PROPIEDADES MECÁNICAS DE LOS SOPORTES CERÁMICOS CRUDOS
J.L. Amorós, E. Sánchez, V. Cantavella, M. Monzó

Instituto de Tecnología Cerámica (ITC)
Asociación de Investigación de las Industrias Cerámicas (AICE)
Universitat Jaume I. Castellón. España

G. Timellini
Centro Cerámico Bologna (CCB). Bolonia. Italia

C. Brindley
Ceram Research. Stoke-on-Trent. Reino Unido

1. RESUMEN
Tradicionalmente, la caracterización mecánica de los soportes cerámicos crudos se ha limitado a determinar su resistencia mecánica a la flexión; sin embargo, en determinadas condiciones, piezas con valores más altos de dicha propiedad dan lugar incluso a un mayor número de grietas y roturas que otras que presentan menor resistencia mecánica.

En este trabajo se estudian, además de la resistencia mecánica (o -R), otras propiedades mecánicas poco utilizadas para caracterizar el comportamiento mecánico de un soporte cerámico crudo, como son el módulo de elasticidad (E) y, en especial, la tenacidad (K); proponiendo métodos para su medida y analizando cómo influyen las variables del polvo atomizado y del proceso sobre dichas propiedades.
 
2. INTRODUCCIÓN
Las propiedades mecánicas en crudo revisten una gran importancia en el proceso de fabricación de baldosas cerámicas. La falta de unas buenas propiedades mecánicas conduce a la aparición de bajas (tanto en crudo como en cocido), con el consiguiente coste de reintroducción en el proceso productivo o de eliminación y el impacto medioambiental derivado.
Se estima que el porcentaje de bajas asociadas a las grietas y roturas en crudo se sitúa sobre el 3%; mientras que las bajas en producto cocido consecuencia de grietas en crudo representan cerca del 2%. Esto significa, que sólo en Europa, las pérdidas económicas asociadas a grietas y roturas en crudo representan unos 170 millones de euros. Queda claro, por tanto, que incluso una pequeña reducción en las bajas en crudo representaría un importante ahorro económico.
El problema de las roturas en crudo se ve agravado por la tendencia actual a fabricar formatos cada vez mayores. De hecho, una parte del estudio realizado ha puesto de manifiesto el importante incremento en las bajas que se produce al trabajar con formatos grandes.
La resistencia mecánica ha sido prácticamente la única propiedad utilizada para analizar el comportamiento mecánico de los soportes cerámicos en crudo. Sin embargo, esta propiedad mecánica no es suficiente para comprender dicho comportamiento. En efecto, en ocasiones se ha comprobado que cuando las piezas están completamente secas, sufren mayores roturas que cuando presentan cierta humedad residual; aunque la resistencia mecánica de las piezas completamente secas sea mayor.
Todo lo enunciado anteriormente hizo que se propusiera, dentro del marco del programa de Tecnologías Industriales y de Materiales (Brite-Euram 11I), un estudio que tenía por objetivo la mejora de las propiedades mecánicas de las piezas. Los resultados presentados en esta ponencia recogen parte de los obtenidos en este proyecto europeo.
El hecho de que la resistencia mecánica sea insuficiente para caracterizar completamente las propiedades mecánicas de los materiales en crudo motivó la búsqueda de otras propiedades, complementarias, y que permitieran comprender mejor la fractura de los materiales. En materiales cerámicos técnicos cocidos, junto a la resistencia mecánica, suelen emplearse otras propiedades mecánicas como son el módulo de Young y la tenacidad.
El módulo de Young mide la rigidez de un material. A medida que un material es más rígido, mayor es también el módulo de elasticidad. Un material se dice que presenta rotura frágil si su comportamiento es elástico hasta prácticamente la rotura. El módulo de Young no depende de los defectos (microgrietas) que presente la pieza.
La tenacidad, en cambio, es una medida de la resistencia que ofrece un material a la propagación de una grieta. A diferencia de la resistencia mecánica, la tenacidad es independiente de los defectos (microgrietas) iniciadores de la fractura, aunque depende de la microestructura de la pieza.
Si bien existen métodos para la determinación de las propiedades mecánicas anteriores en materiales cerámicos en cocido, son muy pocos los estudios realizados para extender la aplicación de dichos métodos a materiales en crudo "1.
En el presente trabajo se van a analizar varios métodos para medir las diferentes propiedades y determinar cómo influyen las variables del polvo atomizado y del proceso de conformado sobre ellas.

