5944 0,5874 0,599 0,5972 0,5902 0,5938 0,005 0,86

195
Tabla 6. Parámetros empleados para calcular los coeficientes de transferencia
empleando las expresiones propuestas por Bagriansky y Cañete
Experimentos 1 2 3
Elementos Cr Mn Cr Mn Cr Mn
Coeficientes de los
Parámetros de las
ecuaciones
Área metal
base
Área metal
depositado
a 0,2274 0,2274 0,2272 0,2272 0,2273 0,2273
b 0,0351 0,0711 0,0372 0,0705 0,0384 0,0706
c 0,7375 0,7015 0,7356 0,7023 0,7343 0,7021
AMb
(cm 2 )
ADep
(cm 2 )
0,0447
(22,74 %)
0,1621
(77,26 %)
0,0590
(22,72 %)
0.2007
(77,28 %)
Tabla 7. Cálculo de coeficientes de transferencia (Kt) de cromo y
manganeso calculados por las expresiones (3.41), (3.42) y (3.43)
Bagrianski Cañete Petrov Castellanos
Exp. Elem
1
2
3
0,0771
(22,73%)
0,2621
(77,27 %)
KtDep KtDep KtDep KtDep Kt Esc,
Cr 0,5998 0,5066 0,3631 0,5591 0,4382
Mn 0,3774 0,3163 0,2043 0,2909 0,702
Cr 0,5769 0,4926 0,3501 0,585 0,4076
Mn 0,3851 0,3269 0,2115 0,2987 0,6841
Cr 0,5738 0,5008 0,3549 0,6496 0,3473
Mn 0,3932 0,3416 0,2209 0,3671 0,6261
Tabla 8: Composición química (%) de las diferentes
materias primas usadas y la ceniza del coque
Componente
Arena
sílice
Roca
caliza
Fluorita
Combustible
Coque Ceniza
SiO2 90,32 0,34 3,24 - 88,08
TiO2 0,48 - - - -
Al2O3 0,73 0,23 0,43 - -
Fe2O3 1,30 0,17 0 - -
CaO 1,63 55,20 0,22 - 2,17
MgO 0,90 0,68 0,10 - 1,58
K2O 0,73 - - - 3,75
Na2O 0,81 - - - 4,42
CaF2 - - 96,1 - -
C fijo - - - 83,40 -
Cenizas - - - 12,00 -
S - - - 1,10 -
Humedad - - - 3,50 -
PPI 2,01 44,37 - - -
98,91 100,99 100,09 100 100

Tabla 9. Composición química de la
carga mineral inicial ideal para el horno
Mezcla
inicial
Entrada
kg
Entrada
%
Cr2O3 0,4851 23,819
FeO 0,2166 10,635
Fe2O3 0,0039 0,191
SiO2 0,3828 18,797
TiO2 0,0014 0,071
Al2O3 0,3931 19,301
CaO 0,0118 0,580
MgO 0,2416 11,865
K2O 0,0033 0,160
Na2O 0,0037 0,181
C fijo 0,1974 9,690
S 0,0026 0,128
Humedad 0,0083 0,407
PPI 0,0060 0,296
otros 0,0790 3,880
Suma* 2,0366 100
*No se contabiliza el contenido de aire
véase Tabla 3.15
196
Tabla 10. Composición química
teórica del ferrocromo
Elementos m, kg m, %
Cr 0,29867 58,80
Fe 0,16264 32,02
Si 0,01046 2,06
C 0,03617 7,12
Suma 0,50794 100
Tabla 11. Composición química
teórica de la escoria (matriz)
Producto
final
Salida
kg
Salida
%
Cr2O3 0,0486 4,21
FeO 0,0108 0,94
SiO2 0,3604 31,23
TiO2 0,0014 0,13
Al2O3 0,3931 34,06
Fe2O3 0,0002 0,02
CaO 0,0118 1,02
MgO 0,2417 20,94
K2O 0,0033 0,28
Na2O 0,0037 0,32
otros 0,0790 6,85
Suma 1,1540 100
Índice de basicidad: IBm = 0,79
Actividad química: Aq= 1,11

