1 HORNOS /// Leccion 3.- Hornos de arco. 1.

HORNOS /// Leccion 3.- Hornos de arco.
1.- Generalidades.
El calentamiento de materiales por arco eléctrico se realiza básicamente por el paso de la corriente eléctrica
entre dos electrodos uno de los cuales puede ser la propia carga. Los campos principales de aplicación
industrial del calentamiento por arco son:
- la soldadura
- los hornos de fusión de metales
- los hornos de reducción de minerales
En la soldadura se utiliza una varilla de aportación de material que, en la mayoría de los casos, hace de
electrodo y el arco se establece entre la varilla y la pieza o piezas a soldar. En algunos casos se utiliza un
electrodo de grafito y la energía del arco, que se establece entre el electrodo y la pieza, funde una varilla
adicional que aporta el material de soldadura.
En los hornos de arco de fusión se coloca la carga en el interior de la cuba y se establece el arco entre los
electrodos o entre los electrodos y la carga. Pueden disponerse un solo electrodo (hornos de corriente
continua), dos electrodos dispuestos horizontalmente (calentamiento indirecto por radiación del arco al
interior de la cuba) o tres electrodos (hornos de corriente alterna).
En los hornos de arco de reducción, utilizados en la fabricación de ferroaleaciones, carburo de calcio, silicio
metal, etc., los electrodos están sumergidos en el baño de material fundido y el calentamiento se realiza
realmente por resistencia directa del material, aunque pueden producirse pequeños arcos entre los electrodos
y la superficie de la carga o incluso dentro de la carga.
En la figura 1.1 se representan esquemáticamente los tres tipos de hornos de arco:
(a).- De arco radiante.
(b).- De fusión en corriente alterna (b1) y en corriente continua (b2).
(c).- De reducción de minerales.
Figura 1.1.- Tipos de hornos de arco.
Hornos de arco radiante.
Un horno típico de arco radiante se muestra en la figura 1.2. La cuba metálica (4) está revestida
interiormente de material refractario. Se disponen horizontalmente los dos electrodos (3) entre los que salta
el arco en el centro de la cuba. Se dispone un accionamiento manual (7) de los electrodos y un
accionamiento automático por cilindro hidráulico (2) mandado por el equipo de regulación de potencia.
La cuba tiene un movimiento de oscilación de gran amplitud sobre roldanas (1), lo que permite qe el metal
fundido se desplace en el interior, absorbiendo en gran parte el calor almacenado por el revestimiento (6) en
su exposición, durante una gran parte del tiempo, a la radiación directa del arco. De este modo se uniformiza
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la temperatura en el baño y se reducen las pérdidas de calor por el revestimiento. Terminada la fusión el
mecanismo de oscilación (8) actúa sobre un mayor ángulo para colar el metal fundido.
La carga se realiza manualmente o mediante el vuelco de cestones a través de una puerta (5) que se dispone
sobre la parte cilíndrica de la cuba, enfrentada, normalmente, al pico de colada.
Los electrodos son de grafito, idénticos a los de los hornos de arco de fusión de acero, y son importantes las
mordazas de cobre refrigeradas por agua (9), los cables de alimentación de la corriente, así como los
elementos que aseguran una junta suficientemente buena entre los electrodos y la cuba.
Figura 1.2.- Horno de arco radiante.
El equipo eléctrico consta básicamente de.
- Elementos de conexión a la línea eléctrica de entrada, tales como seccionador con fusibles, interruptor
general, embarrado y circuito de medida en alta tensión.
- Transformador principal monofásico provisto de tomas en primario o secundario, con cambiador de
tensiones de accionamiento manual automático, que opera en vacío o en carga.
- Elementos de conexión en baja tensión entre transformador y electrodos, con el embarrado y cables de
alimentación a las mordazas antes citadas, también refrigerados por agua. Incluye un equipo de medida
adecuado.
- El sistema de regulación de potencia para mantener ésta constante en el valor correspondiente a la toma de
tensión elegida en el transformador.
Se construyen en capacidades de 100 a 1000 kg con potencias de 100 a 500 kW.
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Hornos de arco sumergido.
De acuerdo con la aplicación (ferroaleaciones, carburo de calcio, silicio metal, fósforo y, en general,
electroquimia) el horno puede tener muy diferentes características, pero un horno típico de arco sumergido
es el que se muestra en la figura 1.3.
Figura 1.3.- Disposición general del horno de arco sumergido.
La carga compuesta de uno o varios productos minerales se dispone en el interior de la cuba, revestida
interiormente del material refractario adecuado a cada aplicación concreta. Por la parte superior o bóveda se
introducen 2, 3, 4 o 6 electrodos, alimentados en corriente alterna a baja tensión, que normalmente están
sumergidos en el baño de material fundido.
La cuba es en muchos casos fija, no basculante, aunque en ocasiones se dispone un mecanismo de giro para
facilitar la exposición de la carga al efecto del arco sumergido.
Los electrodos pueden ser:
1.- De grafito, como en los hornos de arco de fusión de acero (tipo Heroult)
2.- De pasta cocida durante el proceso en el horno (electrodo continuo Soderberg).
Son elementos muy importantes:
- los embarrados de alimentación desde el transformador principal,
- los cables de conducción eléctrica desde los embarrados y
- las mordazas de alimentación de corriente a los electrodos.
La instalación se completa con:
Un equipo de captación de gases y humos, cuya energía se recupera para mejorar el balance energético y
reducir su temperatura, antes de pasar al equipo de depuración de humos.
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Un sistema de carga automatizado y de forma regular, desde los silos de almacenamiento de la materia
prima hasta la zona entre electrodos en la mayoría de los hornos, aunque en algunos se fuerza la entrada de
la carga en el interior del lecho de fusión.
El calentamiento por arco tiene una importancia secundaria, siendo predominante el calentamiento por
efecto Joule, debido a la corriente eléctrica que pasa por la carga, lo que provoca su calentamiento previo, su
fusión pastosa y, finalmente, su fusión líquida, previa al proceso químico de reducción que tiene lugar, en
muchos casos. Las tensiones que se utilizan son del orden de 100 V con intensidades de 10000 a 100000 A.
Hornos de arco para fusión de acero.
En muchas ocasiones se denominan, simplemente, hornos de arco, sobreentendiendo su aplicación casi
exclusiva a la fusión de chatarra de acero que engloba la posible utilización, total o parcial, de prerreducidos
de mineral de hierro como carga. En todo caso disponen de tres electrodos de grafito, en corriente alterna, o
un electrodo, en corriente continua, que se introducen siempre por la parte superior de la cuba.
En la figura 1.4 se muestra una instalación típica de horno de arco para fusión de acero.
Figura 1.4. Disposición típica de horno de arco para fusión de acero (ELECTROMELT).
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Consta básicamente de tres partes:
1.- Equipo eléctrico con el transformador principal como elemento fundamental y el equipo de control.
2.- Equipo mecánico que incluye la cuba revestida donde se realiza la fusión de la chatarra.
3.- Elementos auxiliares tales como grupo hidráulico de basculación, equipo de captación y depuración de
humos, precalentador de chatarra en algunas acerías, dispositivos de carga con cestas, equipos para las
adiciones, etc.
En la figura 1.5 se muestra un horno de arco de C.A. de 140 t de capacidad y 120 MVA de potencia provisto
de quemadores oxigas, lanzas de O2 y funcionamiento prácticamente automatizado. El horno está
encapsulado en un recinto que se abre para la carga con cestas y del que se extraen los humos por el cuarto
agujero en bóveda. De este modo se reduce drásticamente la contaminación ambiente y el nivel sonoro
en las proximidades del horno.
2.- Principios básicos del horno de arco.
2.1.- Introducción.
Los hornos de arco se basan en la transformación de la energía eléctrica en calor aplicado a la carga, lo que
provoca su elevación de temperatura. La energía eléctrica procede de una red de corriente alterna en alta
tensión y llega al horno, propiamente dicho, a través de un circuito eléctrico que consta básicamente de:
- Una línea de entrada en alta tensión.
- Un transformador principal, que reduce la tensión de entrada a la requerida en el horno.
- Un circuito eléctrico, a continuación del secundario del transformador, que termina en los electrodos.
En los hornos de corriente alterna se disponen tres electrodos encima de la carga, que está puesta a tierra, y
el arco salta entre electrodos a través de la carga, es decir, cada electrodo hace alternativamente de cátodo y
ánodo. En los hornos de corriente continua se dispone un electrodo, que hace de cátodo, encima de la carga,
en cuya parte inferior se sitúa el ánodo. El arco salta entre el cátodo y la carga pasando la corriente eléctrica
hasta el ánodo que está en contacto con la carga. Desde éste se cierra el circuito mediante cables hasta el
equipo rectificador, colocado a continuación del transformador principal.
Por otra parte, el circuito eléctrico completo comprende resistencias, reactancias y condensadores que
determinan los parámetros de funcionamiento de la instalación. Dichos parámetros son, entre otros:
- la tensión e intensidad de la corriente
- las potencias activas a la entrada y en el arco
- los factores de potencia en diversos puntos
Finalmente, los parámetros anteriores se llevan a diagramas de funcionamiento que permiten determinar
las condiciones óptimas de funcionamiento. Pueden ser, entre otras:
- Máxima producción, que procederá de la mayor potencia en el arco.
- Máximo rendimiento, es decir, mínimas pérdidas energéticas respecto a la potencia consumida, lo que
determina normalmente un punto de funcionamiento a potencia en el arco algo inferior a la máxima.
- Mínimo coste de funcionamiento, lo que implica, no sólo el coste de la energía sino otros (consumo de
electrodos y de refractario, carga, mano de obra, etc.).
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2.2.- Análisis del arco eléctrico.
El plasma es un gas ionizado conformado por electrones, iones y partículas neutras, pero eléctricamente
neutro, el cual exhibe un comportamiento colectivo. La palabra plasma fue introducida por primera vez por
I. Langmuir y L. Tonks en 1928 para describir un gas ionizado de una descarga eléctrica.
Se puede considerar el arco eléctrico como la manifestación del paso continuo de una corriente eléctrica
de alta intensidad entre dos electrodos en un medio gaseoso ionizado. Se precisa un cebado para el
establecimiento del arco, que se realiza por el paso de una corriente eléctrica, suficientement elevada,
entre los dos electrodos puestos en contacto y sometidos a potenciales eléctricos diferentes. El cátodo,
calentado por el paso de corriente, emite electrones que se desplazan hacia el ánodo bajo el efecto del
campo eléctrico que se crea entre los electrodos.
Al colisionar con las moléculas del gas inerte le ceden su energía aumentando la temperatura de las mismas.
Cuando se alcanza la energía térmica suficiente las moléculas de gas se ionizan haciéndose conductoras y
aseguran el paso de la corriente eléctrica, aunque los electrodos estén separados y el proceso se vuelve
autosostenido. Los iones positivos producidos en la columna de plasma son acelerados hacia el cátodo,
donde ceden su energía por colisión aumentando la temperatura del mismo dando lugar a una mayor
emisión de electrones, permitiendo la continuidad de la emisión termoelectrónica.
Por la repulsión electromagnética que se produce en las corrientes paralelas entre cátodo y ánodo, el arco
toma la forma de tonel o barrica. Realmente se origina en una pequeña parte del cátodo, denominada
«mancha catódica» y termina en una pequeña parte de ánodo, llamada «mancha anódica». La densidad de
corriente es mayor en las proximidades del ánodo y cátodo que en la parte central del arco, como
consecuencia de la repulsión antes citada, que hace mayor la sección de paso.
El canal del arco entre dos electrodos se caracteriza por tres regiones importantes:
1.- La zona catódica, donde se produce una caída de tensión, que incluye la mancha catódica.
2.- La columna de arco en forma de tonel con una caída de tensión progresiva.
3.- La zona anódica, que incluye la mancha anódica, donde se produce la caída de tensión anódica.
En la figura 2.1 se representan:
(i).- El esquema del circuito del arco entre cátodo y ánodo.
(ii).- La distribución de la tensión entre electrodos Ux.
(iii).- El campo eléctrico Ex.
(iv).- La densidad de corriente eléctrica Ix a lo largo de la distancia entre electrodos.
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Figura 2.1.-Características del arco entre dos electrodos idénticos.
La caída de tensión catódica es del orden de 10 V y tiene una longitud de 1 µm. Crea un campo eléctrico de
107-108 V/m, netamente superior al potencial de salida de los electrones catódicos. El cebado del arco se
realiza al poner en contacto los electrodos y la corriente eléctrica que atraviesa la resistencia de cortocircuito
calienta localmente los electrodos y disminuye el potencial de salida del cátodo. Una vez cebado el arco, los
iones de gas bombardean el cátodo a gran velocidad, calentándolo a una temperatura elevada que mantiene
la emisión de electrones (se alcanzan en la mancha catódica temperaturas de 4000 K para una densidad de
corriente de 100 A/mm2). La conductividad térmica del material del electrodo determina la conducción del
calor y, por tanto, su temperatura y el potencial de salida. Es normal operar en el cátodo con densidades de
corriente de 15 a 30 A/cm2.
En la columna del arco el gas está fuertemente ionizado, con casi idéntico número de cargas positivas y
negativas. El conjunto resulta prácticamente neutro y puede denominarse plasma de arco. Los electrones,
que se mueven a gran velocidad, son los responsables de la conducción eléctrica y los iones positivos
simplemente compensan la carga de los electrones. La temperatura de la columna de arco puede alcanzar
valores de 5000 – 20000 K, como consecuencia de las colisiones entre partículas.
Por repulsión entre líneas de corriente de la misma polaridad, la sección transversal del arco aumenta y
tanto la intensidad de la corriente como la resistencia eléctrica disminuyen.
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La corriente en la columna del arco es bipolar, dado que los electrones viajan en una dirección y los iones
positivos en otra. El numero de iones positivos y de electrones en cualquier región del arco se encuentra en
equilibrio de forma de asegurar la neutralidad eléctrica. Debido a esto se cumple en la columna del arco la
ecuación de Laplace:
∆V = 0
(2.1)
Integrando esta ecuación se observa que el potencial de la columna del arco varía en forma lineal a lo largo
del mismo, por lo que el gradiente de potencial es constante
El ánodo, por otra parte, queda bombardeado por los electrones que provienen del cátodo a través de la
columna del arco. Su velocidad es mucho más elevada que la de los iones y su número varias centenas de
veces superior, dando lugar a temperaturas en el ánodo de 4000-5000 K. En las proximidades del ánodo,
como consecuencia de la emisión secundaria de electrones por su elevada temperatura, se produce una
caída de tensión anódica que puede ser dos a tres veces superior a la del cátodo.
En la vecindad inmediata de los electrodos el gas no puede existir a alta temperatura debido al efecto
refrigerante de los mismos, por lo que no establece la ionización térmica ni se satisface la neutralidad de la
carga . Esto genera un exceso de cargas positivas en la zona adyacente al cátodo y negativas en el ánodo que
provoca un notable aumento del gradiente de potencial, denominándose caídas catódica y anódica
respectivamente.
La suma de las caídas de tensión en la columna del arco y las catódica y anódica es la tensión mínima
necesaria para el mantenimiento del arco. En los grandes hornos de arco para fusión de acero se alcanzan
valores hasta de 1000 V en corriente alterna.
Arco en hornos de corriente continua (C.C.).
Tiene lugar entre el electrodo superior, que hace de cátodo, y el ánodo, situado en la parte inferior de la
suela, a través de la carga sólida o metal fundido. El arco, propiamente dicho, en forma de tonel, tiene una
sección de paso de corriente creciente, lo que da lugar a una disminución de la resistencia que es superior,
realmente, al aumento de la intensidad o densidad de corriente (Figura 2.2).
Para una longitud constante del arco, un aumento de la intensidad corresponde a una disminución de la
tensión y viceversa. La curva es casi hiperbólica comportándose el arco como una resistencia negativa.
Por encima de un cierto valor de la intensidad el arco se hace inestable y aumentando aún más la
intensidad se entra en la zona denominada de arco silbante.
La zona de funcionamiento estable es la hiperbólica en la que se relacionan la tensión U y la intensidad Ia
por la expresión:
U =a +
b
Ia
(2.2)
donde a y b son funciones lineales de la longitud del arco.
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Figura 2.2.- Características del arco en C.C.
Aunque el arco es, en gran parte, autorregulable, se dispone siempre una resistencia en serie para asegurar
una marcha totalmente estable del horno. Esta resistencia viene definida por una recta CAB de pendiente
tgα que determina el punto B de funcionamiento estable del arco.
Un aumento de la resistencia conduciría a desplazar el punto B sobre la curva hiperbólica y el valor límite
correspondería a la tangente CB' a esta curva de pendiente tgα’. Para una resistencia en serie determinada,
queda definida la máxima longitud del arco por la curva hiperbólica desplazada correspondiente señalada
por puntos en la figura. Son frecuentes tensiones de 600 a 1000 V en hornos de arco de corriente continua.
Arco en hornos de corriente alterna (C.A).
Un esquema simplificado del horno de arco de C.A. se representa en la figura 2.3. La línea de entrada de
energía eléctrica suministra una tensión E sobre un circuito de impedancia Z (compuesta de una
resistencia R y una reactancia X), que termina en los electrodos. La carga y el baño están puestos a tierra
y el arco salta entre electrodos a través de la carga, es decir, cada electrodo es sucesivamente cátodo y
ánodo.
Figura 2.3.- Esquema en C.A. y variación de la tensión y la corriente.
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Si se supone que la tensión de alimentación U es sinusoidal el arco se ceba poco después del comienzo de
una alternancia al alcanzar el valor U . (tensión de cebado), cae después al valor Ua (tensión del arco) y,
finalmente, se extingue cuando U baja del valor Uext (tensión de extinción). Esto se repite en el
semiperíodo siguiente siempre que los electrodos y sus distancias al baño sean rigurosamente idénticas, lo
que no ocurre en la realidad.