3. MECANISMO DE FRACTURA
Los materiales cerámicos presentan una serie de "defectos" (microgrietas) que actúan como elementos concentradores de tensiones y que determinan los puntos por los que se inicia la fractura del material. La rotura de una pieza, por tanto, depende de la distribución y tamaño de los defectos. Como esta distribución es aleatoria, la resistencia mecánica medida experimentalmente presenta una dispersión 1'I. Para caracterizar la resistencia mecánica de una pieza no es suficiente con el valor de la resistencia mecánica media, sino que es necesario tener en cuenta la dispersión. Cuantitativamente, esta distribución de resistencia mecánica viene dada por la distribución de Weibull 1", que viene definida por el parámetro "m". A medida que m es mayor, la dispersión de los valores de resistencia mecánica es menor.

La resistencia mecánica depende de dos factores: las características intrínsecas del material (incluyendo su microestructura) y la presencia de microgrietas. El cálculo teórico de la resistencia a la fractura se puede abordar desde dos puntos de vista diferentes: la aproximación en términos de energía (análisis de Griffith) y la aproximación en términos de tensión (análisis de Irwin). Si el comportamiento del material es elástico, ambas aproximaciones son equivalentes.

Figura 1. Modelo de grieta elíptica, analizado por Irwin

El análisis de Irwin conduce a que la resistencia mecánica (6, ;) de una probeta de extensión infinita con una microgrieta elíptica de semilongitud "a" (figura 1) sometida a una tensión de tracción pura viene dada por la expresión:

donde K, c es una constante característica del material y que recibe el nombre de tenacidad. En la práctica, las probetas no tienen longitud infinita, y la tensión no es constante (como sucede en el ensayo de flexión en 3 y 4 puntos); por tanto, la ecuación anterior suele reescribirse en la forma: donde Y es una constante adimensional, que depende del tamaño del defecto.
En la ecuación (2) se observa que la resistencia mecánica disminuye a medida que el tamaño del defecto aumenta; en otras palabras: probetas con microgrietas más grandes van a tener una resistencia mecánica inferior.

4. EXPERIMENTAL
4.1.- PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS
Los experimentos de determinación de las propiedades mecánicas se llevaron a cabo utilizando probetas preparadas a partir de un polvo atomizado industrial, de cocción roja, empleado habitualmente en la fabricación de baldosas cerámicas de pavimento.

Las probetas, de dimensiones 80 mm x 20 mm y de espesor variable (dependiendo del método de ensayo utilizado) fueron conformadas por prensado unidireccional en una prensa automática de laboratorio.

4.2.- CARACTERIZACIÓN DE LAS PROBETA
La densidad aparente de las probetas (p) se midió por el método de inmersión en mercurio.

La determinación del tamaño de los poros se realizó con un porosímetro de mercurio de la marca Micromeritics, modelo AutoPore Iii 9420, trabajando a una presión máxima de 30000 psi.

El aspecto de la fractura de las probetas se observó mediante un microscopio electrónico de la marca Philips, modelo XL30.

Los ensayos mecánicos se realizaron en una máquina universal de ensayos mecánicos de la marca Instron, modelo 6027, trabajando con una célula de carga de 1 kN. Para la determinación de la resistencia mecánica se llevaron a cabo ensayos de flexión en 3 y 4 puntos y compresión diametral. El módulo de Young se midió a partir de ensayos de flexión en 3 y 4 puntos y, por último, para la medida de la tenacidad se recurrió a ensayos de flexión sobre probetas entalladas. Todos estos ensayos serán descritos con más detalle en los siguientes apartados.
 