197
Tabla 12: Matriz del diseño de experimentos y mezclas metalúrgicas
N 0 Matriz del diseño
Z1 Z2 Z3 Z4
R
X1
Contenido de mineral
X2 X3 X4 X5
1 - - - - 1,3127 0 0,1209 0,1173 0 0,7618
2 + - - - 1,3714 0,0428 0,1157 0,1123 0 0,7292
3 - + - - 1,3967 0 0,1738 0,1102 0 0,7160
4 + + - - 1,4554 0,0403 0,1668 0,1058 0 0,6871
5 - - + - 1,3514 0 0,1174 0,1426 0 0,7400
6 + - + - 1,4101 0,0416 0,1125 0,1367 0 0,7092
7 - + + - 1,4354 0 0,1691 0,1342 0 0,6967
8 + + + - 1,4941 0,0393 0,1624 0,1290 0 0,6693
9 - - - + 1,3754 0 0,1154 0,1119 0,0456 0,7271
10 + - - + 1,4341 0,0409 0,1107 0,1074 0,0437 0,6973
11 - + - + 1,4594 0 0,1663 0,1055 0,0430 0,6852
12 + + - + 1,5181 0,0387 0,1599 0,1014 0,0413 0,6587
13 - - + + 1,4141 0 0,1122 0,1363 0,0443 0,7072
14 + - + + 1,4728 0,0399 0,1078 0,1308 0,0426 0,6789
15 - + + + 1,4981 0 0,1620 0,1286 0,0419 0,6675
16 + + + + 1,5568 0,0377 0,1559 0,1238 0,0403 0,6423
Tabla 13: Composición química
de las ferroaleaciones, % en
masa
N o
Cr C Si S(Cr)
1 50,08 6,01 3,09 0,010
2 51,14 5,21 2,82 0,012
3 51,20 5,37 2,03 0,012
4 50,92 5,75 3,40 0,010
5 50,36 5,99 2,77 0,013
6 52,38 6,00 3,47 0,011
7 52,57 5,00 2,58 0,011
8 52,00 6,21 3,16 0,013
9 50,89 5,92 2,96 0,012
10 54,22 7,55 2,73 0,013
11 54,01 5,86 2,24 0,012
12 51,44 5,81 2,85 0,011
13 53,98 6,16 2,01 0,012
14 53,05 6,25 3,06 0,010
15 52,20 5,95 2,98 0,011
16 53,40 6,32 3,01 0,010
Tabla 14: Composición química de las escorias
obtenidas, % en masa
N 0 SiO2 Al2O3 MgO CaO CaF2 Cr2O3 FeO
1 30,08 37,21 22,40 0,53 - 3,01 1,22
2 27,71 35,10 21,03 0,52 6,09 2,98 1,20
3 36,81 33,43 20,41 0,52 - 3,04 1,21
4 34,92 31,08 19,01 0,61 6,01 2,85 1,17
5 31,02 37,22 22,06 0,51 - 2,98 1,06
6 28,83 34,06 20,54 0,49 6,72 2,72 1,11
7 36,17 33,27 20,03 0,50 - 2,60 1,05
8 34,17 31,18 18,03 0,57 5,99 3,01 1,14
9 28,95 35,22 21,16 5,01 - 2,58 1,21
10 26,83 33,05 20,72 4,50 6,05 2,61 1,04
11 35,21 32,82 19,43 4,42 - 2,80 1,12
12 32,12 30,64 19,06 5,03 5,90 2,52 1,23
13 29,77 34,86 21,31 4,98 - 2,25 1,14
14 27,19 33,28 19,19 5,80 6,01 2,41 1,22
15 35,22 32,54 18,85 5,00 - 2,27 1,07
16 30,66 30,58 19,81 5,70 5,98 2,30 1,10

198
Tabla 15. Rendimiento de ferrocromo y masa de escoria útil obtenidos para
los diferentes puntos del diseño de experimentos
N o
Ferrocromo Escoria
1
Masa
teórica,
kg
0,508
Rendi-
Miento
, %
49,81
Desv.
están.
S
3,97
Masa
teórica,
kg
1,094
Masa
útil
, kg
0,101
Desv.
estánd.
S
0,028
2 0,508 57,68 5,30 1,182 0,601 0,047
3 0,508 50,00 4,50 1,220 0,199 0,027
4 0,508 62,73 5,83 1,308 0,821 0,048
5 0,508 60,12 4,00 1,094 0,121 0,039
6 0,508 73,03 3,66 1,182 0,654 0,037
7 0,508 63,86 6,24 1,220 0,243 0,037
8 0,508 73,60 4,77 1,308 0,845 0,055
9 0,508 53,37 3,97 1,188 0,160 0,036
10 0,508 66,48 4,24 1,276 0,770 0,044
11 0,508 54,61 3,01 1,314 0,276 0,044
12 0,508 72,85 5,83 1,402 1,018 0,072
13 0,508 67,78 4,23 1,188 0,168 0,040
14 0,508 74,91 5,02 1,276 0,786 0,041
15 0,508 72,66 5,50 1,314 0,295 0,047
16 0,508 76,59 6,10 1,402 1,027 0,069