La intensidad de la corriente que recorre todo el circuito varía de la forma indicada en la figura 2.3, pero,
de acuerdo con los valores de la impedancia Z del circuito, presenta un desfase respecto de la tensión, lo
que facilita el cebado progresivo del arco.
3.- Circuito eléctrico básico de un horno de arco.
3.1.- Horno de arco de C.A.
Durante muchos años se ha operado con arcos cortos a baja tensión e intensidades elevadas, tratando de
sumergir el arco en la escoria y reducir así la erosión o desgaste de los refractarios de las paredes laterales
y la bóveda. La introducción de paredes y bóveda refrigeradas por agua, prácticamente sin revestimiento
refractario, así como la técnica de la escoria espumosa, ha permitido utilizar altas potencias, con arcos
largos a tensiones altas e intensidades reducidas, con las ventajas que ello reporta en cuanto a menor
consumo de electrodos, mayor factor de potencia medio de funcionamiento y rendimiento eléctrico más
alto.
Como ejemplo, se señalan unos valores típicos de un horno de 100-110 t con un transformador principal
de 70 MVA:
Ha sido frecuente simplificar el esquema, suponiendo que el arco se comporta como una resistencia
variable y considerando una reactancia nula. Se verán más adelante las correcciones necesarias para tener
en cuenta la reactancia del arco que depende, principalmente, de la intensidad en el arco o circuito
secundario.
Referido al secundario del transformador, el circuito simplificado que interesa analizar se representa en la
figura 3.1.1.
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Figura 3.1.1.- Circuito simplificado de horno de arco.
La intensidad I, la potencia Pa desarrollada en el arco y la potencia P consumida en el circuito serán,
respectivamente:
I=
U
=
Z
U
( R + Ra )
Pa = I 2 Ra = U 2
2
+X
(3.1.1)
2
Ra
( R + Ra )
P = I 2 ( R + Ra ) = U 2
2
+ X2
R + Ra
2
( R + Ra ) + X 2
(3.1.2)
(3.1.3)
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Los valores máximos, en la variación con Ra, corresponderán a:
dPa
= 0 y operando resulta: Ra = R 2 + X 2
dRa
(3.1.4)
dP
= 0 y operando resulta: R + Ra = X
dRa
(3.1.5)
Dichos valores máximos son:
( Pa )max = U 2
( P )max = U 2
R2 + X 2
(R +
2
R +X
2
) +X
2
(3.1.6)
2
1
2X
(3.1.7)
Los valores de Pa y P cuando el otro es máximo son:
( Pa ) P max = U 2
( P) P
a max
=U 2
X −R
2X 2
(3.1.8)
R + R2 + X 2
(R +
2
R +X
2
) +X
2
(3.1.9)
2
El factor de potencia se define como el cociente de la relación de la potencia activa entre la potencia
aparente; esto es:
P
FP =
(3.1.10)
S
P = Potencia efectiva o real, es la que en el proceso de transformación de la energía eléctrica se aprovecha
como trabajo. Unidades: W.
S = P 2 + Q 2 = Potencia aparente
Siendo Q la potencia reactiva que es la encargada de generar el campo magnético que requieren para su
funcionamiento los equipos inductivos como los motores y transformadores. Unidades: VAR
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De la figura se observa:
S
P
= Cos φ
S
Q
φ
P
Por lo tanto,
FP = Cosφ
Comúnmente, el factor de potencia es un término utilizado para describir la cantidad de energía eléctrica
que se ha convertido en trabajo.
El valor ideal del factor de potencia es 1, esto indica que toda la energía consumida por los aparatos ha sido
transformada en trabajo. Por el contrario, un factor de potencia menor a la unidad significa un mayor
consumo de energía necesaria para producir un trabajo útil.
En nuestro caso, para el factor de potencia se obtienen los siguientes valores:
En general :
cos ϕ =
Para (Pa ) máx :
cos ϕ1 =
R + Ra
( R + Ra )
cos ϕ1 =
Para (P) máx :
2
(3.1.11)
+ X2
R + R2 + X 2
(R +
X
X 2
2
R +X
=
2
) +X
2
(3.1.12)
2
1
= 0.707
2
(3.1.13)
Se define el rendimiento eléctrico ηe como la relación entre la potencia desarrollada en el arco Pa y la
potencia consumida. Resultan los siguientes valores:
En general: ηe =
Pa
Ra
=
P R + Ra
(3.1.14)
que no depende directamente de X.
Para (Pa)max: ηe1 =
Para (P)max: ηe 2 =
R2 + X 2
2
R+ R + X
2
X −R
X
= 1−
X
R
(3.1.15)
(3.1.15)
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El análisis de las fórmulas anteriores es más fácil introduciendo valores adimensionales tales como:
Ra
(Re lación de resistencias )
R
X
x=
(Tangente del ángulo de fase en circuito abierto)
R
r=
(a).- Intensidad.
A partir de la ecuación (3.1.1):
Cortocircuito franco (electrodos sumergidos en el baño):
I CC =
U
R2 + X 2
(3.1.16)
o bien:
RICC
U
=
1
(3.1.17)
1 + x2
- En general:
RI
1
=
U
(1 + r )2 + x 2
(3.1.18)
- Para (Pa)max:
ICC
( I ) Pa max

1
= 2 1 +

1 + x2




(3.1.19)
que resulta:
2 para x = 0
1,85 para x = 1
1,41 para x = ∞
- Para (P)max:
I CC
( I ) Pmax

1
= 2 1 −

1 + x2




(3.1.20)
que resulta:
0 para x = 0
1 para x = 1
1.41 para x = ∞
(b).- Potencia en el arco.
A partir de la ecuación (3.1.2).
RPa
r
=
2
U
(1 + r )2 + x 2
(3.1.21)
que se representa en la figura 3.1.2 tomando r como abscisa.
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El valor máximo corresponde a:
r = 1 + x2
y resulta:
R ( Pa )max
U
2
=
(
1
2 1+ 1+ x
2
)
(3.1.22)
Figura 3.1.2.- Potencia en el arco adimensional (RPa/U2) en función de r y x.
Un cuadro de valores es:
En la práctica los valores de r y x son altos, por lo que la curva resulta muy aplanada y se puede funcionar
cerca de (Pa)máx en una amplia gama de valores. No interesa tener valores muy bajos de r y x ya que
darían lugar a intensidades muy altas según la fórmula (3.1.18), por lo que hay que buscar un
compromiso.
(c).- Potencia consumida.
De la ecuación (3.1.3) se deduce:
RP
1+ r
=
2
U
(1 + r )2 + x 2
(3.1.23)
que se representa en la figura 3.1.3 tomando r como abscisa.
El valor máximo corresponde a:
x=1+r
y resulta:
R ( P )max
U
2
=
1
2x
(3.1.24)
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Figura 3.1.3.- Potencia consumida adimensional ( R P / U 2) en función de r y x.
Para valores pequeños de r:
RP
1
≈
2
U
1 + x2
y x es preponderante
RP
1
≈
2
1+ r
U
y r es preponderante
Para valores pequeños de x:
El valor de RP/U2 para (P a ) máx (en la que r = 1 + x 2 ) resulta:
 RP 
 2
 U ( P
a
)
=
max
1 + 1 + x2
(3.1.25)
1 + (1 + 1 + x 2 ) 2
Lo que interesa realmente es que Pa esté cerca del máximo y que P esté cerca de dicho valor de Pa, es decir,
que:
P − ( Pa )max
sea lo más reducido posible. Operando con las fórmulas (3.1. ) y (3.1. ), resulta:
∆P P − ( Pa )max
=
=
U2
U2
R
(R +
2
R +X
2
) +X
2
(3.1.26)
2
Interesa que R sea lo más baja posible.
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(d).- Rendimiento eléctrico.
A partir de la ecuación (3.1.14).
ηe =
r
1+ r
que no depende más que de r.
Resultan los siguientes valores:
Sin embargo, interesa el rendimiento en las proximidades de (Pa)máx sin que P - (Pa) máx sea muy elevado.
Para (P a) max
ηe =
1
1+
1
1 + x2
Interesaría un valor de x grande, pero:
R ( Pa )max
U
2
=
(
1
2 1 + 1 + x2
)
Sin embargo, para un valor de x grande:
R
1
 P − ( Pa )max  =
2 
U
2 1 + x2 + 1 + x2
(
)
disminuye.
(e).-Factor de potencia.
A partir de la ecuación (3.1.11).
cos ϕ =
1+ r
(1 + r )2 + x 2
(3.1.27)
Para r = ∞ (Ra = ∞, circuito abierto): cosϕ = 1
Para r = 0 (Ra = 0, electrodos sumergidos): cos ϕ =
1
1 + x2
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Para (P a) max, en que r = 1 + x 2 :
cos ϕ =
(
1 + 1 + x2
2
2 1+ x + 1+ x
2
)
(3.1.28)
Resultan los siguientes valores:
Se aprecia que en el valor de (Pa)máx (es el que más interesa), el valor de cosϕ varía poco para una amplia
gama de valores de x, por lo que se tiene un amplio margen en la elección.
Para (P)máx, en que x = 1 + r, resulta:
cosϕ = 0.707
Expresiones para hornos de arco trifásicos.
Del esquema de la figura 3.1.4 se deduce, para una carga perfectamente equilibrada en las tres fases,
siendo E la tensión entre fases en el esquema simplificado reducido al secundario del transformador:
E =U 3
(3.1.29)
E
I=
( R + Ra )
3
2
E 2 Ra
2
Pa = 3I Ra =
P = 3I
2
+X
(3.1.30)
2
( R + Ra )
( R + Ra ) =
2
(3.1.31)
+ X2
E 2 ( R + Ra )
( R + Ra )
2
+ X2
(3.1.32)
18
- Rel y Xe1: Resistencia y reactancia de entrada en alta tensión hasta el punto de medida.
- Rp1, Xpl: Resistencia y reactancia correspondientes a embarrados y cableados en la subestación del horno
antes del banco de condensadores.
- Xe: Reactancia del banco de condensadores de corrección del factor de potencia.
- Rp2, Xp2: Resistencia y reactancia correspondientes a embarrados y cableados desde el banco de
condensadores hasta el transformador.
- Rpt X pt: Resistencia y reactancia correspondientes al primario del transformador.
- Rst, Xst,: Resistencia y reactancia correspondientes al secundario del transformador.
- Rs, Xs: Resistencia y reactancia correspondientes al embarrado y cableado desde el transformador hasta el
arco entre electrodos y carga.
- Za: Impedancia propia del arco que, como se verá más adelante, depende fundamentalmente de la longitud e
intensidad en el arco.
Figura 3.1.4.- (a).- Esquema eléctrico básico.
(b).- Circuito eléctrico simplificado.
19
Es muy difícil conseguir en el secundario un circuito eléctrico totalmente simétrico en el extenso equipo
formado por:
- El embarrado y cableado a la entrada de la subestación,
- Los componentes eléctricos en la subestación hasta el transformador principal,
- El embarrado y cableado desde el secundario del transformador hasta los electrodos,
- Las columnas de electrodos y
- La carga.
Las asimetrías eléctricas de fases de los dos primeros son muy reducidas y no se suelen tener en cuenta en
los cálculos. En los últimos 35 años han mejorado extraordinariamente los diseños para conseguir dicha
simetría en el circuito secundario, pero es imposible evitar la asimetría motivada por la carga, que no es
idéntica para las tres fases, excepto en la parte final del proceso cuando la carga está fundida.
Es el sistema de regulación el que debe operar ante esta asimetría entre fases:
- Variando las intensidades en cada fase, cuando se opera con tensiones idénticas que es lo más frecuente
- Variando las tensiones, cuando se opera con intensidades iguales.
Consideraciones sobre la reactancia del arco.
En todo lo que antecede se ha supuesto en el arco una resistencia eléctrica que depende de la distancia
entre electrodo y baño o de la tensión eléctrica aplicada en el arco considerando que la reactancia del arco
era despreciable. Era válido para hornos de baja, media o alta potencia específica, que operaban a
intensidades muy altas, arcos o tensiones bajas.
Sin embargo, al operar con arcos largos a intensidades no tan altas, que dan lugar a factores de potencia
más elevados, ha sido necesario considerar en los cálculos un valor de reactancia en el circuito que
representa el arco. Para su determinación se han seguido algunas reglas empíricas o utilizado gráficos que
lo relacionan con otros parámetros de funcionamiento. Por ejemplo:
X d = 1.2 X CC
(El factor puede variar desde 1.05 hasta 1.10)
donde:
X d = reactancia dinámica total en funcionamiento real
Xc c = reactancia determinada en la prueba de cortocircuito
También se puede relacionar la reactancia dinámica con el cociente I/I C C
secundario/intensidad de la prueba en cortocircuito) (Figura 3.1.5).
(intensidad en el circuito
20
Figura 3.1.5. - Reactancia dinámica en función de la intensidad.
También se puede relacionar la reactancia en el arco con la intensidad de la corriente (Figura 3.1.6) y con
el factor de potencia (Figura 3.1.7).
Figura 3.1.6.- Reactancia en el arco función de Ia.
Figura 3.1.7.- Reactancia en el arco función de cosϕ.
21
Asimismo, en un análisis en series de Fourier de las magnitudes eléctricas llega a una expresión del tipo:
X a = Z a2
D
Z
(3.1.33)
donde:
Xa = Reactancia en el arco,
Za = Impedancia del arco,
D = Factor resultante del análisis citado,
Z = Impedancia del circuito secundario (la que resulta de la prueba en cortocircuito).
Unos valores para un horno de 100-110 t con un transformador de 70 MVA son los siguientes:
:
Diagramas de funcionamiento en C.A.
En la figura 3.1.8 se muestra uno de los gráficos más utilizados en el funcionamiento de los hornos de
arco. Para las tensiones más normales de funcionamiento (en el caso concreto de la figura: 400, 550, 700
y 850 V) se indican las potencias en el arco Pa y absorbida de la red P, cuyo cociente es el rendimiento
eléctrico para diferentes intensidades en el secundario. Es fácil deducir la zona de funcionamiento cerca
de la potencia máxima en el arco, cuando se quiere obtener la máxima producción.
En ocasiones se completa el gráfico con las curvas de:
- Factor de potencia (cosϕ).
- Rendimiento
- Potencia aparente
para la tensión nominal de la instalación (Figura 3.1.9).
22
Figura 3.1.8.- Potencia en el arco y potencia absorbida para diferentes tensiones (DANIELI).
Figura 3.1.9.- Diagrama de horno de 25 t-12 MVA.
23
Para un análisis más detallado, es preferible referir todas las características eléctricas a índices. Se toma
como abscisa la relación R/X, donde R = Ra+Rl es variable con la resistencia del arco y X es
prácticamente constante, si se considera menos importante la reactancia dinámica del arco. Las curvas de
las figuras 3.1.10 y 3.1.11 señalan en valores porcentuales o índices:
- El factor de potencia, creciente al aumentar Ra (longitud del arco),
- La potencia activa o consumida P
- La intensidad en el circuito secundario
- La impedancia total del circuito,
- La potencia en el arco Pa
- El rendimiento como relación Pa/P
- La potencia reactiva y la potencia aparente.
Figura 3.1.10.- Potencia, intensidad e impedancia
Figura 3.1.11.- Potencia en el arco y en el circuito.
24
En forma similar a las máquinas eléctricas se prepara el diagrama de círculo para los hornos de arco tal
como se muestra en la figura 3.1.12. Para cada tensión se toma en abscisas un valor equivalente a la
intensidad correspondiente a la reactancia total del circuito:
I=
U
X
(3.1.34)
y se trazan círculos correspondientes a dichos diámetros. Realmente la intensidad de cortocircuito
corresponde a:
U
I CC =
(3.1.35)
2
R + X2
que estará desplazada según la línea (5), a la que le corresponde un factor de potencia:
cos ϕ =
R
R2 + X 2
(3.1.36)
Figura 3.1.12.- Diagrama de círculo en horno de arco. Líneas límite.
Las potencias se obtienen en ordenadas, siguiendo las curvas la potencia aparente en MVA y siguiendo
horizontales y potencia absorbida en MW. En abscisas se obtienen las intensidades y también las
potencias reactivas siguiendo líneas verticales. En dicha figura se han trazado las líneas límites que son:
25
1.- Factor de potencia máximo definido a partir de la intensidad nominal y la de cortocircuito. En el caso
de la figura:
In = 78 kA, ICC = 155 kA.
2 . - Tensión máxima disponible: 640 V.
3.- Potencia aparente del transformador principal: 78 MVA.
4.- Intensidad máxima admisible en el circuito secundario: 78 kA.
5.- Factor de potencia mínimo correspondiente a cortocircuito con los electrodos sumergidos en el baño.
6.- Tensión mínima disponible: 240 V.
Dentro de dicho diagrama es frecuente representar los puntos de funcionamiento para las sucesivas fases
del proceso (perforación inicial de la carga, fusión a plena tensión, final de la fusión a plena intensidad,
ajustes a potencia reducida y mantenimiento antes de la colada).
3.2.- Circuito eléctrico básico y características de los hornos de arco de C.C.
3.2.1. Introducción.
En los últimos años se han instalado en todo el mundo un cierto número de hornos de arco de corriente
continua de nueva fabricación y se han reformado también varios hornos de arco de C.A., para que operen
en C.C., por las ventajas que reporta el funcionamiento en C.C. Las principales diferencias son:
(i).- En C.A. se disponen tres electrodos que entran por la bóveda del horno, cerrándose el circuito en la
carga o baño de metal fundido. En C.C. se dispone un único electrodo (que hace de cátodo) por la
bóveda, el ánodo va en el fondo del horno, unido eléctricamente al baño, y se requieren cables
eléctricos desde el ánodo hasta el rectificador.