Los resultados de resistencia mecánica fueron analizados utilizando la ecuación de Weibull. Esta ecuación relaciona la probabilidad de supervivencia de una pieza (ps) con el esfuerzo al que está sometida ((IR):
donde:

ps:	probabilidad de supervivencia (probabilidad de que una pieza
sometida a una tensión máxima 6R no se rompa).
6o:	constante de normalización (MPa)
VE:	volumen equivalente (m3)
m:	constante adimensional (módulo de Weibull)

VE depende del volumen de la pieza y de la forma en que se aplica la carga (flexión en 3 puntos, en 4 puntos, etc.). La constante m caracteriza la dispersión de la medida de la resistencia mecánica. A medida que m aumenta, la dispersión es menor. Si se representa lnln (1 /ps) frente a Ino se obtiene una línea recta, cuya pendiente es m; de hecho, a partir de la ecuación 4 se puede obtener fácilmente:

Figura 4. Esquema del montaje de flexión en cuatro puntos.
 
5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
5.1. SELECCIÓN DEL PROCEDIMIENTO PARA DETERMINAR LAS PROPIEDADES MECÁNICAS

5.1.1.-Resistencia mecánica —Descripción de los métodos de ensayo
Se han analizado tres métodos de medida de la resistencia mecánica: flexión en tres puntos (F3P) (figura 3)1"1, flexión en cuatro puntos (F4P) (figura 4) y compresión diametral (CD) (figura 5).

En los métodos de flexión, la probeta, de forma paralelepipédica, se sitúa sobre dos rodillos inferiores y la fuerza se aplica mediante un rodillo situado en la cara superior (F3P) o mediante dos rodillos (F4P).
 
Figura 3. Esquema del montaje de flexión en tres puntos. 

Figura 4. Esquema del montaje de flexión en cuatro puntos.

Método
Flexión en tres puntos (F3P)
Flexión en cuatro puntos (F4P)
Compresión diametral (CDD)
Compresión diametral con almohadilla (CDA)

Tabla 1. Ecuaciones empleadas para la determinación de la resistencia mecánica.

En el ensayo de compresión diametral, la probeta tiene forma de disco, y la carga se realiza en dos puntos diametralmente opuestos; esto hace que, en dichos puntos exista una elevada tensión de compresión y, en ocasiones, la rotura se produzca cerca de estos puntos en lugar de producirse en la parte central de la probeta. Por ello, además de considerar el ensayo de compresión diametral con aplicación directa de la fuerza (CDD), se diseñó un montaje en el que la carga se aplicaba mediante unas almohadillas que distribuían la fuerza y evitaban su concentración sobre un punto (DCA) (figura 5).

En la tabla 1 se presentan las ecuaciones empleadas para calcular la resistencia mecánica (6, ;) con los procedimientos comentados anteriormente (los símbolos están descritos en las correspondientes figuras).

En tabla 2 se muestran los resultados de los ensayos de flexión en 3 y 4 puntos y compresión diametral (con y sin almohadilla) de las probetas ensayadas en seco, indicando la presión de prensado (p) y la humedad del polvo atomizado (Xp) utilizados en su conformado, el valor de la resistencia mecánica media ((R) y la relación entre la desviación típica de los valores de resistencia mecánica (s) y la resistencia mecánica media. Para los ensayos F3P y F4P, se incluye asimismo el módulo de Weibull (m).
Los ensayos de flexión en 3 y 4 puntos de apoyo dieron similares resultados de 61z. Esto es indicativo de que el módulo de Weibull de las probetas debería ser alto; por tanto, la dispersión de la resistencia mecánica medida en 4 puntos (que se traduce en que el valor de m sea menor que el obtenido con el método F3P) no puede ser consecuencia sólo de las características del material, sino que posiblemente haya otras causas derivadas del propio montaje o relacionadas con la preparación de la probeta. De hecho, un estudio posterior puso de manifiesto la existencia de pequeñas variaciones de densidad y espesor a lo largo de la longitud de la pieza. Estas variaciones son más críticas en un ensayo de flexión en 4 puntos que en flexión en 3 puntos, en el que la máxima tensión se localiza en el centro de la probeta.

Figura 5. Esquema del montaje de compresión diametral con aplicación directa de la carga (arriba) y mediante almohadillas (abajo).
Tabla 2. Resistencia mecánica media y módulo de Weibull (ni) obtenidos en los diferentes ensayos de resistencia mecánica.