Tabla 16. Mezclas de las PM acorde a las normas de consumo (NC) del CIS para la obtención de cada producto
199
1 t FeCr+4,8 t Esc 1t FeMn+2,385t Abr 1 t FA 1 t FF 1t ETR-A 1t ETR-H
MP NC MP NC MP NC MP NC MP NC MP NC
Cromita 5,439 Pirolusita 2,44 Fluorita 0,091 Pirolusita 0,8 Fluorita 0,066 Fluorita 0,106
Coque 1,051 Aluminio 0,93 Esc (FeCr) 0,668 Arena sílice 0,29 Caolín 0,066 Caliza 0,106
Arena 1,318 Cascarilla 0,35 FeCr 0,063 Feldespato 0,03 FeCr 0,245* FeMn 0,245*
Fluorita 0,325
Total 3,72
FeMn 0,063* Caliza 0,01 Rutilo 0,132 Grafito 0,053
Caliza 0,338 Grafito 0,009* Fluorita 0,07 Vidrio líq. 0,09 Vidrio líq. 0,09
Total 8,471
Vidrio líq* 0,268*
Cinta met. 0,455 Cinta met. 0,455
Total 1,162 Total 1,2 Total 1,054 Total 1,055
Tabla 17. Conjunto de materias primas relacionadas con la producción de cada producto de la planta
No MP
FeCr+
Esc, t
FeMn+
Abr,t
FA,
t
FF,
t
ETR-A,
t
ETR-H,
t
MP-total,
t
t-%
Costo
total, $
$-%
1 Cromita 85,055 85,055 24,744 15757,235 13,275
2 Coque* 16,435 16,435 4,781 11495,962 9,685
3 Arena 20,611 29,000 49,611 14,433 1465,999 1,235
4 Fluorita* 5,082 10,192 7,000 0,068 0,110 22,453 6,532 10170,542 8,569
5 Caliza 5,286 1,000 0,110 6,395 1,861 443,460 0,374
6 Pirolusita 31,716 80,000 111,716 32,500 44127,976 37,177
7 Virutas de Al 12,089 12,089 3,517 22315,604 18,801
8 Cascarilla 4,549 4,549 1,324 92,809 0,078
9 Grafito* 1,008 0,055 1,063 0,309 0,000 0,000
10 Vidrio liquido 30,038 0,093 30,225 8,793 9810,996 8,266
11 Feldespato 3,000 3,000 0,873 555,780 0,468
12 Caolín 0,068 0,068 0,020 5,162 0,004
13 Rutilo* 0,137 0,137 0,040 135,384 0,114
14 Cinta metálica 0,471 0,471 0,943 0,274 1851,703 1,560
Suma 132,469 48,355 41,238 120,000 0,838 0,839 343,739 100 118696,294 100
m-% 38,538 14,067 11,997 34,910 0,244 0,244 100,00
Nota: Las materias primas indicadas con un asterisco son de importación

200
Tabla 18. Desglose de de algunos parámetro de interés de la producción de la planta piloto
1 Tipo de producto FeCr Esc(FeCr) FeMn Abras. FA FF ETR-A ETR-H Total
2 Cantidad de producto 15.7 75 13 31 112 100 1.036 1.036 348.772
3 Por ciento de t de cada prodt., % 6,05 28,91 5,01 11,95 8,95 38,55 0,29 0,29 100,00
4 Producto comercializable, t 8,399 0 5,699 31 112 100 1,036 1,036 259,17
5 EE x 1t de prodt., kWh/t 4274,42 4274,42 549,49 549,49 495,56 1714,32 703,04 703,04 13263,78
6 Costo de EE x 1 t de prodt., $/t 384,70 384,70 49,4543 49,4543 44,60 154,29 63,27 63,27 1193,74
7 Costo de EE de cada prodt., $ 6039,76 28852,34 642,9055 1533,08 4995,24 15428,88 65,55 65,55 57623,31
8 Costo de EE de cada prodt., % 10,48 50,07 1,12 2,66 8,67 26,78 0,11 0,11 100,00
9 Costo de la FT del prodt., $ 2949,58 14090,37 2442,33 5824,02 4359,82 18787,16 141,84 142,03 48737,15
Nota. EE significa energía eléctrica, FT fuerza de trabajo y prodt. producto obtenido en la planta piloto
Tabla 19. Comparación de los cálculos económicos de la producción de cada producto con los de la producción de la planta piloto
Prodts
Cálculos sobre la base de la cantidad de cada producto producido en la planta piloto
Individuales Prodts., t % Equipos, $ Capt. Invers., t MP, $ Costo Prodc., $ Costo Prodt., $/t Venta,$/t total Venta, $
FeCr+Esc 90,7 26,005 49403,22 64046,34 30530,92 93052,31 1025,935 1231,122 10340,194
FeMn+Esc 44 12,616 18033,41 23378,52 34936,39 44863,19 1019,618 1223,542 44902,751
FA 112 32,113 15371,17 19927,18 14803,49 28386,94 1097,237 1316,684 147468,653
FF 100 28,672 44753,01 58017,8 36252,93 76553,80 765,538 918,646 91864,560
ETR-A 1,036 0,297 312,53 405,16 1127,64 1373,98 1326,236 1591,483 1648,776
ETR-H 1,036 0,297 312,96 405,72 1037,64 1292,54 1247,625 1497,151 1551,048
Suma 348,772 100,00 128186,3 166180,72 118689,01 245522,76 947,343 1148,960 297775,982
Planta
Cálculos en base a la cantidad de productos comercializables de la planta piloto
Piloto Prodts., t % Equipos, $ Capt. Invers., t MP, $ Costo Prodc., $ Costo Prodts., $/t Venta,$/t total Venta, $
Todos prodts 259,17 100,00 128195,50 166192,00 118696,29 248146,67 957,467 1148,960 297776,00
Diferencia relativa porcentual 0,0072 0,0068 0,0061 1,0723 1,0723 0,0000 0,0000