(ii).- Al circular la corriente continua siempre en el mismo sentido, se produce una cierta agitación del
baño que resulta beneficiosa para uniformizar composición y temperatura y absorber la carga
cuando se introduce continuamente.
(iii).- El electrodo único en C.C. está más separado de las paredes que los tres electrodos en C.A., por lo
que el índice de erosión del refractario es más reducido. En el índice de erosión intervienen,
además de la distancia a las paredes, otros factores como la longitud del arco y la tensión aplicada,
que son diferentes en C.A. y en C.C.
(iv).- Es necesario asegurar un buen contacto entre el ánodo y la carga lo que exige determinados
cuidados en la realización y el mantenimiento del refractario de la solera.
En la figura 3.2.1 se muestra un horno de C.C. y en la figura 3.2.2 un esquema de principio. Se aprecia
que los componentes principales de la instalación son:
1.- El transformador principal, provisto de tomas, que reduce la tensión desde la entrada (10 a 40 kV) a la
requerida en el arco.
2.- El rectificador de 6 o 12 impulsos, que convierte la corriente alterna en prácticamente continua.
3.- El embarrado, cables y conductores eléctricos desde el rectificador al electrodo y desde el ánodo al
rectificador.
4.- El horno, propiamente dicho, completo con los mecanismos de regulación, de basculación, de
elevación y giro de bóveda, etc.
5.- Las reactancias (no representadas en la figura) necesarias para asegurar la estabilidad del arco.
26
Figura 3.2.1.-Disposición general de un horno de arco de C.C.
Figura 3.2.2.- Esquema de principio en C.C.
3.2.2.- Circuito básico del horno de C.C.
La tensión secundaria del transformador tiene un valor eficaz ECA al que corresponde un valor instantáneo
máximo ECA√2. Se puede considerar que la tensión rectificada tiene un valor efectivo que es el 95 % del
valor máximo anterior, es decir, 0.95√2cCA. Como en C.A. se aplica entre electrodo y baño una tensión:
U
E
= CA
CA
3
(3.2.2.1)
resulta que la tensión aplicada en C.C. es:
U CC = 0.95 2 3U CA = 2.33U CA
(3.2.2.2)
En la figura 3.2.2.1 se representa lo anterior a lo largo del tiempo en milisegundos para una frecuencia de
50 Hz.
27
Figura 3.2.2.1.- Tensiones en el arco en C.A. y C.C.
Sin considerar las pérdidas eléctricas en el circuito la potencia consumida en un horno de C.A. será:
PCA = 3U CA I CA cos ϕ
(3.2.2.3)
que para un cosϕ medio de 0.75 supone:
PCA = 2.25U CA ICA
(3.2.2.4)
y un horno de C.C. de la misma tensión secundaria en el transformador:
PCC = 2.33U CA I CC
(3.2.2.5)
Se considera que un electrodo de grafito puede conducir en C.C. un 20-25 % más intensidad que en C.A.,
al no afectarle el efecto Kelvin o pelicular, por lo que:
PCC = 2.33U CA (1.20 − 1.25) I CA = (2.8 − 2.9)U CA ICA
(3.2.2.6)
Es decir, el horno de C.C., a igualdad de otros parámetros, puede dar lugar a un aumento de potencia del
24 al 29 %:
(2.8 - 2.9)/2.25 = 1.24 – 1.29
En la figura 3.2.2.2 se representa el esquema básico de un horno de arco de corriente continua.
28
Figura 3. 2.2.2. - Esquema básico en C.C.
Las expresiones que ligan los componentes de dicho circuito se deducen fácilmente:
Tensión:
U = Ul + Ua
(3.2.2.7)
Intensidad.
I=
U U
U
= l = a
Rl + R a Rl Ra
(3.2.2.8)
Potencia en el arco:
U2
Pa = a =
Ra
El valor máximo, al variar R a, será para:
U2R a
(
R l +R a
(
)
2
)
R +R -2R a
dPa
= U2 l a
=0
3
dRa
R l +R a
(
)
(3.2.2.9)
(3.2.2.10)
es decir, cuando R 1 = R a
( Pa )max
U2
=
4R a
(3.2.2.11)
Potencia consumida:
P = UI =
U2
R l +R a
(3.2.2.12)
El valor máximo será para R a = 0 (cortocircuito):
Pmax
U2
=
Rl
(3.2.2.13)
pero en dicho máximo la potencia en el arco Pa = O .
Rendimiento eléctrico:
ηe =
Pa
P
=
Ra
R l +R a
(3.2.2.14)
máximo para R a = ∞ , ηe = 1 y nulo para R a = 0, ηe = 0
29
En el valor máximo de Pa (Ra = R l :
U2
P( P )
=
,
a max
2R a
ηe = 0.5
(3.2.2.15)
El rendimiento es muy bajo en el valor de (Pa)máx.
Debe, por tanto, analizarse con detalle:
- el valor de ηe al que conviene operar,
- el valor conveniente de Rl
- el valor conveniente de la tensión U.
Escritas las fórmulas anteriores en forma adimensional se tiene:
r=
Ra
R l Pa
U
2
RlP
U
2
η=
(3.2.2.16)
Rl
r
=
=
(1+r )
(3.2.2.17)
2
1
1+r
(3.2.2.18)
r
1+r
(3.2.2.19)
Se representan en la figura 3.2.2.3.
Figura 3.2.2.3.- Rendimiento y potencia en C.C.
3.2.3.- Agitación del baño.
En la figura 3.2.3.1 se representan los movimientos del plasma en el arco conductor entre el electrodo y el
baño, cuando se opera a intensidades elevadas, en un funcionamiento que se denomina arco difuso. Se
produce un empuje del plasma sobre el baño que ha sido evaluado en:
r 
F = 10−7 I 2 Ln  
 ra 
(3.2.3.1)
30
donde:
F = Fuerza de empuje en N
I = Intensidad en A
r = Radio de la corriente del arco
ra = Radio de la mancha catódica.
Figura 3.2.3.1.- Plasma del arco en C.C. 30 kA, 270 V.
El valor de Ln(r/ra) difiere poco de 1, por lo que el empuje, para una intensidad de 40 kA, es de 160N.
Esto produce una depresión en la superficie del metal fundido y, en consecuencia, un movimiento o
agitación del baño como se muestra en la figura 3.2.3.2.
Figura 3.2.3.2.- Modelo de agitación en horno de C.C.
Unos valores típicos son los siguientes:
31
4.- Hornos de arco de corriente continua.
4.1.- Equipo eléctrico.
En general, los hornos de arco se conectan a una línea eléctrica de 10 a 40 kV, siendo muy frecuente en las
redes españolas la de 30 kV. Existen instalaciones conectadas directamente a una tensión de 130 kV e
incluso 220 kV, pero lo más frecuente es disponer un transformador escalón para pasar de la línea de alta
tensión (130 o 220 kV) a la tensión de entrada a la subestación del horno, tal como se muestra en la figura
4.1.1.
Figura 4.1.1.- Esquema eléctrico básico.
Dentro de la subestación propia del horno los elementos principales son (Figura 4.1.2).
32
1.- Los seccionadores de entrada con fusibles, (1) para la instalación eléctrica del horno y (2) para la puesta
a tierra de la línea de entrada.
2.- El interruptor general (3), de diseño específico para hornos de arco, que permite un alto número de
maniobras de desconexión del horno en carga. Los dos tipos más utilizados son el interruptor de vacío y el
de aire comprimido, quedando para bajas potencias el interruptor magnético al aire.
3.- El transformador de horno (4) para reducir la tensión de entrada (10 a 40 kV y muy frecuentemente 30
kV) a las tensiones requeridas para el funcionamiento del horno.
Son frecuentes algunos casos:
4.- El sistema de protección (5) con pararrayos autoválvulas de ZnO.
5.- -El equipo de filtrado de armónicos y de corrección del flicker, cuando la capacidad de la línea no es
suficiente.
Figura 4.1.2.- Esquema eléctrico de la subestación del horno.
33
A ambos lados del interruptor general (3) se disponen los transformadores de medida de tensión (6) e
intensidad (7) en alta tensión. Asimismo, en el lado secundario del transformador principal se disponen
los transformadores reductores de tensión y de medida de intensidad (8), cuyas señales van al panel de
control y al equipo electrónico de regulación de electrodos.
Por las intensidades muy altas del circuito secundario a tensiones del orden de 1.000 V y las elevadas
tensiones del primario del transformador (normalmente 10 a 40 kV pero pudiendo llegar en ocasiones a
110-220 kV), es extremadamente importante cuidar al máximo los detalles del embarrado y cableado
correspondientes para asegurar un funcionamiento continuo, en muchos casos de 24 horas/día, 7
días/semana.
Transformador principal.
Es el elemento fundamental del equipo eléctrico. Su construcción es muy robusta por estar sometido, no
solamente a altas tensiones e intensidades, sino a grandes esfuerzos electrodinámicos en los devanados,
sobre todo en el secundario, por el normal funcionamiento del horno con arcos continuos entre los
electrodos y el baño, aunque atenuados por la reactancia del horno y del circuito secundario.
El transformador debe aceptar sobrecargas del orden del 20 por 100 durante una parte del período de fusión
y su potencia específica, en kVA por t de carga del horno, continúa creciendo.
En la figura 4.1.3 se muestra un transformador de horno de 40 MVA visto por el lado de alta tensión con los
refrigerantes de aceite-agua y las bombas de circulación forzada de aceite, típico de los equipos de potencia
superior a 20-25 MVA. El primario se conecta en triángulo o en estrella y el secundario siempre en
triángulo, disponiéndose las tomas variables en el primario debido a sus menores intensidades.
Figura 4.1.3.- Transformador de horno de arco de 40 MVA (ABB).
34
El cajón lateral de la figura 4.1.3 corresponde al cambiador de tomas que puede operar en vacío o en carga,
siendo más frecuente esta última en los hornos de funcionamiento más automático.
Con objeto de reducir las pérdidas inductivas, las conexiones entre fases para cerrar el triángulo en el
secundario se realizan fuera del transformador, en la salida hacia los cables refrigerados por agua. Es
decir, el secundario del transformador se realiza en triángulo abierto. En la figura 4.1.4 se muestra un
transformador de horno de 36 MVA con el embarrado de salida en baja tensión y el lugar en que se cierra
el triángulo, justo antes de las barras que atraviesan la pared de la subestación y se conectan a los cables
refrigerados por agua de conexión al horno.
Figura 4.1.4.- Transformador de horno de 36 MVA con embarrado en salida y conexión exterior del
triángulo secundario (GEE-ABB).
35
Embarrado y cables secundarios.
En la figura 4.1.4 se muestra el embarrado de salida del secundario del transformador por la parte superior
y las conexiones para formar el triángulo. En hornos más modernos es frecuente disponer lateralmente las
salidas del transformador (Figura 4.1.5), lo que conduce a un acortamiento del embarrado y una menor
reactancia del circuito secundario. En dicha figura se aprecia también la disposición de los cables en baja
tensión, desde el embarrado a la salida del transformador, atravesando la pared de la subestación donde se
cierra la conexión en triángulo del secundario, hasta los brazos portaelectrodos que se consideran
integrantes de la parte mecánica del horno.
Tanto en la figura 4.1.5 como en la 4.1.6 se aprecia la disposición triangulada del embarrado, cables
secundarios refrigerados por agua y tubos conductores de corriente en los brazos portalectrodos, con
objeto de conseguir unos valores eléctricos de resistencia y reactancia lo más iguales posibles: Por las
altas intensidades que se manejan (hasta 80 kA) es muy importante conseguir unas buenas juntas de
apriete entre elementos atornillados, pero acudiendo a juntas soldadas siempre que sea posible.
Figura 4.1.5.- Disposición de barras y cables con salida lateral del transformador (DANIELI).
Los embarrados, normalmente de cobre, se calculan para densidades de corriente de 1-1.5 A/mm2, lo que
exige la colocación de varias barras en paralelo. A veces, para mejorar la conducción eléctrica, se alternan
barras de diferentes fases y es conveniente la disposición vertical de las mismas para facilitar la
refrigeración natural al aire. Se han construido también embarrados de aluminio, muy frecuentes en
hornos de arco sumergido, pero menos frecuentes en los de fusión de acero de alta potencia. Se han construido también embarrados tubulares refrigerados por agua, como esquemáticamente, se muestra en la
figura 4.1.6.
36
Figura 4.1.6.- Disposición triangulada de embarrado y cables secundarios (DANIELI).
Hasta 30-40 kA se construían los cables secundarios con 10-12 torones de refrigeración al aire, pero todos
los hornos de arco modernos de potencia superior a 10 MVA llevan cables refrigerados por agua
formados por:
(i).- Un núcleo central para el paso del agua.
(ii).- 6-8 cables flexibles de cobre, separados entre sí y con un cierto arrollamiento en espiral sobre el
núcleo central.
(iii).-Una funda exterior.
(iv).- Unos terminales de cobre, que se atornillan al embarrado, por un lado, y a los extremos de los
brazos portaelectrodos, por otro (Figura 4.1.7).
Se calculan para una densidad de corriente de 6-10 A/mm2 y su longitud y, por tanto, su resistencia
eléctrica se ha reducido al introducir en el horno la colada por el fondo. Anteriormente, con el vaciado del
horno por el pico de colada, se requería un ángulo de basculación de 40-42°; actualmente con la colada
excéntrica por la solera del horno es suficiente un ángulo de basculación de 15°.
Figura 4.1.7.- Cable refrigerado por agua.
37
4.2.- Equipo de control.
En el funcionamiento normal del horno eléctrico de arco las variables eléctricas que pueden controlarse
son, únicamente, la tensión secundaria del transformador principal y la posición de los electrodos y, como
consecuencia de ambas, la intensidad. La tensión secundaria corresponderá a la toma del transformador
elegida y su cambio se produce en contadas ocasiones a lo largo de un proceso de fusión, afino y colada
completo.
La potencia y la intensidad en el arco vienen dadas por las expresiones:
3U 2 Ra
3U 2 Ra
Pa = 3I Ra =
=
2
2
Z2
( R + Ra ) + ( X + X a )
2
I=
U
=
Z
(4.2.1)
U
( R + Ra )
2
+ ( X + Xa )
(4.2.2)
2
donde:
Pa = Potencia en el arco,
I = Intensidad por fase en el circuito secundario,
R = Resistencia equivalente del secundario,
R a = Resistencia del arco,
X = Reactancia equivalente del secundario,
Xa = Reactancia del arco,
Z =Iimpedancia total del secundario y arco,
Elegida una tensión secundaria (E entre fases = U√3, siendo U la tensión entre fase y neutro), la
intensidad depende de la impedancia Z que, para un horno determinado, con R y X constantes, es función
de la longitud del arco, es decir, de R a y Xa. En la potencia influye además el valor de R a. Por tanto, un
equipo de regulación trata de mantener el electrodo en una misma posición respecto del baño para lo que,
a partir de medidas de tensión e intensidad, debe mantener Z en un valor:
Z = U/I
(4.2.3)
El electrodo se encuentra en reposo cuando U = kI.
Si U - k I > 0 hace subir el electrodo. Normalmente se introduce en la expresión un término constante kl
tal que:
U =kI + k l
(4.2.4)
de modo que, en caso de corte en el suministro eléctrico (U=I = 0), el electrodo sube automáticamente.
Sistemas de control de impedancia.
Aunque el principio de funcionamiento de los reguladores es siempre el mismo, existen varios sistemas
que se diferencian por el método de amplificación de la señal y por el método en que la señal de error se
transmite al electrodo. Actualmente únicamente se utilizan los dos siguientes:
38
(a).- Sistema enteramente eléctrico y electrónico en el que las señales de tensión e intensidad se
amplifican electrónicamente y la señal de error correspondiente se envía a un acoplamiento magnético
colocado entre un motor de corriente alterna, que gira continuamente a 1500 r.p.m., y un reductor. A la
salida del reductor se dispone el tambor de arrollamiento del cable que actúa sobre las columnas y brazos
portaelectrodos, como se muestra en la figura 4.2.1.
Figura 4.2.1.- Sistema eléctrico de control de electrodos (ABB).
También se emplean, como alternativas más recientes, un convertidor de C.C. más un motor de C.C. o un
convertidor de frecuencia más un motor de C.A.
Si la señal que llega al acoplamiento magnético es tal que equilibra el peso del conjunto móvil-columnas
y brazos portaelectrodos con la fuerza de acoplamiento con el motor de C.A., estamos en la condición:
U=kI
(4.2.5)
Si la señal es mayor, el electrodo asciende y, si es inferior, desciende. Las ventajas principales de este
sistema son:
- Inercia mecánica del sistema muy reducida, ya que los elementos móviles se mueven a muy baja
velocidad.
--Inercia eléctrica prácticamente nula, por estar el motor de C.A. girando continuamente a la misma
velocidad y sentido y ser el resto componentes electrónicos.
- Gran robustez del conjunto sin elementos mecánicos delicados, siendo el más importante el reductor de
engranajes.
(b).- Sistema hidráulico y electrónico que esquemáticamente se muestra en la figura 4.2.2. El elemento
fundamental es la válvula hidráulica de control que permite el paso de aceite del grupo hidráulico a los
cilindros de accionamiento de columnas y brazos. En la figura 4.2.3 se muestra un grupo hidráulico
completo para horno de arco que incluye los cilindros (1) de accionamiento de columnas y brazos
portaelectrodos sobre los que actúan las válvulas de control de la figura 4.2.2.
39
Figura 4.2.2.- Sistema hidráulico y electrónico de control de electrodos (MANNESMANN DEMAG).
Figura 4.2.3.- Circuito óleo-hidráulico de horno de arco (MANNESMANN DEMAG).