Los ensayos de compresión diametral condujeron a una resistencia mecánica que era claramente inferior a la observada en los ensayos de flexión. Este fenómeno se atribuyó originalmente a que la fractura se producía en los puntos de contacto entre la pieza y el soporte, como sucede con materiales cerámicos en cocido 1'2L. Para ver en qué medida podía ser ésta la causa de la menor resistencia mecánica, se ideó un soporte que aplicaba la fuerza de forma distribuida sobre una determinada superficie (ensayo CDA). Los resultados obtenidos en seco mostraron que se producía un ligero aumento de la resistencia mecánica, pero lejos todavía de los valores alcanzados en flexión. Esto indicaría que o bien existe algún otro factor que reduce la resistencia mecánica en compresión diametral, o bien la presencia de las almohadillas diseñadas no consigue corregir completamente el problema.

Cuando se realiza el ensayo mecánico en probetas húmedas (recién prensadas), en F3P y F4P se obtienen conclusiones similares a las alcanzadas con las probetas en seco; sin embargo, en compresión diametral, se comprueba que la diferencia en resistencia mecánica cuando el ensayo se realiza sin almohadilla (CDD) y con ella (CDA) disminuye. Este fenómeno podría tener su explicación en el comportamiento plástico de las piezas húmedas. Debido a su contenido en humedad, las piezas ensayadas en compresión diametral sin almohadillas se deforman fácilmente en su punto de contacto con el soporte, y esta deformación actúa a modo de «almohadilla natural».

La determinación de los valores de módulo de Weibull a partir de ensayos de compresión diametral es más delicada que en el caso de trabajar en flexión, y requiere el uso de una fórmula de Weibull multiaxial... Esto hace que habitualmente sólo se recurra a ensayos de tracción, compresión o flexión para determinar el módulo de Weibull.
 
—Selección del método más adecuado

Debido a la menor dispersión de valores de 6R obtenidos en los ensayos de flexión en 3 puntos frente a los ensayos de flexión en 4 puntos, se considera preferible el primer ensayo frente al segundo.

La dispersión de valores que presenta la compresión diametral de piezas en seco es comparable a la que presenta la flexión en 3 puntos, pero la compresión diametral conduce a resistencias mecánicas mucho más bajas. Asimismo, el hecho de que la compresión diametral sea un ensayo en el que la solicitación es multiaxial presenta una serie de dificultades al hacer un tratamiento estadístico de la resistencia mecánica. Por ello, se considera preferible el ensayo de flexión en 3 puntos frente a la compresión diametral. No obstante, la facilidad de preparación de la probeta en compresión diametral, junto a la correlación entre los resultados de resistencia en flexión en 3 puntos y compresión diametral hacen que éste sea un buen método de control de resistencia mecánica a nivel industrial.

5.1.2.- Módulo de elasticidad —Descripción de los métodos de ensayo
El módulo de elasticidad suele determinarse a partir de la curva de carga (p) en función del desplazamiento en el punto de aplicación de la carga (y). Si el comportamiento es elástico, la representación p=p (y) debe ser una línea recta (figura 6), a partir de cuya pendiente se puede calcular E. En la tabla 3 se recogen las ecuaciones empleadas para calcular el módulo de elasticidad en los ensayos de flexión en 3 y 4 puntos.
En la tabla 4 se muestra el valor del módulo de elasticidad de probetas en seco. El módulo de elasticidad, como era de esperar, se incrementa al aumentar la presión de prensado y la humedad.
Tabla 3. Ecuaciones empleadas para la determinación de la resistencia mecánica.

Figura 6. Curva carga-desplazamiento obtención de la pendiente para calcular el módulo de elasticidad.

Los módulos de elasticidad calculados a partir de los ensayos de flexión en 4 puntos muestran un dispersión (s / E) claramente superior a la obtenida a partir de los ensayos de flexión en 3 puntos. Este resultado concuerda con la mayor dispersión de la resistencia mecánica obtenida al realizar el ensayo de flexión en 4 puntos s/ 6R, y es indicativo de la presencia de pequeños errores experimentales en el montaje o en la preparación de la probeta, errores que son menos significativos en flexión en 3 puntos.
 
—Selección del método más adecuado

A la vista de los resultados de las tablas anteriores, se recomienda el método de flexión en 3 puntos para calcular el módulo de elasticidad, por ser el que presenta una menor dispersión.