El grupo óleo-hidráulico sirve también para accionamiento de los cilindros de:
- Elevación y giro de la bóveda,
- Basculación del horno,
- Apriete entre electrodos y mordazas,
- Accionamiento de la puerta de desescoriado y
- Enclavamientos varios.
Sistemas de control por ordenador.
En los sistemas anteriores el operario podía actuar libremente sobre las tensiones secundarias y sobre los
ajustes del sistema de control, es decir, sobre la longitud del arco. En algunos casos, se limitaba la
potencia P absorbida a un determinado valor y el siguiente paso fue el cambio automático y programado
de las tomas del transformador. Finalmente, se ha integrado todo en unos sistemas de control por
ordenador, una de cuyas posibilidades se muestra en la figura 4.2.4.
40
Al ordenador le llegan datos de la carga, de la temperatura de las paredes, del arco y, de acuerdo con un
modelo metalúrgico de cada tipo de colada y otro modelo térmico de comportamiento del horno, envía las
señales requeridas para la elección más adecuada de:
- la toma de tensión,
- la impedancia,
- los caudales de gas natural y oxígeno y
- las cantidades correctas de adiciones al baño y a la escoria.
Figura 4.2.4.- Sistema de control por ordenador (MANNESMANN DEMAG).
En el 2° Congreso Nacional de Tecnología Siderúrgica celebrado en Bilbao en 1989 se presentó el
Sistema ARMS (Automatic Rapid Melting System) A) Los equipos principales de que consta el ARMS
son los siguientes:
1.- Microprocesador central, con la unidad central de proceso y las tarjetas para medición y gobierno de la
operación.
2.- Impresora para la obtención de los partes eléctrico y de colada.
3.- Pantalla para el seguimiento de la operación.
4.- Equipo de grabación en cinta magnética para tomar el registro de los datos de cada colada.
5.- Armario de control y pupitre de operación.
41
4.3.- Flicker.
Las modificaciones imprevistas de la longitud del arco, al caer la carga, y el propio arco, al comienzo
de la fusión, provocan fluctuaciones continuas de la tensión de alimentación y de la potencia absorbida,
lo que puede dar lugar a perturbaciones en:
- El propio horno,
- Otros equipos eléctricos de consumo elevado,
- Las lámparas de alumbrado,
- Los aparatos o pantallas de televisión y
- Los ordenadores.
Las lámparas de incandescencia, sobre todo, son sensibles a las variaciones de tensión de la red, ya que
el flujo luminoso varía muy rápidamente con la tensión de alimentación. Este fenómeno se denomina
flicker.
En un horno de arco las variaciones de la intensidad durante el período de fusión pueden llegar al 30-50
por 100 del valor nominal. Si la red de alimentación no es muy estable, aparecen variaciones de
tensión, de efecto apreciable en el alumbrado. Resultan perceptibles unas variaciones de tensión de
0,35-0,5 por 100 a frecuencias de 5-10 Hz y, por encima de dicho porcentaje, pueden ser incluso
molestas.
La línea de alimentación se caracteriza por una capacidad o potencia de cortocircuito PCC que está
relacionada con la potencia nominal del horno de arco Pn por la expresión:
Pn ≤
∆U
P
∆I CC
(4.3.1)
donde ∆U y ∆I son la variación de tensión que da lugar a una variación de intensidad. Como en todo
receptor se verifica:
U2
PCC =
(4.3.2)
Z
donde Z es la impedancia de fase de la red.
Para esta impedancia Z una variación de la corriente mI da lugar a una variación de la tensión m' U,
siendo:
m 'U
Z=
(4.3.3)
mI 3
Sustituyendo en la expresión (4.3.2), resulta:
PCC =
UmI 3 m
=
Pn
m'
m'
(4.3.4)
o sea:
PCC m
=
Pn
m'
(4.3.5)
Si se conoce el valor máximo admisible de la variación de la tensión (m' = 0.005), el valor de la
variación de la corriente en el horno (m, dado por el fabricante por el equipo) y el valor de Pn (potencia
nominal del transformador del horno), se deduce la capacidad o potencia de cortocircuito requerida.
42
Para m = 0,5 resulta:
PCC = 100 Pn
(4.3.6)
En un horno de arco no de último diseño, operando con arcos cortos y medios, es recomendable el valor
de 100. Para hornos de arco recientes, operando con arcos largos y, por tanto, con mayor reactancia del
circuito secundario, se admite:
PCC = 50 Pn
(4.3.7)
Dichos valores de PCC expresan la capacidad requerida en la red para instalar un horno de arco de
potencia nominal Pn.
Cuando la red no tiene capacidad suficiente de cortocircuito es necesario colocar un equipo de
corrección del flicker. Los más utilizados son:
1.- Compensadores síncronos en paralelo sobre las fases de la línea de suministro. Su funcionamiento es
simple:
- Un aumento brusco de la intensidad hace que disminuya el factor de potencia. Esto supone un aumento
de la potencia reactiva requerida que será facilitada por el compensador síncrono sin afectar a la red de
alimentación.
- En caso de disminución brusca de la intensidad el compensador síncrono facilita una potencia reactiva
capacitiva.
Es fundamental que el compensador tenga un sistema de regulación de la excitación de una constante de
tiempo muy baja. Sin embargo, al ser una máquina rotativa no se puede bajar de ciertos valores, debido
a la constante de tiempo de excitación relativamente alta (2-6 segundos).
2.- Bancos de condensadores (corrigen hasta un 50 por 100 del flicker), provistos de equipos de
desconexión en milisegundos a base de tiristores, partiendo de señales rápidas de la intensidad.
Es mejor la solución de los bancos de condensadores ya que los compensadores síncronos tienen además
los siguientes inconvenientes:
- Un coste de inversión mucho mayor.
- Gastos de mantenimiento más elevados por tratarse de una máquina rotativa.
- Pérdidas activas mayores que en los condensadores.
- No pueden compensar los desequilibrios de fases.
En ocasiones se instalan equipos combinados de filtrado de armónicos y reducción del flicker que se
denominan generadores VAR. La experiencia demuestra que el propio horno de arco puede ser víctima
de sus propios armónicos y flicker. Por las distorsiones de la onda, las lecturas de los aparatos no son
correctas y pueden dar lugar a decisiones erróneas. Se ha demostrado, en casos extremos, que,
disminuyendo la potencia al bajar la tensión aplicada (con lo que aumenta PCC/Pn y disminuye, por tanto,
el efecto flicker), se consigue una fusión más rápida y un menor consumo específico.
43
4.4.- Protección de puntas de tensión.
La protección de puntas se realiza en el circuito primario mediante la colocación de pararrayos entre
fases y tierra. Se diseñan para conducir corriente únicamente cuando la tensión de fase a tierra excede
de un valor considerablemente más alto que el valor nominal. Las puntas de tensión que pueden
producirse por una anormal combinación de armónicos se reducen al establecerse una corriente de
descarga. En condiciones normales de trabajo los pararrayos están inactivos y no tienen efecto en las
características eléctricas del circuito.
4.5.- Equipo mecánico.
Se considera parte mecánica de un horno de arco para fusión de acero el conjunto de elementos de la
instalación a partir de los cables secundarios. Comprende básicamente:
1.- Horno propiamente dicho donde se realiza la fusión.
2.- Elementos adicionales, tales como:
- las lanzas de aportación de O2 y los quemadores oxi-gas,
- aspiración y depuración de los humos, los precalentadores de chatarra, si existen, y
- las cestas de carga y las cucharas de colada.
3.- Materiales refractarios utilizados en el horno y en la cuchara de colada.
A su vez, el horno propiamente dicho está formado por muchos componentes que los agrupamos en:
(i).- Cuba y bóveda.
(ii).- Plataforma y superestructura.
(iii).- Columnas y brazos portaelectrodos.
(iv).- Mecanismos de accionamiento.
Aunque cada fabricante tiene su diseño propio con particularidades importantes y características
específicas de cada uno, el conjunto de la parte mecánica fundamental del horno adopta en los fabricantes
más conocidos una de las cuatro posibilidades siguientes:
(a).- Cuba sobre plataforma basculante, con superestructura giratoria.
(b).- Cuba sobre plataforma basculante, con superestructura elevable.
(c).- Cuba desplazable horizontalmente, con superestructura en forma de pórtico.
(d).- Cuba basculante sin plataforma, con superestructura elevable independiente.
En la figura 4.5.1 se muestra esquemáticamente la parte mecánica de un horno, que puede ser del tipo
(a) o (b), en la que se han señalado sus componentes principales para familiarizarse con la terminología
empleada.
44
Figura 4.5.1. - Componentes de la parte mecánica de un horno de arco (ABB).
45
Cuba y bóveda.
La cuba es el elemento fundamental destinado a contener el baño de metal fundido. En los hornos con
diseño de hace unos 15 años, en los que la cuba estaba revestida en la suela y en las paredes laterales, se
construía con chapas y perfiles que daban al conjunto una gran rigidez mecánica, aunque permitían la
libre dilatación de los paneles laterales.
En los hornos construidos en los últimos años, la suela sigue un diseño similar, excepto en el sistema de
colada, pero las paredes laterales son paneles, frecuentemente tubulares, fuertemente refrigerados por
agua que, con una capa muy ligera de refractario, permiten un funcionamiento de meses sin paradas para
la reparación del revestimiento.
La bóveda correspondiente a hornos con paredes revestidas con ladrillo se construía a partir de unos
anillos refrigerados por agua sobre los que colocaban los ladrillos refractarios que cerraban la bóveda,
dejando paso a los electrodos y al orificio de salida de humos (Figura 4.5.2).
Figura 4.5.2.- Disposición del refractario entre cuba y bóveda.
En la figura 4.5.3 se muestra una cuba con los paneles laterales tubulares refrigerados por agua, pero
manteniendo una rígida estructura. Se aprecia la puerta de desescoriado, también refrigerada por agua,
con su mecanismo de accionamiento óleo-hidráulico.
Figura 4.5.3.- Cuba con paneles refrigerados por agua (MANNESMANN DEMAG).
46
Plataforma y superestructura
La plataforma del horno tiene por objeto soportar la cuba con la bóveda y servir de base para la
basculación del horno en las dos operaciones de colada y desescoriado. Su nivel coincide con el de la
planchada de trabajo y lleva en su parte inferior unos patines de basculación (1) que se apoyan, por un
lado, en las cremalleras (2) dispuestas en la obra civil y, por el otro, en los cilindros de basculación (3)
(Figura 4.5.4).
Durante la carga del horno con chatarra la cuba y, consiguientemente, la plataforma están sometidas a un
gran esfuerzo mecánico por impacto. Por ello, la plataforma se apoya en cuatro puntos de gran rigidez: dos
en la unión de los patines con las cremalleras y los otros dos en los calces (4). Durante la basculación para
desescoriado, es necesario retirar previamente los calces (4) mediante los cilindros hidráulicos (5). Sobre
la plataforma se dispone el mecanismo (6) para la apertura del tapón excéntrico e iniciar la colada.
Normalmente la basculación del conjunto de la parte mecánica del horno se realiza por medio de dos
cilindros óleo-hidráulicos. Deben permitir la basculación en ambos sentidos, del orden de 15° para
desescoriado y unos 30° para la colada, cuando ésta se realiza por el fondo en posición excéntrica.
Figura 4.5.4.- Plataforma y superestructura (ABB).
El objetivo fundamental de la superestructura es soportar excéntricamente los tres conjuntos de
columnas-brazos portaelectrodos y alojar los mecanismos de accionamiento correspondientes, que
pueden ser electromecánicos o por cilindros óleo-hidráulicos. En la superestructura se incluyen los
dispositivos de seguridad necesarios al funcionamiento de los brazos portaelectrodos (limitadores de
carrera, secuencia correcta de elevación y giro de bóveda) y de la propia superestructura (enclavamiento
rígido a la plataforma durante la basculación y posicionamientos correctos en cuanto a límites de
recorrido).
A continuación o encima de la superestructura se disponen las vigas de suspensión de bóveda,
rígidamente unidas por un lado y apoyadas en la cuba por el otro. Están normalmente refrigeradas por
agua en su parte inferior y su robustez mecánica debe ser suficiente para soportar la bóveda completa
47
con el codo de aspiración de humos del interior de la cuba, los elementos para realizar algunas adiciones
al baño de metal fundido, los economizadores de mordazas, etc.
Brazos portaelectrodos.
Los brazos portaelectrodos comienzan, por un lado, en las mordazas de apriete de los electrodos, siguen
en los tubos de cobre portacorriente soportados por la estructura de los brazos, para terminar en la unión
con los terminales de los cables refrigerados por agua (Figura 4.5.5).
Figura 4.5.5.- Conjunto de brazos portaelectrodos y mordazas (ABB).
Normalmente la estructura de los brazos es de acero y sección rectangular, disponiéndose en el interior
un circuito de refrigeración por agua. Sobre dicha estructura se montan los soportes de los tubos
conductores de la corriente con los aislamientos adecuados para evitar que se induzcan corrientes por
circuitos magnéticos cerrados.
Las mordazas son de cobre refrigeradas por agua a través de un serpentín interior y en uno de los lados
se dispone una zapata de acero no magnético accionada por un mecanismo neumático para aflojamiento
y unos muelles de apriete en posición de reposo. Esto permite, por una parte, conseguir un buen apriete
entre la mordaza y el electrodo y, por otra, el aflojamiento para deslizar el electrodo sobre la mordaza
cuando es preciso alargar la columna de electrodos por desgaste.
En los últimos años se han desarrollado brazos portaelectrodos que no llevan los tubos conductores
sobre la estructura de los brazos. En su lugar los brazos están construidos con chapas de cobre que
forman la estructura y conducen la corriente eléctrica (Figura 4.5.6). Se han construido también brazos
de aluminio.
48
Figura 4.5.6. - Brazos portaelectrodos sin tubos conductores (MANNESMANN DEMAG).
Mecanismos de accionamiento.
Dentro de la parte mecánica del horno se precisan los siguientes mecanismos de accionamiento para:
- Basculación del horno en la plataforma,
- Apertura y cierre de la puerta de la cuba.
- Elevación y descenso y, en general, regulación de los electrodos
- Elevación y giro de bóveda para la carga del horno
- Apertura y cierre del orificio de colada por el fondo de la cuba,
- Enclavamiento de plataforma al girar la bóveda, de superestructura al bascular el horno, etc.
- Apriete y aflojamiento de mordazas con electrodos
Una gran parte de estos accionamientos se realiza con un grupo oleo-hidráulico general, situado en una
sala debajo o al lado de la del transformador principal, como el que se muestra en la figura 4.5.7. La
presión de trabajo es del orden de 100-180 bar y el fluido más frecuente es agua-glicol, cuyo manejo es
sencillo y no es inflamable. Todas las válvulas, bombas y filtros forman parte de la unidad central
mandadas eléctricamente desde los pupitres de control situados en los emplazamientos adecuados. El
accionamiento más importante es el de regulación de electrodos que puede ser también electromecánico.
Figura 4.5.7.-Grupo óleo-hidráulico de accionamiento (MANNESMANN DEMAG).
49
4.6.- Electrodos.
Constituyen el último elemento conductor de la corriente antes del arco, son de grafito obtenido por un
proceso bastante complejo y suministrados por unos pocos fabricantes mundiales, siendo muy escasas
las diferencias entre ellos en las características mecánicas y eléctricas. Los diámetros más utilizados en
hornos de 50 a 150 t de capacidad son: 500, 550 y 600 mm, pero se construyen también de 700 mm y,
ocasionalmente, de 800 mm.
La construcción de hornos de arco de corriente continua (C.C.) de mayor capacidad y potencia exigirá
una mayor utilización de electrodos de 800 mm de diámetro, capaces de conducir intensidades de C.C.
hasta de 150 kA. La longitud estándar es de 2400 mm.
Sus características más importantes son:
(A).- Densidad, de acuerdo con el proceso de fabricación puede variar entre 1550 y 1750 kg/m3.
(B).- Porosidad. De la misma forma varía entre 15 y 25 %.
(C).- Resistencia a la compresión. Variable entre 15 y 35 N/mm2.
(D).- Resistencia a la flexión. Variable entre 6 y 25 N/mm2.
(E).- Conductividad térmica. Interesa que sea elevada para extraer del interior el calor generado por
efecto Joule. A 30° C puede variar entre 120 y 300 W/mK. Para un valor base de 120 W/mK a
30°C se reduce a 50 W/mK a 1000°C y a 30 W/mK a 2000°C.
(F).- Resistividad eléctrica. Variable entre 4,5 y 12 µΩ.m. La resistencia eléctrica de contacto entre las
mordazas de cobre y los electrodos depende de la presión de apriete. Unos valores típicos serían:
Presión:
1 N/mm2
2 N/mm2
3 N/mm2
Resistencia:
2x10-3 Ω/cm2
1.35.x10-3
Ω /cm2
0.80x10-3
Ω/cm2
- 1
(G).- Coeficiente de expansión lineal. En dirección axial varía entre 0.5 y 2.5x10-6 K
en la gama de
. -6
-1
temperaturas de 20 a 200°C. En dirección radial de 1.8 a 3.5 10 K . A 1.000 °C se incrementa en 0,8 y
a 2.¡000°C en 1,6.10-6 K-1.
(H).- Calor específico. Es del orden de 0.9 kJ/kg.K y aumenta a 1.6 a 1.000°C y a 1.8 a 2.000°C.
(I).- Capacidad de corriente. Los valores señalados por un fabricante que pueden considerarse como
típicos son:
El consumo de electrodos, factor importante en el coste del proceso, se debe a:
1.- Oxidación en la superficie,
2.- Desgaste por el arco en la punta
3.- Roturas por fuerzas electromagnéticas
4.- Fallos y grietas en los extremos roscados
Es muy importante la unión entre electrodos por medio de los biconos roscados a los que se denomina
niples.
50
Los factores que intervienen directamente en el consumo de electrodos son:
(i).- Intensidad de la corriente eléctrica,
(ii).- Atmósfera oxidante en el interior del horno,
(iii).- Calidad y densidad de la chatarra de acero,
(iv).- Tiempo en que el electrodo está sometido a intensidad máxima
(v).- Tiempo desde una colada hasta la siguiente.
El consumo por oxidación superficial, que es apreciable a partir de 500 °C, se ha tratado de reducir con
recubrimientos de los electrodos y, últimamente, por refrigeración con duchas de agua. El desgaste por
el arco en las puntas se expresa por la fórmula empírica de Jordan:
Cda = 0.3
t
I 3 (kg / t )
p
(4.6.1)
donde:
Cda = Consumo de electrodos por desgaste en el arco en kg/t de acero,
I = intensidad de la corriente en kA,
t = Factor de tiempo a plena potencia/tiempo de colada a colada
p = Producción en t/h.
Suele suponer del orden del 50 por 100 de consumo total.
Las roturas por las fuerzas electromagnéticas se producen entre electrodos al paso de la corriente, que en
hornos con incorrecto funcionamiento pueden ser importantes.
La fuerza electromagnética F
expresión:
F = I1I 2
donde:
entre dos conductores paralelos (véase Figura 4.16) viene dada por la
µL
= KI1I 2
2π d
(4.6.2)
Il, I2 = Valores instantáneos de las intensidades que circulan por ambos conductores
µ = Permeabilidad magnética del vacío = 4π.10-7 H/m
L = longitud de los conductores,
d = Distancia entre conductores.
Figura 4.6.1.- Fuerzas electrodinámicas entre electrodos.
51
Para una disposición triangular de los electrodos, tomando como referencia la fase 2, resulta:
I1 = Isen (ω t - 120)
(4.6.3)
I 2 = Isen (ω t)
(4.6.4)
I3 = Isen (ω t + 120)
(4.6.5)
donde
I = Valor máximo de la intensidad,
ω = 2πf, siendo f la frecuencia de la corriente (50 Hz).
Las fuerzas sobre el electrodo 2 causadas por los electrodos 1 y 3 serán:
F21 = - kI2sen (ω t)sen (ω t- 120)
(4.6.5)
F23 = - kI2sen (ω t)sen (ω t + 120)
(4.6.6)
Las componentes de ambas fuerzas, sumadas vectorialmente, resultan:
Fx = k
3 2
I [1- cos (2ω t) ]
4
(4.6.7)
Fy = k
3 2
I sen (2ω t)
4
(4.6.8)
La fuerza resultante es como un vector F que gira a una frecuencia doble (100 Hz) y cuyo módulo es:
F = k
de valor máximo:
3 2
I sen (ω t)
2
FMAX = k
(4.6.9)
3 2
I
2
(4.6.10)
de valor medio en dirección x:
Fxm = k
de valor medio en dirección y:
3 2
I
4
(4.6.11)
Fym = 0
(4.6.12)
En la figura 4.6.2 se muestra la evolución de F en función del tiempo.
Para una variación sinusoidal de I, siendo Ief el valor eficaz:
Fxm = k
3 2
I
2 ef
(4.6.13)
52
Figura 4.6.2.- Variación con el tiempo de las fuerzas electrodinámicas.
El par de torsión en la unión del electrodo con la mordaza será:
T = Fxm
L
2
(4.6.14)
y la carga de trabajo por torsión:
L
T
2 = 16 Fxm L
σt =
=
2
Mr
D
π De2
π e
32
Fxm
donde:
(4.6.15)
Mr = momento resistente,
De = diámetro del electrodo.
Se aprecia que, para columnas de electrodos largas (a veces superiores a 5 m) y altas intensidades, la carga
de trabajo puede superar la resistencia del electrodo y producirse la rotura. Con arcos largos, que dan lugar
a intensidades más bajas, la carga de trabajo disminuye drásticamente. Eran frecuentes hace 20 años
valores del consumo de electrodos de 4-6 kg/t y se han reducido a 1.8-2.5 kg/t.
4.7.- Componentes mecánicos adicionales.
4.7.1. Generalidades.
La instalación del horno de arco con el equipo eléctrico y el equipo mecánico propio del horno se
completa en la mayoría de los casos con los siguientes equipos mecánicos adicionales:
1.- Quemadores y lanzas de oxígeno.
2.- Aspiración y depuración de humos que, a veces, lleva incorporado un equipo de precalentamiento de
chatarra.
3.- Cestas de carga y cucharas de colada.
Las lanzas de O 2 se han venido empleando en la fase final de la colada para descarburar el acero y, más
recientemente, para producir la escoria espumosa. Sin embargo, es cada vez más frecuente el empleo de
O2 a través de lanzas automáticas desde el comienzo de la fusión para producir la escoria espumosa y
generar energía, con objeto de quemar el carbón fino adicionado al horno y oxidar la chatarra de acero.
Asimismo, después de un análisis de costes operativos, es interesante en el momento actual el empleo de
quemadores O 2-gas natural, habiéndose empleado anteriormente O2-fuelóleo y, en algún caso, O2-carbón.
53
Todos los hornos de cierta importancia disponen hoy de un equipo de aspiración de humos por un cuarto
agujero en bóveda, que incluye la postcombustión del CO que salga del horno y la instalación de filtrado
o depuración de los humos. En determinadas circunstancias puede estar justificado un equipo de
precalentamiento de la chatarra que permite alcanzar una temperatura del orden de 500 °C, equivalente a
unos 70 kWh/t.
4.7.2.- Quemadores y lanzas de oxígeno.
En hornos modernos es frecuente la instalación de quemadores de gas natural o fuelóleo con O2 y lanzas
de inyección de O2. Los primeros se disponen normalmente en las paredes laterales, aunque pueden ir en
bóveda o en la puerta, y como lanzas de O2 se pueden utilizar los propios quemadores, pero es más
frecuente disponerlas a través de la puerta.
Los quemadores más frecuentes son para gas natural y se han utilizado también como combustibles
fuelóleo y carbón. La reacción de combustión, considerando el gas natural como CH4 es la siguiente:
1 Nm3 CH4 + 2 Nm3 O2 → 1 Nm3 CO2 + 2 Nm3 H2O + 10.3 kWh
El calor generado en la combustión pasa, en parte, a la carga por:
(a).- Convección forzada,
(b).- Radiación de la llama y de los humos
(c).- Conducción por oxidación de la chatarra y del C.
La primera se cuantifica por la expresión:
q =α S∆T
(W) q = a .S • A T W
(4.7.2.1)
donde:
α = coeficiente por convección en W/m2K. Interesa una velocidad elevada de los humos,
S = superficie de la carga. Interesa una combinación de chatarra que dé lugar a una gran superficie de
contacto,
∆T = diferencia de temperatura entre humos y carga. Será mayor al comienzo de la fusión con la
chatarra fría y convendrá emplear O2 como comburente en lugar de aire para obtener altas temperaturas de los humos (la temperatura teórica es de 2760 °C).
La segunda por radiación es también importante por la elevada temperatura de los humos, que influye
como la cuarta potencia de la temperatura absoluta (grados Kelvin), pero la emisividad de los
componentes de los humos CO2 y H2O es baja.
La tercera tiene menor importancia y no es recomendable ya que, para que se produzca la oxidación del
C y de la chatarra, debe operarse con exceso de oxígeno en los quemadores y esto puede dar lugar a un
mayor consumo de electrodos por oxidación superficial de los mismos.
El empleo de lanzas de O2 y quemadores tiene como objeto, además del puramente energético, provocar
la fusión de la chatarra que queda retrasa-a en las zonas frías (Figura 4.7.2.1).
54
Figura 4.7.2.1.- Zonas frías en horno de arco UAP con colada excéntrica por el fondo.
En la figura 4.7.2.2 se representa la situación de quemadores y lanzas de O2 típica de un horno de 70-100 t
de capacidad. En hornos mayores se emplean cuatro quemadores con potencias unitarias entre 2 y 5 MW.
Las lanzas se manipulan a distancia (Figura 4.7.2.3).
Figura 4.7.2.2.- Situación de quemadores y lanzas de O2.
Figura 4.7.2.3.- Disposición de lanzas de O2.
55
4.7.3.- Aspiración y depuración de humos.
Las normas y reglamentos son cada vez más rígidos en cuanto a la cantidad de humos y/o polvo que
puede emitirse al exterior y los hornos de arco de gran producción, provistos de quemadores y lanzas,
dan lugar a una enorme cantidad de humos que es preciso regular adecuadamente y depurarlos antes de
que salgan por la chimenea.
La recogida de humos puede realizarse en el lugar que se produce:
- la cuba del horno a través del cuarto agujero en bóveda
- la parte superior del horno durante la carga
- la parte inferior desplazada del horno durante la colada por el orificio excéntrico en el fondo
La instalación más simple es la de la figura 4.7.3.1 que consta de:
1.- Recogida de los humos calientes del horno por conductos refrigerados por agua que pasan a
2.- Un enfriador tubular de ventilación natural o forzada
3.- Una estación de filtrado de mangas con descarga de polvo extraído
4.- Un equipo de aspiración que conduce los humos a la chimenea.
Permite recoger y depurar el 90-95 % de los humos producidos en el horno de una forma simple y no
excesivamente costosa. Como alternativa a la depuración por filtro de mangas se podrían emplear torres
de lavado, que dan lugar a unos costes operativos muy elevados, o cámaras electrostáticas, que
requieren unas inversiones muy costosas.
Para una recogida prácticamente total de los humos producidos se puede colocar una campana en el
interior de la nave para las operaciones de carga del horno y colada de metal fundido (Figura 4.7.3.2).
Sin embargo, el caudal de humos puede ser seis-ocho superior al del equipo más simple anterior.
Aunque la concentración de polvo en los humos es mucho menor, el tamaño de la estación de filtrado es
enorme. Por otra parte, corrientes de aire en el interior de la nave pueden hacer que la recogida de
humos de la campana no sea todo lo completa que se desea. Los ventiladores pueden estar situados entre
la estación de filtrado y la chimenea o bien antes de la estación de filtrado (opera a presión), lo que puede
dar lugar a problemas de mantenimiento en los ventiladores.
Figura 4.7.3.1.- Sistema de recogida de humos por cuarto agujero en bóveda.
56
Figura 4.7.3.2.- Combinación de sistema de extración con filtros de mangas de succión
En los últimos años se han construido instalaciones en las que el horno queda en el interior de un recinto
que se abre (cuando el recinto es pequeño) para la carga con chatarra y la colada por el fondo (Figura
4.7.3.3). Encapsular el horno en el recinto, cuando tiene el tamaño suficiente para que entren las cestas de
carga y el carro porta-cuchara de colada, supone una recogida de, prácticamente, el total de los humos y
una insonorización muy apreciable del conjunto de la instalación.
Figura 4.7.3.3.- Sistema de recogida tema de humos con recinto para el horno.
Si el recinto está ajustado al tamaño del horno y debe abrirse para la carga y la colada, puede ser necesario
instalar una campana de recogida adicional, como el de la figura 4.7.3.2. En algún caso se ha combinado
el encapsulado del horno con un equipo de precalentamiento de la chatarra en las cestas de carga.
57
4.7.4.- Precalentadores de chatarra.
Han sido muchos los intentos de aprovechar la entalpía de los humos para precalentar la chatarra antes de
la carga en el horno, pero también muchos los fracasos habidos en el empeño. Se citan a continuación dos
tipos de instalaciones de las que se han construido bastantes unidades y que parece que resultan realmente
operativas.
La primera se muestra en la figura 4.7.4.1 y empezó a ofrecerse en 1979. El horno, equipado con
quemadores en las paredes laterales, dispone de cuarto agujero para recogida de los humos, que pasan a
una cámara de combustión de CO y otros elementos. Se consigue de este modo, mediante una entrada
regulada de aire de dilución, una temperatura de 600-1000 °C antes de la entrada en la estación de
precalentamiento, donde está depositada la cesta de carga con chatarra. Los humos enfriados a 200-300 °C
pasan a un enfriador y finalmente a la caseta de filtrado.
La información facilitada por el fabricante señala:
- una reducción del consumo de energía eléctrica de 30 kWh/t
- una reducción del tiempo de fusión de 5 minutos
- una ligera reducción del consumo de electrodos
Figura 4.7.4. 1.- Instalación de precalentamiento de chatarra y depuración de humos (NIKKO).
La segunda instalación (Figura 4.7.4.2) es más moderna y se dio a conocer en 1985. El horno está en el
interior de un amplio recinto donde se ha dispuesto la estación de precalentamiento y lo más novedoso es la
carga automática del horno desde la cámara de precalentamiento, que se desplaza a la posición de carga
sobre raíles. Se señalan:
- una reducción del consumo de energía eléctrica de 40 kWh/t
- una reducción del tiempo de fusión de 8 minutos,
- una disminución del consumo de electrodos de 0.5 kg/t
58
Figura 4.7.4.2.- Diagrama esquemático de la acería de Fujisawa (ISM-11/8
4.7.5.- Cestas de carga y cucharas de colada.
La cesta de carga de gajos ha quedado superada por la cesta de fondo en dos mitades con apertura total,
mandada desde la grúa de carga. Se muestra en la figuras 4.7.5.1.
(a)
(b)
Figura 4.7.5.1.-(a).- Conjunto esquemático de cesta de carga (ELECTROMELT)
(b).- Cesta de carga en posición abierta.
La cuchara de colada se ha convertido desde hace años en horno-cuchara, donde se realiza todo el proceso
de afino, dejando el horno de arco casi exclusivamente para la fusión.
Desde hace muchos años se realiza el afino en cuchara del acero procedente de los convertidores de
oxígeno en las acerías integrales. Para aumentar la producción en las miniacerías con hornos de arco se
pasó también a realizar el afino en la cuchara, dedicándose el horno de arco únicamente para la fusión del
acero. Con el empleo de quemadores oxi-gas y lanzas de oxígeno se ha conseguido realizar de forma
59
continuada fusiones en menos de 1 hora, dejando para la cuchara de afino un gran número de operaciones
(ajuste de temperatura y composición, desgasificado y eliminación/reducción de impurezas no metálicas,
etc.), que requieren un tiempo superior a 30 minutos y exigen un dispositivo de calentamiento para
mantener la temperatura y fundir las adiciones necesarias.
En la figura 4.7.5.2 se muestran los diversos tipos de cucharas utilizados para el afino de acero fundido
procedente de un horno de arco. Los tipos 1, 2a y 2b, no disponen de equipo de calentamiento y exigen que
la temperatura de colada del horno sea más elevada para tener en cuenta la pérdida de temperatura en la
cuchara y llegue a la colada continua a la temperatura correcta. Los tipos 3, 4a y 4b, disponen de
calentamiento por electrodos, como un horno de arco de C.A., aunque se ha realizado también con
quemadores oxi-gas y antorchas de plasma. El afino puede terminar con una fase al vacío (tipos 2a, 2b y
4b).
Figura 4.7.5.2.- Métodos de afino del acero en la cuchara.
Las ventajas resumidas de la instalación de un horno-cuchara son:
1.- Aumento de producción al separar la fusión y el afino en dos equipos
2.- Mayor rendimiento o mejor utilización de las ferroaleaciones
3.- Mejor regularidad de los procesos al operar con la escoria adecuada
4.- Mejor ajuste de la composición final con cierta independencia del acero en la cuchara.
Es muy importante que el acero en la cuchara llegue al equipo de afino prácticamente sin escoria, lo que se
realiza mucho mejor en hornos de arco provistos de colada excéntrica por el fondo que en hornos de
piquera. Tiene también importancia la forma de la vena de colada, siendo más favorable la vertical de
colada por el fondo.
Las operaciones o tareas que deben realizarse en el horno-cuchara son:
(i).- Desoxidar y mejorar la limpieza del acero, reduciendo las inclusiones no metálicas.
(ii).- Desulfurar, bien con adición de escoria sintética y agitación por gas inerte, bien por inyección de
agentes desulfurantes.
(iii).- Desgasificar en lo posible, aunque esto se realiza mejor al vacío. En algunos casos también
descarburar.
(iv).- Homogeneizar la composición mediante borboteo de argón.
(v).- Regular la temperatura final.
60
En la figura 4.7.5.3 se muestra esquemáticamente un horno de arco-cuchara con los principales
componentes de la instalación.
Figura 4.7.5.3.- Horno-cuchara.
Los brazos portaelectrodos son semejantes a los de un horno de arco convencional, pero presenta una forma
diferente la cubierta de la cuchara, normalmente refrigerada por agua (Figura 4.7.5.3).
Figura 4.7.5.3.- Tapa superior de horno-cuchara (MAM-GHH)
En la figura 4.7.5.4 se muestra una instalación de horno-cuchara de 85 t de capacidad con un transformador
de 12 MVA. Presenta la particularidad de que los tres electrodos con sus tubos portacorriente forman parte
de un único brazo (4) y una sola columna (6), lo que simplifica notablemente el sistema de regulación y,
asimismo, la tapa superior (3), que se dispone sobre la cuchara, opera con gas inerte según sistemas
patentados por MANNESMANN-DEMAG. Se muestran también los equipos para las adiciones y la lanza
de inyección.
61
Figura 4.7.5.4.- Disposición general de horno-cuchara de 85 t (MANNES- MANN DEMAG).
5.- Hornos de arco de corriente continua.
5.1.- Introducción.
En los dos últimos años el horno de arco de C.C. se ha implantado claramente en las acerías de nueva
instalación ya que presenta indudables ventajas respecto a los hornos de arco de C.A., que han dominado la
escena desde principios de siglo.