5.1.3.- Tenacidad
Muchos de los métodos de medida de tenacidad recurren a la realización de una
entalla en las probetas "'si Esta entalla hace el papel de «defecto iniciador de la fractura» y presenta la ventaja, frente a los defectos naturales, de que se puede medir con precisión.

Otros procedimientos de medida de tenacidad, como puedan ser los métodos de indentación 1' 1, no parecen fácilmente aplicables a soportes cerámicos en crudo. Además, conducen a parámetros que tienen que relacionarse, mediante ecuaciones empíricas, con la tenacidad, obteniéndose resultados diferentes dependiendo de la ecuación utilizada.

Los métodos que se van a analizar para la medida de la tenacidad difieren en la forma de la entalla realizada y en el sistema utilizado para hacerla.

—Aplicabilidad del concepto de tenacidad a soportes cerámicos en crudo
Los métodos de medida de tenacidad que hacen uso de la entalla se basan en la ecuación (3) (o en alguna ecuación derivada de ella). Si se realizan entallas de diferente espesor (a„ a2,..., a;), obteniéndose diferentes resistencia mecánicas aparentes ((cs,;,,61Z,) la expresión (2) se puede reescribir en la forma:

Figura 7. Representación de la resistencia mecánica frente a 1/(Ya'

por tanto, la representación de	frente a 1/ (Y(a,)a;'/Z) debería ser una línea recta 1171. La figura 7 muestra los valores experimentales de o< en función de 1/ (Ya'/2').

Se comprueba que la representación es lineal, lo que significa que K,, pueden ser considerado como un parámetro característico del comportamiento del material (no depende del tamaño de la entalla), y queda justificado su uso para analizar el mecanismo de fractura.
 
En el caso en que el tamaño del defecto natural sea comparable con el de la entalla, es necesario hacer una serie de correcciones en la ecuación (12); pero el método es igualmente aplicable.

—Descripción del método de ensayo

Para la determinación de la tenacidad se utilizaron tres métodos:

-	Entalla plana realizada mediante disco (SPD): se parte de la probeta paralelepipédica, y se realiza una entalla plana con ayuda de un disco de diamante (figura 8.A)

-	Entalla plana realizada mediante cuchilla (SPC): el conformado se realiza en un molde que contiene una cuchilla que permite realizar la entalla. Con este método es posible realizar entallas más finas que con el SPD.

-	Entalla triangular obtenida mediante disco (STD): es similar al método SPD, pero la entalla es de forma triangular. En principio, este método es menos sensible a la anchura de la entalla (figura 8.B)t'81.

En los dos primeros métodos se prepararon una serie de probetas paralelepipédicas con una entalla plana de profundidad (a=a„/h=0.4 (40% del espesor total). La tenacidad se determinó a partir de la ecuación (3), donde a venía dado por la ecuación (7).

La figura 9 representa las dimensiones características de la entalla triangular. Se prepararon una serie de probetas paralelepipédicas, realizándose a continuación una entalla triangular, con la siguiente geometría: a,=a,/h=1.0, ct =a„/h=0.2. La anchura de las probetas fue de 20 mm y su espesor 12 mm (aproximadamente). Una vez conformadas, fueron sometidas a un ensayo de flexión en 3 puntos.

Figura 8. Esquema de las entallas plana (A) y triangular (8).

La tenacidad se calculó mediante la expresión:

Figura 9. Dimensiones características de la entalla triangular realizada.
 
donde Y* es un parámetro que se puede obtener a partir de la curva carga-deformación.

Tabla 5. K,c obtenida con entalla plana (disco)

En la tabla 5 se muestran los valores de tenacidad obtenidos utilizando los diferentes métodos seleccionados. En dichas tablas se recoge el valor de la presión de prensado (p), humedad de prensado ()CF ), tenacidad (K,c) y dispersión relativa de los valores de tenacidad (s/ K).

—Selección del método más adecuado

La selección del método más adecuado para medir la tenacidad se basó fundamentalmente en dos criterios: facilidad de realización del ensayo y baja dispersión de los valores obtenidos.