Las dos diferencias fundamentales, en el horno propiamente dicho, son:
1.- Se precisa únicamente un electrodo, que hace de cátodo, en lugar de los tres electrodos en C.A. Esto
simplifica mucho el sistema de cables secundarios, columnas, brazos portaelectrodos y la bóveda del
horno.
2.- La suela del horno, que hace de ánodo, debe ser conductora. Esto complica la construcción de la parte
inferior del horno y exige además unos conductores eléctricos importantes de conexión al transformador o
rectificador.
En la figura 5.1.1 se muestra el conjunto de un horno de arco de C.C.
62
Figura 5.1.1. Conjunto de horno de arco de C.C. (ABB).
Las principales ventajas del horno de C.C., respecto al equivalente en producción de C.A., son:
(i).- Reducción del consumo de electrodos que puede llegar al 50 %.
(ii).- Menor consumo de energía eléctrica y de refractarios.
(iii).- Menor nivel de ruido en el funcionamiento normal, exceptuados los primeros minutos con chatarra
sólida.
(iv).- Menor impacto sobre la línea de suministro, sobre todo en cuanto al flicker.
Muchas características constructivas son idénticas a las de los hornos de C.A. de gran capacidad y su
desarrollo ha sido posible por la disponibilidad de semiconductores de alta potencia y la resolución técnica
del ánodo en la solera de la cuba mediante redondos de acero refrigerados por agua en su parte inferior,
varillas metálicas dentro de la masa refractaria de la solera o materiales refractarios conductores de
magnesia- carbono.
En los últimos años se ha acometido la transformación a C.C. de hornos de arco de C.A., ya obsoletos por
potencia o características de funcionamiento.
5.2.- Equipo eléctrico.
Los componentes principales de un equipo eléctrico para horno de arco de C.C. son:
1.- Interruptor general de entrada.
2.- Transformador principal.
3.- Rectificador de corriente.
4.- Bobina de inducción de corriente continua.
5.- Equipo de control.
6.- Cables de alimentación en baja tensión.
Un esquema eléctrico típico se muestra en la figura 5.2.1.
63
Figura 5.2.1.- Esquema eléctrico típico de horno de arco de C.C. (ABB).
El equipo eléctrico debe cumplir una serie de exigencias, como consecuencia de las características de
funcionamiento de un horno de arco, tales como:
- Mantener lo más constante posible la intensidad de la corriente, lo que exige un equipo de regulación de
gran velocidad de respuesta (constante de tiempo muy reducida).
- Línea de suministro capaz de soportar los cortocircuitos que pueden presentarse en el horno durante la
primera parte de la fusión de la chatarra.
- Gran fiabilidad de los componentes que asegure unos tiempos de parada por mantenimiento mínimos.
Esto se aplica en especial a los tiristores del equipo de rectificación.
-Rendimiento elevado de todos los componentes eléctricos y, por tanto, del conjunto.
5.3.- Equipo mecánico.
Como se aprecia en la figura 5.1.1, que muestra la instalación completa de un horno de arco de C.C., se
distinguen dentro de la parte mecánica los mismos componentes principales que en un horno de arco de
C.A. Son los siguientes:
- Cuba completa, incluida la bóveda, con los cables conductores de retorno al transformador o al
rectificador desde la parte inferior de la solera.
- Plataforma y superestructura, con las vigas de suspensión de bóveda.
- Columna y brazo portaelectrodo (uno, en lugar de tres).
El aspecto de la cuba es idéntico al de un horno de C.A. en cuanto a paredes laterales y bóveda
refrigeradas por agua, aunque la construcción de la bóveda se simplifica notablemente al ser necesario,
además del orificio para extracción de humos, únicamente un orificio para el paso del electrodo. En
ocasiones se dispone un orificio pequeño para las adiciones. En la figura 5.3.1 se representa un conjunto
esquemático de la cuba con la agitación del baño producida por el arco,
64
Figura 5.3.1.- Cuba de horno de arco de C.C. (ABB).
La corriente eléctrica pasa por el arco del electrodo al baño y, a través del baño y de la suela, hasta la
calderería inferior, a la que se conectan debidamente los cables de conexión al transformador principal,
los cuales deben soportar la plena intensidad del secundario.
En la figura 5.3.2 se muestra la sección longitudinal de la parte mecánica de un horno de arco típico de
C.C. con orificio de colada excéntrica por la solera de la cuba. Asimismo, en la figura 5.3.3 se representan
la superestructura, el brazo portaelectrodo con la columna y la bóveda de la cuba con el mecanismo de
elevación.
Figura 5.3.2.- Sección longitudinal de la parte mecánica (CLECIM).
65
Figura 5.3.3.- Superestructura, brazo, columna y bóveda (CLECIM).
La solera de la cuba debe llevar instalado en su parte inferior el ánodo o polo positivo en contacto con el
acero y conectado a los cables que cierran el circuito de corriente continua con uno de los polos del
rectificador. Los tres fabricantes europeos antes citados han adoptado soluciones diferentes que se
describen a continuación:
CLECIM dispone uno o varios redondos de acero como se muestra en la figura 5.3.4. Su duración es
superior a 1300 coladas y su sustitución es sencilla. En funcionamiento normal la parte superior del
redondo está fundida y el nivel de la parte fundida se sitúa a 200-400 mm de la parte refrigerada por agua.
Por otra parte, al disponer 3-4 electrodos en solera se consigue un efecto de agitación del baño de gran
eficacia, equivalente al barboteo de gas inerte por la solera del horno en los hornos de C.A.
Figura 5.3.4.- Electrodo inferior para horno de C.C. (CLECIM).
66
MAN-GHH (horno tipo UNARC) adopta una solera de material refractario que lleva embebidas una serie
de varillas, como se muestra en la figura 5.3.5. En este sistema patentado, las varillas están unidas a una
placa inferior haciéndose pasar aire de refrigeración por el espacio entre la placa inferior y la placa superior
que soporta el refractario de la solera. Se puede estimar el desgaste de la solera y las varillas mediante el
seguimiento de la temperatura en el extremo inferior de las mismas.
Figura 5.3.5. Solera conductora de varillas (MAN-GHH).
- ABB ha patentado una suela conductora a base de ladrillos normales de magnesia-carbono (Figura 5.3.6)
que cumplen los tres requisitos de la solera:
- Resistencia eléctrica baja para reducir las pérdidas eléctricas.
- Conductividad térmica baja para reducir las pérdidas de calor.
- Refractariedad elevada para conseguir una larga duración.
La figura 5.3.7 muestra la caída de temperatura en el refractario de suela para diferentes intensidades
específicas de la corriente eléctrica que atraviesa la solera.
El fondo o solera de la cuba es conductora de la corriente eléctrica, por lo que está aislada del resto de la
cuba, tal como se muestra en la figura 5.3.6, por medio de un anillo en forma de U colocado a un nivel
superior al del fondo, de modo que no pueda afectarle la posible penetración de plomo fundido que se
depositaría en el fondo del casquete esférico.
Dicho fondo es de acero resistente a temperatura, cuyo lado interior está recubierto por una placa de cobre
atornillada al fondo y a la que se conectan las trenzas de cobre que atraviesan el fondo y que se unen a los
cables flexibles adecuados. Estos cables flexibles van conectados, finalmente, a las barras colectoras que se
disponen debajo del horno.
Es también muy importante que la resistencia eléctrica del material refractario sea baja a temperaturas
reducidas, con objeto de asegurar un arranque del horno en frío sin problemas. Señala dicho fabricante,
para una cuba de 5 m de diámetro, una resistencia de 0,15 mΩ que, para una intensidad de 40 kA, da lugar
a una caída de tensión de 6 V y unas pérdidas de 240 kW.
67
Figura 5.3.6.- Solera de la cuba con cables de conexión (ABB).
Figura 5. 3.7. - Distribución de la temperatura en una solera conductora (ABB).
La figura 5.3.8 representa una solera refractaria conductora, seccionada por el plano del orificio de
colada excéntrico por el fondo. La experiencia adquirida a partir de 1991 permite asegurar que se pueden
obtener, sin problemas, duraciones del revestimiento de suela de varios miles de coladas y que el arranque
en frío se realiza sin dificultad, sin tener que utilizar masivamente los quemadores oxi-gas. Basta con
cargar adecuadamente el horno con la primera cesta, de modo que el arco pase fácilmente a través de la
chatarra.
Figura 5. 3.7. - Disposición de solera con orificio de colada excéntrico (ABB).
68
5.4.- Comparación entre hornos de arco de C.A. y C.C.
El horno de arco de C.A. lleva más de 90 años de continuo desarrollo, mientras que el de C.C. está en los
primeros años de funcionamiento industrial. Desde un punto de vista teórico, el horno de C.C. presenta
indudables ventajas, siempre que estén resueltos satisfactoriamente el equipo de rectificación y la solera
conductora de la cuba.
Consumo de electrodos.
Es claramente la principal ventaja de los hornos de C.C, pues puede suponer un ahorro del 50 por 100. El
consumo de electrodos se produce, básicamente:
1.- En la punta, por sublimación y desgaste térmico, proporcional al cuadrado de la intensidad. Puede ser el
50 % del total.
2.- Lateralmente, por oxidación, proporcional a la superficie (diámetro) y a la temperatura (método
operativo empleado). Se estima en un 40 % del total.
3.- Por roturas, dependiente del número de electrodos. Supone el 10 % del total.
Consumo de energía eléctrica.
A pesar de los equipos eléctricos suplementarios, rectificador de corriente y bobinas de inducción, se
considera que el horno de C.C. puede conseguir, a igualdad de otras condiciones (quemadores oxigas,
lanzas de O2, afino en horno-cuchara, etc.), una reducción en el consumo eléctrico del 5 %.
Es debida a la agitación producida en el baño por el arco de C.C., lo que supone una repartición más
regular de la energía en el baño y a una transmisión más eficaz de la energía del arco eléctrico sobre la
carga.
Consumo de refractario.
Por disponer únicamente de un electrodo en C.C., la separación a las paredes laterales es mayor, lo que
debe traducirse en un consumo de refractario ligeramente menor, pero habría que tener en cuenta el
comportamiento de la suela.
El índice de consumo de refractario (IR) se define en corriente alterna por la expresión:
IRCA =
Pa (U a − 35 )
d2
(5.4.1)
donde:
IR = Índice de refractario (kW.V/cm2),
P a = Potencia activa en kW de uno de los electrodos,
U a = Tensión en el arco. Se ha reducido en 35 V como diferencia entre ánodo y cátodo,
d = Distancia en centímetros desde la superficie del electrodo a la pared del horno.
En C.A. el arco se desplaza hacia las paredes, por lo que la radiación del arco es mayor que en C.C., en que
el arco es vertical entre electrodo y baño.
Para un horno de C.C. se considera que, por distribuirse el efecto del arco uniformemente sobre la periferia
de las paredes, debe introducirse en la expresión (1.1) un factor comprendido entre 0,2 y 0,3.
Un horno de C.A. de 70 t de capacidad y 60 MVA de potencia tendría un IR = 200, lo que exige paneles
refrigerados por agua y escoria espumosa. El horno equivalente en C.C. tendría un IR < 100, lo que debe
conducir a un menor consumo de refractario.
69
6.- Funcionamiento de los hornos de arco de fusion de acero.
6.1.-Generalidades.
El funcionamiento del horno de arco se ha modificado sensiblemente en los últimos cuarenta años, aunque el
principio básico se mantiene idéntico. Siguen distinguiéndose claramente dos fases en su funcionamiento: la
fusión inicial de la carga y el posterior afino. La primera se realiza a plena potencia y se complementa con
energía auxiliar procedente de los quemadores oxigas, instalados en las paredes laterales, y de las lanzas de
O2 que oxidan la chatarra y los electrodos y queman los combustibles que pudiera contener la carga, siendo
todas estas operaciones reacciones exotérmicas.
La fase de afino se realiza a continuación, aunque en los últimos años se procura ganar tiempo comenzando
el afino en la última parte de la fusión, y se traslada la mayor parte del afino y los ajustes de composición y
temperatura al horno de afino-cuchara.
En algunas instalaciones de horno de arco se dispone de un precalentador de chatarra que utiliza la energía
calorífica de los humos procedentes del horno, lo que supone una nueva reducción del tiempo de fusión. Se
tiende en los últimos años a instalar en el fondo de la cuba tapones porosos de inyección de gases que
facilitan el afino, mejoran la uniformidad de temperatura y composición del acero fundido y pueden suponer
un aporte adicional de energía.
En la figura 6.1.1 se muestra esquemáticamente la comparación entre hornos de arco que pueden considerarse
típicos de los años 1970 y 1990. En 1970 el horno llevaba material refractario en suela, paredes y bóveda,
toda la energía era prácticamente eléctrica, suministrada por los arcos entre electrodos y baño de acero
fundido, la colada se realizaba por la piquera exterior, se inyectaba O2 para el afino y, en el caso de aceros
especiales, se disponía, en ocasiones, una bobina de agitación electromagnética debajo del fondo de la cuba.
Un horno de arco de 1990 dispone de un transformador de mayor potencia específica en kVA/t de acero, las
tensiones secundarias son más elevadas (arcos más largos), lo que supone intensidades doblemente menores
por operar con un factor de potencia mayor y, por tanto, con unas pérdidas eléctricas en el circuito secundario
notablemente inferiores. Esto ha sido posible por la técnica de la escoria espumosa, obtenida por inyección de
O2 y carbón, y la utilización de paneles refrigerados por agua en paredes y bóveda. Además, se realiza
actualmente un aporte adicional de energía con quemadores oxi-gas, un empleo masivo de O2 a través de
lanzas con mando a distancia y, en algunos casos, una inyección de gases (Ar, N2, O2 y gas natural) por el
fondo del horno que, no sólo facilitan las operaciones de afino, sino que pueden suponer una considerable
aportación de energía.
70
Figura 6.1.1.- Comparación de diseños de hornos de arco 1970 y 1990.
En 1970 un horno de arco de alta potencia era capaz de conseguir coladas cada 2,5 horas o cada tres horas, si
producía únicamente aceros aleados. En 1990 un horno de arco de tecnología punta es capaz de producir
aceros finos, de especificaciones probablemente más estrictas que un acero aleado de 1970, en un tiempo
total de colada de una hora, realizándose la mayor parte del afino y ajuste de temperatura y composición en
un horno de arco-cuchara que opera en línea con el horno de fusión. También la capacidad media de los
hornos ha aumentado de 60-70 t en 1970 a 120-140 t en 1990.
La figura 6.2 representa la reducción de los tiempos de proceso que se ha conseguido desde 1960 en los
hornos de arco con el consiguiente aumento de producción unitaria. Las tecnologías aportadas para
conseguir esta drástica reducción en los tiempos de proceso han sido las siguientes:
(i).- Revisión del refractario y cambio de electrodos: de 15 a 4 minutos, por menor superficie de refractario
y equipo robotizado de cambio de electrodos.
(ii).- Carga de varias cestas: de 8 a 3 minutos, mediante aperturas rápidas de bóveda y mejor coordinación
entre horno de arco y parque de chatarra.
(iii).- Tiempo de fusión: de 107 a 41 minutos, por mayor potencia específica (kVA/t), mayor factor de
potencia y, consiguientemente, mejor rendimiento eléctrico, así como aportación de energía adicional
con quemadores oxi-gas y lanzas de O2 y C. El empleo de escoria espumosa supone también un mayor
rendimiento térmico al reducir fuertemente las pérdidas por radiación del arco. En ocasiones, se complementa el
horno con un precalentador de cuchara.
(iv).- Tiempo de afino: de 45 a 8 minutos, al iniciarse el afino al final de la fusión de la carga y traspasar la mayor parte
del afino al horno-cuchara.
(v).- Tiempo de colada: de 5 a 4 minutos, por la colada excéntrica por el fondo que requiere un menor ángulo de
vuelco.
Figura 6.1.2.- Evolución de los tiempos de proceso.
71
6.2.- Diagramas de funcionamiento.
En la figura 6.2.1 se muestran los puntos de funcionamiento correspondientes a un horno de arco de 50 t de capacidad y
30 MVA de potencia del transformador en el que se realiza el afino completo después de la fusión de la chatarra.
El punto (1) corresponde al comienzo de la fusión con el horno recién cargado de chatarra, en el que los electrodos
perforan la carga y forman los pozos de fusión iniciales. Dura de 3 a 5 minutos y, a veces, se realiza en dos escalones
de tensión. El punto (2) es el correspondiente a plena potencia y plena tensión a las que se realiza la fusión
prácticamente completa de la chatarra. Al final de la fusión se pasa a puntos de potencia reducida (3), (4) y
(5). Finalmente, durante el período de afino, que requería en el horno un tiempo de 30-40 minutos, con la
actuación de una escoria oxidante, el desescoriado y la preparación de una escoria reductora, se operaba en
los puntos de funcionamiento (6) y (7), manteniendo a temperatura en el punto (8) hasta la colada.
Actualmente, si se dispone de horno-cuchara, se opera la mayor parte del tiempo a plena potencia eléctrica
en el punto (2), teniendo en cuenta las energías de aportación adicionales (quemadores oxi-fuel u oxi-gas y
lanzas de O2-C
Figura 6.2.1.- Diagrama de círculo. Puntos de funcionamiento.
Es más frecuente el empleo de gráficos con el tiempo en minutos en abscisas y la potencia en ordenadas,
añadiendo frecuentemente datos sobre el funcionamiento de las lanzas de 02 y los quemadores oxi-gas. En
la figura 6.2.2 se muestra un diagrama de alimentación eléctrica, indicando la potencia en el secundario, la
tensión y la intensidad. Los puntos y tiempos de funcionamiento son los siguientes:
(i).- Período de perforación inicial de la chatarra en ambas cestas, a tensión y potencias reducidas (510 V,
40 kA, 27 MW, cosФ~ 0.76), durante un tiempo de 3-4 minutos.
(ii).- Período de fusión con el arco envuelto por la chatarra, a plena tensión y potencia (610 V, 42 kA, 37
MW, cosФ~ 0.83) durante un tiempo de 21-23 minutos.
(iii).- Período final de fusión y recalentamiento con el arco descubierto, radiando a paredes laterales y
bóveda (arco corto), tensión reducida, plena utilización del transformador pero menor potencia (560
V, 45 kA, 34 MW, cosФ~0.78), durante un tiempo de 5 minutos
72
Figura 6.2.2.- Diagrama de energía eléctrica para horno de arco de 70 ty 45 kVA con dos cestas de
carga.
Se aprecia que el tiempo total del proceso, incluyendo la colada, preparación de la suela y carga de la
primera cesta, es de 100 minutos, lo que supone una producción de:
(70x60)/100 = 42 t/h
La utilización de lanzas de O2 para formar la escoria espumosa con carbón ha modificado favorablemente
dichos diagramas al permitir aplicar la plena potencia eléctrica durante la casi totalidad de la fusión y la
fase del afino previo que se realiza en el horno de arco. Es frecuente añadir los datos de funcionamiento de
los quemadores oxi-gas, que operan a plena potencia durante la primera mitad de la fusión de la chatarra en
cada cesta.
6.3.- Balances energéticos.
6.3.1.- Introducción.
En un horno de arco se establece sencillamente el balance entre las energías aportadas y las energías
consumidas. Para un horno que disponga de:
(i).- Lanzas de O2 para la oxidación de algunos componentes de la chatarra, la formación de la escoria
espumosa y la primera fase del proceso de afino,
(ii).- Quemadores oxi-gas (podrían ser oxi-fuelóleo) para la primera parte de la fusión de acero y
(iii).- Aportación de recarburantes y componentes de la escoria por 5° agujero en bóveda
es válido el esquema de la figura 6.3.1.1 donde se señalan los componentes de la energía aportada:
1.- Energía eléctrica a través de los electrodos.
2.- Combustión en los quemadores adicionales.
3.- Reacciones de oxidación o combustión de componentes del acero líquido y de la chatarra.
4.- Reacciones químicas exotérmicas en la formación de la escoria, por los recarburantes introducidos con
la carga o inyectados.
5.- Energía generada por el peso de electrodos consumido en el proceso, que procede de la sublimación en
el arco, la oxidación de la superficie lateral y las roturas en el interior del horno.
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Los componentes de la energía consumida son:
(a).- Fusión y sobrecalentamiento del acero.
(b).- Fusión y sobrecalentamiento de la escoria.
(c).- Pérdidas térmicas por el agua de refrigeración de paredes, bóveda, puerta, etc.
(d).- Pérdidas térmicas: por los refractarios de suela y paredes hasta los paneles refrigerados por agua, por
el refractario central de la bóveda, por aperturas de bóveda para la introducción de las cestas de carga,
etc.
(e).- Pérdidas eléctricas en todos los componentes del equipo eléctrico del horno desde la subestación hasta
los electrodos.
(f).- Pérdidas de calor o entalpía de los humos que salen del horno por el 4° agujero en bóveda y son
conducidos al equipo de depuración.
En los hornos de arco provistos de un equipo de precalentamiento de chatarra se recupera una parte del
calor de los humos (f) que pasaría a formar parte de las energías aportadas.
Figura 6.3.1.1.- Componentes del balance energético.
Según el principio de conservación de la energía, debe establecerse la igualdad entre las energías aportadas
y las energías consumidas. Sin embargo, por ser el proceso en el horno de arco esencialmente intermitente,
algunos componentes son directamente proporcionales a los pesos utilizados de chatarra, de acero obtenido
y de escoria, mientras que otros componentes son de valor horario, bastante constante, y en el balance
energético entrarán con dicho valor horario multiplicado por el tiempo que dure el proceso desde el inicio
de la carga hasta el final de la colada (pérdidas térmicas y eléctricas, energía eléctrica consumida a partir de
la potencia media demandada, etc.).
Se podría establecer un balance energético por la expresión:
Pmηeτ + Eg = Ea + Ee + Ppτ + Eh
(6.3.1. 1)
donde:
Pm = Potencia eléctrica media consumida a la entrada de la subestación propia del horno en k W ,
η e = Rendimiento del equipo eléctrico completo hasta la punta de los electrodos,
τ = Tiempo del proceso en horas
E g = Energía generada por reacciones químicas exotérmicas, oxidación de componentes, consumo de
electrodos, precalentamiento de la carga, si existe, etc.,
Ea = Energía absorbida por el acero líquido,
74
Ee = Energía absorbida por la escoria,
Pp = Potencia de pérdidas térmicas por los refractarios, la refrigeración por agua, las aperturas de bóveda,
etc.
Eh = Energía o entalpía de los humos a la salida del horno.
Despejando τ en la expresión (6.3.1.1) se obtiene:
τ=
Ea + Ee + Eh − Eg
Pmηe − Pp
( h)
(6.3.1. 2)
La máxima producción en un horno, operando con una capacidad de carga constante, se obtendrá para el
mínimo valor de i (tiempo del proceso de colar a colar en h).
El consumo eléctrico específico del horno, para una carga A 1 de acero líquido obtenido en el horno en cada
colada, será:
Ce =
Pmτ Pm Ea + Ee + Eh − Eg
=
A1
A1
Pmηe − Pp
(kWh / t )
(6.3.1. 3)
En la figura 6.3.1.2 se muestran los valores de τ y Ce en función de la intensidad del circuito secundario. Se
aprecia que la máxima producción se alcanza para un tiempo de fusión de 42 minutos y un consumo eléctrico
de 410 kWh/t, con una intensidad en el secundario de 63 kA, mientras que el mínimo consumo eléctrico es de
382 kWh/t para una intensidad de 40 kA y un tiempo de fusión de 54 minutos. Realmente, más que el
mínimo consumo eléctrico, interesa el mínimo coste de fusión, teniendo en cuenta los demás componentes
del coste (consumo de electrodos, de oxígeno, de gas natural, de recarburantes, etc.), incluyendo el precio de
la chatarra, de acuerdo con la calidad o porcentaje de acero resultante.
En todo lo que antecede se ha supuesto que el horno de arco realiza coladas continuadas durante el día y la
semana, pero, en la práctica, el usuario debe tener muy en cuenta el diferente coste de la energía eléctrica en
horas punta, llanas y valle por lo que es frecuente parar bastantes horas al día y operar continuamente durante
el fin de semana.
.
Figura 6.3.1. 2.- Consumo eléctrico y tiempo para horno de 100 t.
El horno está sometido, de este modo, a unos ciclos de enfriamiento y calentamiento diarios que pueden
modificar sensiblemente el balance energético y los costes operativos.
75
6.3.2.- Quemadores auxiliares.
Se utilizan quemadores de combustible (gas natural, si está disponible, o fuelóleo, en caso contrario) con
oxigeno como comburente. Las llamas a muy alta temperatura (para el gas natural en combustión
estequiométrica la temperatura adiabática de la llama es del orden de 2600 °C) calientan y llegan a fundir la
chatarra. La transmisión de calor se realiza por radiación de la llama y convección forzada de los humos.
Ambas son mayores a menor temperatura de la carga y proporcionales a la superficie de intercambio térmico.
Por ello, los quemadores se utilizan exclusivamente en la primera mitad de la fusión de la chatarra en cada cesta
de carga.
En hornos de alta potencia (más de 600-700 kVA/t), además de la aportación adicional de energía, los
quemadores oxi-gas se utilizan para la fusión de chatarra en las zonas frías de la cuba que quedan al final de la
fusión (Ver figura 4.7.2.1), para lo que se disponen los quemadores en la cuba como se muestra en la figura
4.7.2.2.
El número de quemadores varía entre tres y ocho, según el diseño y tamaño del horno, se sitúan a 500-600 mm
por encima del nivel del baño con un ángulo de inclinación de 15-25° y su potencia unitaria es de 2 a 4 MW.
Se puede operar con exceso de O2 en la combustión lo que supone una aportación adicional al O2 de las
lanzas, pero esto puede suponer una oxidación excesiva de los electrodos por la superficie exterior. Los
quemadores oxi-gas pueden dar lugar a:
- Salidas de llamas imprevistas por las aberturas del horno motivadas por la posición relativa de la chatarra,
- Llamas bloqueadas por chatarra pesada y
- Aumento del nivel de ruido en la plataforma del horno.
6.3.3.- Lanzas de inyección de O2.
En los hornos de baja potencia específica se puede aumentar sensiblemente la producción mediante lanzas
de inyección de O2, que aportan una importante energía adicional por la oxidación de determinados
componentes de la chatarra y del acero fundido (Fe, C, Si, Mn, P, principalmente) y del grafito de los
electrodos, además de la aportada por los posibles quemadores oxi-gas instalados.
En los hornos de alta potencia se precisa la utilización de lanzas de O2 para evitar la formación de zonas
frías con chatarra sin fundir en las paredes laterales, enfrente de los electrodos y en la parte excéntrica de la
cuba. Cuanto mayor sea la potencia específica del horno y menor, consiguientemente, el tiempo de fusión,
mayor es el caudal de oxígeno empleado para eliminar las zonas frías indicadas (Ver figura 4.7.2.1).
Los dos tipos de lanzas utilizados son:
(i).- Refrigerada por agua, adecuada para la descarburación del baño, pero que no es práctica para la fusión
de chatarra
(ii).- Lanza consumible, que se sumerge en la escoria o en el baño líquido. Se puede utilizar a lo largo de
todo el proceso y es más frecuente, actualmente, que la anterior por su facilidad de mando a distancia.
En la figura 6.3.3.1 se muestra el efecto de la inyección de O2 por lanzas que oxidan la chatarra (reacción
exotérmica) y forman con carbón una escoria espumosa que cubre los arcos entre electrodos y baño y evita
gran parte de la radiación térmica, aumentando al 90 por 100 la energía eléctrica que pasa al baño, desde un
40 por 100 de un horno de arco antiguo que no opere con escoria espumosa.
El O2 inyectado oxida la chatarra, el carbón introducido con la chatarra, los electrodos y, finalmente,
durante el afino, reduce el contenido de Si, Mn y C del acero. Las reacciones correspondientes y las
energías desprendidas son:
76
Fe + 0.5O2
= FeO + 4.6 MJ/kg Fe
(23 MJ/Nm3 O 2 )
C + 0,5 O 2
= CO +
(10 MJ/Nm3 O 2 )
C + O2
= CO 2 + 31 MJ/kg C
9.2 MJ/kg C
(16,5 MJ/Nm3 O 2 )
Cacero + 0.5O 2 = CO + 11.3 MJ/kg C
(12,1 MJ/Nm3 O2 )
Si +O 2
= SiO2 + 23 MJ/kg Si
(28,8 MJ/Nm3 O 2 )
Mn + O 2
= MnO2 + 6,9 MJ/kg Mn
(17 MJ/Nm3 O 2 )
Los óxidos de Fe, Si y Mn pasan a la escoria, mientras que el CO y el CO2 pasan a los humos. La escoria
espumosa se forma al reducirse el FeO con carbón según la reacción:
FeO + C = Fe + CO – 3.9 MJ/kg Fe
mediante el CO que burbujea a través de la escoria.
Figura 6.3.3.1.- Ventajas de la utilización de lanzas de O2 y escoria espumosa.
Las aportaciones energéticas correspondientes son:
Aportación energética
kWh/t
Oxidación de la chatarra
(10 % chatarra contiene 2 % aceite, que queman como si fuera carbón)
Oxidación del carbón introducido
(8 -15 kg carbón por t acero líquido)
Oxidación de los electrodos
(2-4 kg carbón por t acero líquido)
Oxidación del Si, Mn y C del acero
0.25 % Si
Paso de 0.75 % a 0.1 % de Mn
Reducción del 0.2 % de C
20
5
20-38
5-10
16
12.5
6.3
34.8
<1
Calor de reacción entre los óxidos y la cal
(Las reacciones entre los óxidos anteriores (FeO, SiO y MnO2) con la cal, para formar
la escoria, son exotérmicas
TOTAL
85-108
77
El consumo de O2 correspondiente es:
Consumo de O2
Oxidación del Fe de la chatarra
Oxidación de los aceites de la carga
Oxidación del carbón de la carga
Oxidación de los electrodos
Oxidación del Si
Oxidación del Mn
Oxidación del C del acero
TOTAL
3
Nm O2/t
3.1
1.9
7.5-14
1.9-3.7
2
2.7
1.9
21-29.3
Ello supone una energía específica de aportación por las lanzas de O2 de
85 − 108
= 3.7 − 4 kWh / Nm3 de O2 por las lanzas
21 − 29.3
Es inferior a la aportada por los quemadores oxi-gas (del orden de 5 kWh/Nm3 de O2), pero presenta indudables
ventajas:
- Las lanzas de O2 se pueden aplicar durante, prácticamente, todo el proceso.
- Permite obtener la escoria espumosa, lo que, como ya se ha indicado, protege las paredes y bóveda de la
radiación directa del arco, aumentando sensiblemente la transmisión de la energía eléctrica en el arco al baño de
acero fundido.
- Permite realizar la primera parte del afino en el horno (reducción del P) con escoria ácida rica en FeO, incluso
durante el final de la fusión, dejando la segunda parte del afino, con escoria básica sintética, para el hornocuchara.
6.3.4.- Fusión y recalentamiento del acero.
La energía requerida para fundir y recalentar el acero depende de su composición. Para el hierro puro (o
acero de bajo contenido de carbono) se puede tomar:
- Entalpía a 1530°C (sólido): 295 kWh/t.
- Calor de fusión a 1530°C: 69 kWh/t.
- Calor requerido para recalentar 100 °C: 22 kWh/t.
Es frecuente en hornos de arco considerar 370 kWh/t la energía requerida hasta la fusión del acero y un
aumento de 30 kWh/t para el recalentamiento.
Para una temperatura de colada de 1650°C resulta una entalpía total de
295 + 69 + 22
120
= 390 kWh / t
100
78
6.3.5.- Fusión y recalentamiento de la escoria.
La energía requerida (referida a una tonelada de acero) depende de la composición, la temperatura y la
proporción en peso de la escoria al acero líquido. Se encuentran cifras desde 60 hasta 100 kg de escoria por
tonelada de acero.
Se puede tomar un valor medio de 2050 MJ/t hasta la temperatura del baño de 1550 °C. Referido a una
tonelada de acero líquido para 100 kg de escoria/t supone:
2050
100
= 57 kWh / t
1000 x3600
6.3.6.- Calor perdido por los humos.
Para controlar la emisión de humos del horno de arco se recurre normalmente a mantener en su interior una
ligera depresión. Es muy importante limitar al mínimo esta depresión para reducir el caudal de humos que
debe pasar por el 4.° agujero en bóveda y el equipo general de aspiración y depuración, lo que da lugar a
las consiguientes pérdidas de calor por los humos. Los puntos de infiltración de aire son:
- La puerta de desescoriar.
- Las aberturas en quemadores, lanzas, entrada de adiciones, etc.
- Las holguras entre electrodos y bóveda y entre bóveda y cuba.
En la cantidad de humos producidos influyen fundamentalmente:
- La potencia y capacidad del horno.
- El peso y composición de la chatarra en la que se tendrá en cuenta especialmente el contenido de aceite y
otros combustibles.
- El proceso que se siga, separando el calentamiento previo de la carga, la fusión inicial con quemadores
oxi-gas, la fusión final con lanzas de O2 y el afino.
- La infiltración de aire exterior debida a la depresión en el horno, que se regula por el sistema de
aspiración y depuración de humos.
- La inyección de carbón.
La máxima cantidad de humos se produce en los primeros minutos de la fusión por la combustión de
componentes de la carga y durante el afino, caudal máximo que determina las dimensiones del 4.° agujero
en la bóveda. Una parte del caudal de humos y, por tanto, de las pérdidas de calor es proporcional a la
producción, pero otra parte es más proporcional al tiempo, sobre todo durante el período de afino y los de
carga y colada.
En contra de lo que se piensa frecuentemente, el caudal de humos producidos por los quemadores oxi-gas a
plena potencia es reducido en comparación con los anteriores. Es más importante el caudal de humos
producido por las lanzas de O2 al descarburar o quemar el carbón, según la reacción:
C + 0.5O2 = CO
Los datos y pérdidas correspondientes a un horno de 120 t con un ciclo de proceso de 1.5 h y una
producción de 80 t/h se dan en la tabla 6.3.6.1.
79
Tabla 6.3.6.1.- Datos y pérdidas correspondientes a un horno de 120 t con un ciclo de proceso de 1.5 h y
una producción de 80 t/h
Supone un consumo específico de
14.200/120 = 118 kWh/t
En la bibliografía se encontrarán valores entre 93 y 158 kWh/t. Actualmente se tiende a operar con presión
prácticamente la atmosférica y se encuentran en catálogos valores tan reducidos como 72 kWh/t.
6.3.7.- Pérdidas por el agua de refrigeración.
Los hornos de alta potencia específica (>600 kVA/t), que dispongan de quemadores oxi-gas y utilizan
masivamente lanzas de O2, requieren que las paredes laterales y la bóveda estén fuertemente refrigeradas
por agua. En hornos de menor potencia específica, sin quemadores oxi-gas, puede estar económicamente
justificado el empleo de paredes y bóveda refrigerados por agua para conseguir una mayor producción al
trabajar en campañas de trabajo de varios meses y evitar la reparación masiva de las paredes antiguas de
refractario cada 150 coladas, por ejemplo.