Atendiendo al primer criterio, el procedimiento más adecuado sería el primero (SPD); sin embargo, debido a la baja resistencia mecánica del material en crudo, la dispersión de datos obtenidos es muy grande (especialmente en el caso de presión de prensado y humedad bajas), lo que hace desaconsejable este método.

El método SPC ofrece una dispersión de valores de K inferior, (para valores bajos de resistencia mecánica); aunque presenta el inconveniente de que la preparación de las probetas requiere mucho tiempo.

El método con entalla triangular (STD) trabaja con probetas relativamente fáciles de obtener y ofrece unos valores de dispersión de K claramente mejores (incluso para valores bajos de resistencia mecánica). Por todo ello, es el método que se considera más adecuado para la determinación de la resistencia mecánica.

Una vez seleccionado el método a partir de los resultados obtenidos en probetas en seco, se procedió a comprobar, con resultados satisfactorios, que el método era aplicable con similar precisión a probetas recién prensadas.

5.2.- INFLUENCIA DE LAS VARIABLES DE PROCESO SOBRE LAS CARACTERÍSTICAS DE LAS PROBETAS
5.2.1.- Distribución de tamaño de poro
La tabla 6 presenta los resultados obtenidos en los ensayos de porosimetría de mercurio: diámetro de poro al 50% (en volumen)(D,n) y porosidad total (s).

En primer lugar, se observa que el tamaño de los poros es netamente inferior al tamaño de defecto (microgrieta) calculado a partir de las ecuaciones de la mecánica de fractura. Esto indica que los poros no son los responsables de los defectos que originan la fractura, sino que posiblemente el tamaño de los defectos esté relacionado con las dimensiones de los gránulos.

La evolución mostrada por ambos parámetros es la que cabría esperar: D5 y e disminuyen cuando aumenta la presión y la humedad de prensado.

5.2.2.-Observación del aspecto de la fractura
En la figura 10 se muestra el aspecto de la fractura que presentan las probetas prensadas a una presión de 15 MPa y una humedad del 3%. Para dichos valores de presión y humedad, en la superficie de fractura se constata la presencia de los gránulos. Ello es debido a que, durante el prensado, la presión no ha sido suficientemente elevada para destruirlos, y la fractura se propaga por aquella zona que es más débil, que es la intergranular.

Al aumentar la presión y la humedad (figura 11), la identidad de los gránulos va desapareciendo, aunque todavía se distinguen los contornos de algunos de ellos. La fractura avanza tanto entre los restos de los gránulos como a través de los mismos.

Para valores elevado de presión y humedad (figura 12, correspondiente a p=60 MPa y Xp=7%), la identidad de los gránulos se ha perdido por completo, y la fractura se propaga entre partículas.

5.3.- INFLUENCIA DE LAS VARIABLES DE PROCESO SOBRE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS
5.3.1.- Efecto de la humedad y presión de prensado 
—Resistencia mecánica
La figura 13 representa la resistencia mecánica en función de la densidad y de la humedad del polvo atomizado. A partir de los datos representados, se puede concluir que la resistencia mecánica aumenta a medida que lo hace la presión de prensado y la humedad. Este efecto puede justificarse atendiendo a que al aumentar la densidad (y disminuir la porosidad) se incrementa el número de contactos entre las partículas y, por tanto, es más difícil separar y, en consecuencia, romper la pieza.

Figura 10. Aspecto de la fractura en la probeta conformada por a p=75 MPa, Xp=3%

Figura 11. Aspecto de la fractura en la probeta conformada por p=30 MPa, Xp=5%

Figura 12. Aspecto de la fractura en la probeta conformada por a p=60 MPa, Xp=7%

Por otra parte, a igualdad de densidad, la resistencia mecánica se incrementa ligeramente al aumentar la humedad. Suele considerarse que el aumento de la resistencia mecánica con la humedad (para un valor fijo de la densidad aparente) se debe al efecto plastificante del agua: a medida que se incrementa el contenido en humedad de los aglomerados, éstos son más fácilmente deformables y, en consecuencia, el empaquetamiento de las partículas podría ser más estable.

—Módulo de elasticidad
En la figura 14 se muestran los valores del módulo de elasticidad (E) en función de la presión de prensado (p) y de la humedad del polvo atomizado (X0).

El módulo de elasticidad tiene un comportamiento, con la presión de prensado y la humedad, paralelo al que presenta la resistencia mecánica, aumentando al hacerlo la presión de prensado y la humedad del polvo atomizado.
 
—Tenacidad
En la figura 15 se muestra la evolución de KIC, calculada a partir del método SENB con entalla triangular y en la figura 16 el tamaño del defecto natural (a').

La variación de K,c con la densidad, presión y humedad es, en cierta medida, similar a la que mostraba 6R; sin embargo, para un valor dado de la densidad aparente, K, es más sensible que 6R a variaciones en la humedad o en la presión de prensado. La razón de la variación de K,c con p, p y X1, podría ser, en principio, cualitativamente similar a la que explica la variación de 6R; sin embargo, para comprender su evolución cuantitativa es necesario tener en cuenta el cambio del tamaño del defecto natural con la densidad aparente (figura 16), que disminuye al aumentar dicha variable.

El hecho de que K,c , a una densidad aparente fija, sea más sensible que la resistencia mecánica, se puede justificar empleando las ecuaciones de la mecánica lineal de la fractura.

Figura 13. Evolución de la resistencia mecánica en función de la densidad aparente para diferentes humedades de prensado.

Figura 14. Evolución del /nódulo de elasticidad con la densidad aparente para diferentes valores de la humedad de prensado.

Figura 15. Evolución de la tenacidad en función de la densidad aparente para diferentes humedades de prensado.

5.3.2.- Efecto del tamaño del gránulo
En la tabla 7 se recogen los valores de la resistencia mecánica, módulo de elasticidad y tenacidad para las dos fracciones granulométricas estudiadas: 100<D<200 tm y 400<D<500 um. También se muestra, con fines comparativos, la diferencia relativa entre las propiedades de las dos fracciones (A).

Los mayores valores de la resistencia mecánica se obtienen trabajando con la fracción granulométrica de menor tamaño. El módulo de elasticidad es un poco mayor en el caso de la fracción de mayor tamaño, aunque este hecho no parece muy significativo, dentro del error experimental, y puede ser debido a que la densidad aparente de las probetas elaboradas con esta fracción era ligeramente superior.

Tabla 7. Resistencia mecánica 6R módulo de elasticidad (E) y tenacidad (Kr(-) de las probetas preparadas con las diferentes fracciones granulométricas. 

La tenacidad disminuye ligeramente al aumentar el tamaño de los gránulos (un 5%), valor que en realidad está próximo al error experimental. Si se compara este resultado con el de la resistencia mecánica (que disminuía un 15% al pasar de la fracción de menor tamaño a la de mayor), se puede concluir que la reducción de la resistencia mecánica al aumentar el tamaño del gránulo se debe fundamentalmente al incremento del tamaño de los defectos.

Este resultado pone de manifiesto que se puede producir un aumento de la resistencia mecánica de las piezas por dos causas diferentes: incremento de la tenacidad y disminución del tamaño de las microgrietas.

Figura 16. Evolución del tamaño del defecto natural en función de la densidad y de la humedad de prensado.

6. CONCLUSIONES
De los resultados obtenidos en el presente estudio se extraen las siguientes conclusiones:

Han sido analizados varios métodos para la determinación de la resistencia mecánica, módulo de Young y tenacidad. Los métodos que conducen a los mejores resultados son:

— Resistencia mecánica y módulo de elasticidad: flexión en tres puntos (F3P)
— Tenacidad: método con entalla triangular realizada con disco.

-	El concepto de tenacidad es aplicable al estudio de la fractura de soportes cerámicos crudos (secos y recién prensados).

-	La resistencia mecánica, módulo de Young y tenacidad aumentan al incrementarse la densidad aparente de las piezas y la humedad del polvo atomizado; tienen, por tanto, un comportamiento paralelo.
 
-	Para una densidad aparente dada, cs, E y K,( aumentan al hacerlo la humedad. Este efecto, como prevé la teoría de la mecánica de la fractura, es más acusado en el caso de K.