Se han utilizado elementos refrigerados de muy variados diseños, pero el que más se utiliza actualmente
emplea, como base constructiva, tubos de acero estirado sin soldadura en cuyo interior se disponen
redondos o medios tubos sobre los que se proyecta material refractario o bien quedan protegidos por la
escoria. Recientemente se han ensayado paneles y bóveda refrigerados por ducha de agua en circuito
abierto con muy buenos resultados.
A lo largo del proceso de una colada las pérdidas térmicas por el agua de refrigeración varían
considerablemente, pudiendo distinguirse las siguientes fases en un horno de arco de gran productividad
con afino en horno-cuchara:
1.- Reparación de la solera y línea de escorias y carga de la primera cesta (4-5 minutos). Las paredes y la
bóveda reciben la radiación directa de la solera.
2.- Fusión de la l.a cesta (18-20 minutos). Inicialmente las paredes y la bóveda están protegidas por la
chatarra fría, aunque pueden estar afectadas por los quemadores oxi-gas. Al final de la fusión la radiación sobre paredes y bóveda procede del baño fundido y del arco (éste a muy elevada temperatura).
3.- Carga de la 2.a cesta (2-3 minutos). Radiación del baño sobre las paredes y de la bóveda sobre el
exterior.
4.- Fusión de la 2.a cesta (14-15 minutos). Comportamiento similar al del párrafo 2.
5.- Carga de la 3.a cesta (como en 3).
6.- Fusión de la 3.a cesta (10-11 minutos). Comportamiento similar al del párrafo 2.
7.- Afino previo, iniciado durante la fase 6, que termina en otros 8-10 minutos. Con la escoria espumosa
preparada la radiación sobre las paredes y la bóveda procede de la superficie de la escoria a temperatura
muy inferior a la del arco.
Es complejo el cálculo de las pérdidas por radiación a los paneles refrigerados por agua, por lo que se
prefiere en instalaciones existentes medir los caudales de agua y la elevación de temperatura del agua. En
nuevos hornos es razonable calcular simplemente las pérdidas por comparación de superficies y tiempos.
80
De un horno existente se tiene la siguiente información:
- Diámetro de cuba: 6400 mm.
- Capacidad nominal: 140 t.
- Potencia del transformador: 75 MVA + 20 por 100 (1,5 h).
- Superficie de paredes refrigeradas: 30 m2 (60 por 100 del total).
- Caudal de agua: 300 m3/h.
- Superficie de bóveda refrigerada: 22.7 m2 (70 por 100 del total).
- Caudal de agua: 250 m3/h.
- Elevación media de temperatura del agua: 12 °C.
Resultan unas pérdidas de calor de:
(300 + 250)
m3
kg
kJ 1 kWh
1000 3 4.18
= 7670 kW
h
kg .º C 3600 J
m
Para un proceso de una duración de 1.4 h (producción 140/1.4 = 100 t/h) resulta un consumo específico de
(7670/100) ~77 kWh/t
6.3.8.- Pérdidas térmicas y eléctricas.
Las pérdidas térmicas se deben a:
1.- Pérdidas por conducción a través del revestimiento de la solera y del refractario en el centro de la
bóveda, que pasan al ambiente por convección y radiación,
2.- Pérdidas por apertura de bóveda, durante la carga de la chatarra en cestas
3.- Pérdidas por radiación a través de la puerta durante el desescoriado y reparación del refractario entre
coladas.
Las pérdidas eléctricas corresponden a las generadas por efecto Joule en devanados, conductores y
embarrados desde el transformador hasta el horno. No deben incluirse las pérdidas eléctricas en los
electrodos, ya que la mayor parte de ellas se producen en el interior del horno.
Pérdidas por la solera.
Dependen del espesor y de la conductividad térmica media del material refractario. Las pérdidas por
conducción serán:
1650 − Ts
Ps = λs As
(W )
(6.3.8.1)
es
donde:
Ts = Temperatura exterior de la calderería (°C),
es = Espesor del revestimiento de solera (m),
λs = Conductividad térmica media (W/mK),
As = Superficie de pérdidas (lateral y fondo).
Las pérdidas por convección y radiación al ambiente serán, para una temperatura ambiente de 25 °C:
 T + 273 4  25 + 273 4  
1.25

Pcr = As 1.7 (Ts − 25 ) + 5.67ε  s
 −  100    (W )
100

  





(6.3.8.2)
donde:
ε = emisividad de la superficie exterior (normalmente = 0.9).
81
El coeficiente 1,7 es media de superficie vertical y de solera. El calor que pasa por conducción a través del
refractario de la solera se difunde por radiación y convección al ambiente por lo que igualando las
expresiones (6.3.8.1) y (6.3.8.2)) se determina el valor de temperatura Ts y las pérdidas Ps.
Pérdidas por el refractario de bóveda.
El sistema de cálculo es semejante. La temperatura media de la superficie interior será inferior a 1650 °C
(se toma 1500°C).
Ps = λb Ab
1650 − Tb
eb
(W )
(6.3.8.3)
donde:
Tb = Temperatura exterior de la bóveda(°C),
eb = Espesor del revestimiento de la bóveda(m),
λb = Conductividad térmica media de la bóvedad(W/mK),
Ab = Superficie de pérdidasde la bóveda
.
Las pérdidas por convección y radiación al ambiente serán, para una temperatura ambiente de 25 °C:

 T + 273 4  25 + 273 4  
1.25

+ 5.67ε  b
Pcr = Ab  2.71(Tb − 25 )
 −
   (W )
 100   100   


(6.3.8.4)
donde:
ε = emisividad de la superficie exterior de la bóveda (normalmente = 0.9).
El coeficiente 2,71 corresponde a las pérdidas por convección de una superficie plana hacia arriba.
Pérdidas por apertura de bóveda y puerta.
Se producirán pérdidas de calor por radiación al abrir la bóveda para la introducción de las cestas de carga
y también por convección al salir aire o humos calientes y entrar por los bordes aire frío por efecto
chimenea. Se consideran mucho más importantes las pérdidas por radiación. Se calculan por la expresión:
 T + 273 4  25 + 273 4 
Pr = 5.67 Aε  i
(6.3.8.4)
  (W )
 −
 100   100  
donde:
e = Factor de emisividad y forma del interior del horno (se toma 0,85)
Ti = temperatura media del fondo (se toma 1500 °C),
A = superficie de la boca de la cuba.
Durante el tiempo que la bóveda está abierta la parte central del refractario perderá calor por radiación al
ambiente (el resto de la bóveda refrigerado por agua estará a baja temperatura). Como la parte de
refractario es del orden de 30 por 100 del total se toma este porcentaje.
La puerta se abre para la reparación de la suela entre colada y desescoriado. Si tomamos 4 minutos por
colada y la superficie de puerta es Ap = 1 m2, resulta:
82
 1500 + 273 4  25 + 273 4 
Pr = 5.67 x0.85 
 −
  = 476 kW
100
  100  

(6.3.8.4)
El consumo específico para un horno de 140 t será:
que, prácticamente, no es necesario tener en cuenta.
476 x 4
= 0.2 kWh / t
140 x60
Pérdidas eléctricas.
Son, en realidad, la diferencia entre la potencia activa consumida a la entrada de la subestación del horno y
la potencia útil en el arco. La diferencia corresponde a las pérdidas, básicamente por efecto Joule, desde el
transformador hasta la punta de los electrodos que se transforman en calor. Una parte de estas pérdidas se
desarrollan en los electrodos que, por estar en su mayor parte dentro del horno, pasan al balance energético
como aportación de calor.
La tendencia actual es operar con tensiones elevadas en el secundario y factores de potencia del orden de
0.8, lo que supone bajas intensidades (y, por tanto, menores pérdidas), introduciendo, si fuera necesario,
reactancias en serie para conseguir la estabilidad del arco. En un caso concreto de horno de 80 t (diámetro
de cuba 5300 mm, potencia del transformador 50 MVA), se señalan los siguientes valores anteriores y
actuales:
Si se supone que el 80 %
de pérdidas eléctricas. El
kWh en relación con las
límites pueden ser 300 y
eléctricas específicas de:
corresponde al exterior del horno, se puede tomar en un horno moderno un 6 %
consumo de energía eléctrica depende de las condiciones locales del precio del
demás fuentes energéticas (chatarra, oxígeno, recarburantes, etc.). Los valores
500 kWh/t y un valor medio de 400 kWh/t, por lo que resultan unas pérdidas
(300-400-500)x6 % = (18-24-30) kWh/t
En muchos balances estas pérdidas eléctricas se presentan como pérdidas térmicas o por el agua de
refrigeración (los cables flexibles, los conductores en los brazos portaelectrodos y las mordazas están
refrigeradas por agua).
6.3.9.- Balance energético en régimen continuo.
En este caso, el proceso de cada colada se repite continuamente a lo largo del tiempo, sin paradas en las
denominadas horas-punta (de mayor coste de la energía eléctrica) o en los fines de semana, que dan lugar a
un enfriamiento parcial o total del horno y un mayor consumo energético en la colada siguiente a la parada.
83
Las energías absorbidas se clasifican en:
1.- Proporcionales a la carga. Comprenden las energías de fusión y recalentamiento del acero y de la
escoria. Mientras que la primera es prácticamente constante, para una determinada temperatura de
colada (390 kWh/t a 1650 °C), la segunda depende de la marcha operativa en el proceso, el valor
señalado es de 57 kWh/t .
2.- Proporcionales a la carga y al tiempo. Incluyen el calor de los humos y las pérdidas por el agua de
refrigeración.
El caudal de humos depende de la carga y el proceso que con ella se sigue (empleo de quemadores oxi-gas
y lanzas de O2, contenido de aceites combustibles en la carga, adición de recarburantes, etcétera), pero
viene más determinado por las exigencias del equipo de aspiración y depuración de humos. El dato más
fiable nos parece un caudal específico de 0.08-0.10 Nm3/s por t/h de producción, a temperaturas
comprendidas entre 1400 °C (fusión con o sin quemadores oxi-gas) y 1900 °C (calentamiento inicial de la
carga en el horno y el afino también en el horno), que pasa a través del 4° orificio en bóveda. Es evidente
que un menor tiempo de afino y de fusión dará lugar a un menor calor por los humos, además de una mayor
producción de t/h.
Las pérdidas de calor por el agua de refrigeración en cuba dependen del tiempo de fusión (paredes y
bóveda protegidas de la radiación térmica del arco y del baño por la chatarra) y del tiempo de afino
(radiación directa de la superficie de la escoria espumosa). Un afino previo, realizado al final de la fusión,
que conduce al afino final en el horno-cuchara, dará lugar a los menores valores de pérdidas específicas
(kWh/t).
3.- Proporcionales al tiempo. Incluyen las pérdidas por conducción a través de los refractarios de suela y
bóveda y las de radiación por aperturas de bóveda y puerta.
4.- Proporcionales a la potencia eléctrica demandada. Varían entre 5 y 8 % de los kW en el primario del
transformador. Su influencia en el consumo específico dependerá de la potencia demandada y de la
producción del horno en t/h. Una menor cifra corresponderá a una utilización masiva de las energías
aportadas por los quemadores oxi-gas y las lanzas de O2 y a una reducción del tiempo de afino, al pasar
la mayor parte de éste al horno-cuchara.
En la tabla 6.3.9.1 se recogen los balances energéticos recogidos en diversas fuentes que no son, en
verdad, realmente homogéneos, pero que muestran el orden de magnitud de sus componentes. Todos los
valores de las energías aportadas y consumidas están en kWh/t de acero líquido.
84
Tabla 6.3.9.1.- Balances energéticos recogidos en diversas fuentes.
6.3.10.- Consumo adicional por régimen discontinuo.
Por la gran diferencia en el coste de la energía eléctrica entre horas-valle, horas-llano y horas-punta, es
práctica normal operar con el horno de arco únicamente en todas las horas-valle, parte de las horas-llano,
los fines de semana y el mes de agosto completos.
Esto hace que el horno se enfríe en las horas de parada y debe aportarse la energía perdida en la primera
colada después de la parada, por lo que aumenta el consumo. Después de un enfriamiento total del horno,
la primera colada debe iniciarse más lentamente de lo habitual, lo que dará lugar a un consumo energético
adicional.
El cálculo de la energía requerida para compensar el enfriamiento del horno en las horas de parada sería
bastante laborioso y con amplias posibilidades de un error importante. En hornos existentes es preferible
operar con los datos recogidos del funcionamiento real y deducir las leyes de variación correspondientes.
En el estudio «Competitividad en Acerías Eléctricas» de Escolá y Navarro , se presenta un método de
cálculo muy interesante que se resume a continuación.
En un horno de diámetro de cuba 5500 mm (capacidad nominal 90 t, potencia del transformador 80 MVA)
se ha apreciado que el consumo de energía eléctrica después de un enfriamiento total aumenta en 6000
kWh. Considerando que las pérdidas térmicas del horno completo, por calor almacenado, son la mitad de
dicho valor, quedando la otra mitad para las pérdidas eléctricas, el calor de los humos y las pérdidas de
calor en régimen permanente, resulta un calor de enfriamiento total de 3000 kWh. Si se admite que las
pérdidas del horno cerrado son proporcionales a la superficie exterior y ésta es proporcional al cuadrado
del diámetro, se puede establecer:
3000 kWh=aD2 =a5.52 =30a
es decir: a = 100 , y las pérdidas de energía:
Qe = 100D2
kWh
(6.3.10.1)
siendo D el diámetro de la cuba en m.
85
En dicho horno la potencia de mantenimiento a temperatura de colada (después de descontar el 6 % de
pérdidas eléctricas), resulta 1500 kW. De la misma forma:
Pm,0 = 50D2
kWh
(6.3.10.2)
Al comienzo del enfriamiento del horno se perderá calor a razón de Pm,o que irá descendiendo hasta
hacerse 0 en el enfriamiento total. Si se considera una variación exponencial de Pm a lo largo del tiempo
del tipo:
Pm,t = Pm,0 e−bt
debe verificarse que:
∞
∫0
Pm,t dt = Qe = 100 D 2
operando resulta b = 2 y, por tanto,
Pm,t = 50 D 2e−2t
(6.3.10.3)
La energía perdida desde el comienzo del enfriamiento hasta el tiempo t será:
t
(
Qe,t = ∫ 50 D 2e−2t dt = 100 D 2 1 − e−0.5t
0
)
(kWh)
(6.3.10.4)
Realmente, en lugar de la variación exponencial de las pérdidas sería más exacta una variación polinómica.
Los 3000 kWh de pérdidas del horno citado se distribuyen en:
Dicha energía, con el rendimiento térmico correspondiente (se ha considerado arriba el 50 %), debe
aportarse al horno en la primera colada después del enfriamiento. Sin embargo, es frecuente que algo antes
del comienzo de la colada se comience aportando energía con los quemadores oxi-gas y las lanzas de O2.
6.3.11.- Consideraciones finales.
Se ha visto en los apartados anteriores que la aportación energética al horno de arco procede de la energía
eléctrica aportada al arco y de la energía química (por combustión de gas natural o fuelóleo, por oxidación
de carbón y de componentes del acero). Para esta energía química es fundamental la utilización de O2. En
el consumo específico por t de acero líquido intervienen las pérdidas de calor proporcionales al tiempo, por
lo que todo lo que suponga una reducción del tiempo del proceso (mayor potencia eléctrica, menor
temperatura de colada, menor tiempo de afino por disponer de horno-cuchara) dará lugar a un menor
consumo especifico.
Frecuentemente, se presenta la influencia de diversos factores como se muestra en la figura 6.3.11.1.
86
Figura 6.3.11.1.-Influencia de diversos factores en el consumo de energía eléctrica.
- Un aumento de 1 Nm3 de gas natural (2 Nm3 de O2) supone una reducción del orden de 7.8 kWh ( ~ 4
kWh por Nm3 de O2)
- La inyección de O2 por lanzas supone una reducción de unos 4.4 kWh como media de las oxidaciones
que produce.
- Un aumento de potencia de 1 MW (para hornos de 80-125 t de capacidad) supone una reducción de 2.2
kWh/t al acortar el tiempo de fusión.
- Un aumento del tiempo de fusión o proceso de 1 minuto da lugar a un consumo incrementado en 2.1
kWh/t.
- Finalmente, una elevación de la temperatura de colada de 10 °C origina un aumento en el consumo de 5
kWh/t.
- La ventaja de transferir, no sólo el afino sino también el recalentamiento al horno de arco-cuchara, es
evidente.
A veces, se prefiere dar los datos anteriores (bastante precisos) con los correspondientes a la influencia de
diversos factores sobre el consumo de electrodos (menos precisos que los anteriores) (Figura 6.3.11.2).
Figura 6.3.11.2.- Influencia de diversos factores en el consumo de energía eléctrica y electrodos.
87
En determinadas circunstancias puede resultar económicamente favorable la utilización de carbón, no
sólo para formar la escoria espumosa, sino como fuente energética.
En los balances energéticos anteriores se ha considerado únicamente el aprovechamiento del calor de los
humos para el precalentamiento de la chatarra. Tres fuentes posibles de aprovechamiento energético serían
el agua de refrigeración (70-80 kWh/t), que podría utilizarse para calefacción de locales, la escoria líquida
extraída (60-75 kWh/t) a elevada temperatura inicial, que podría producir vapor de agua para múltiples
aplicaciones en la acería, y los humos (90-140 kWh/t) que, además de precalentar la chatarra, podrían
utilizarse como fuente energética de media temperatura (del orden de 400-600 °C), antes de pasar al equipo
de depuración de humos.
En la figura 6.3.11.3 se representan esquemáticamente las ideas y conceptos anteriores que, aunque no
utilizados sistemáticamente en el momento actual, podrían dar lugar en el futuro a mejoras en el
rendimiento total de los hornos de arco.
Figura 6.3.11.3.- Energía de reciclado posible en hornos de arco.
88