-	El tamaño de las microgrietas (defectos iniciadores de la fractura) depende exclusivamente de la densidad aparente de las piezas, disminuyendo a medida que aumenta esta variable. Este tamaño es de magnitud similar al de los gránulos, lo que pone de manifiesto la importancia del tamaño de los gránulos en la resistencia mecánica.

-	Cuando se analizan diferentes fracciones granulométricas, se observa que la tenacidad permanece prácticamente constante, mientras que la resistencia mecánica disminuye al aumentar el tamaño del gránulo. Esto es una consecuencia del aumento del tamaño de las microgrietas al trabajar con gránulos de tamaño mayor.

-	La observación de la fractura con el microscopio electrónico pone de manifiesto que existen varios mecanismos por los que se produce la fractura, dependiendo de la presión de prensado y de la humedad del polvo. A bajas presiones y humedades predomina la rotura entre gránulos en tanto que a elevadas presiones y humedades es más importante la rotura intragranular.

7. NOMENCLATURA
a:	tamaño del defecto o de la entalla microgrietal (m)
a':	tamaño del defecto natural (m)
b:	anchura de la probeta (m)
D:	diámetro de la probeta (m)
E:	módulo de elasticidad (Pa)
h:	espesor de la probeta (m)
K,:	factor de intensidad de tensiones (Pa m''')
K,c:	factor de intensidad de tensiones crítico (tenacidad] (Pa m1 /2) longitud de la probeta (m)
m:	módulo de Weibull
p:	carga (N)
p:	presión de prensado (Pa)
ps:	probabilidad de supervivencia (probabilidad de que una pieza no se rompa cuando se le aplica una determinada carga)
PR:	carga de rotura (N)
s:	desviación típica
S:	separación entre apoyos inferiores (flexión en 3 y 4 puntos! (m)
S':	separación entre apoyos superiores !flexión en 4 puntos! (ni)
VF:	volumen equivalente (m')
w:	anchura de las almohadillas (m)
Xp:	humedad del polvo atomizado (Kg. agua/Kg. sólido seco)
y:	deflexión en el punto de aplicación de la carga (ni)
Y:	factor geométrico adimensional
a:	relación (tamaño del defecto)/(espesor de la probeta) densidad aparente (Kg. m-')
cfp:	constante de normalización de la ecuación de Weibull (Pa)
u1Z:	resistencia mecánica (Pa)
(TRI;3p:	resistencia mecánica en flexión en 3 puntos (Pa)
nRP4P:	resistencia mecánica en flexión en 4 puntos (Pa)
oICDD:	resistencia mecánica compresión diametral con aplicación directa de la carga (Pa)
oRCDA:	resistencia mecánica compresión diametral con aplicación de la carga mediante almohadillas (Pa)

AGRADECIMIENTOS
El presente estudio ha sido realizado dentro del proyecto Improvement of the Mechanical Properties of Green Tile Bodies (n° BES2-5603), financiado por la Comisión de Comunidades Europeas dentro del marco del programa de Tecnologías Industriales y de Materiales (Brite-Euram III). Deseamos agradecer a la Comisión el apoyo recibido en la realización de este trabajo.

Asimismo, expresamos nuestro agradecimiento a las empresas participantes en dicho proyecto: Arcillas Industriales y Transformaciones S.L (Arcitras); Atomizadora, S.A; Ceramco, S.p.a; Cerdomus Cerarniche, S.p.a.; Peris y Cia, S.A. (Peronda); Tau Cerámica y Watts Balke Bearne & Company, plc (WBB), que han hecho posible el desarrollo del mismo.
 
EL BORO COMO FUNDENTE AUXILIAR EN LAS COMPOSICIONES DE GRES PORCELÁNICO

A. Moreno, J. García-Ten, E. Bou, A. Gozalbo

Instituto de Tecnología Cerámica.
Asociación de Investigación de las Industrias Cerámicas.
Universitat Jaume I. Castellón. España.

J. Simon, S. Cook, M. Galindo

Borax Europe Ltd.

1. INTRODUCCIÓN
Los compuestos de boro han sido empleados en la fabricación de vidrio desde hace más de 700 años. Sin embargo, su utilización en gran escala no fue posible hasta el descubrimiento, durante el pasado siglo, de los grandes depósitos en América, Turquía y Europa. En la actualidad, la utilización de oxido bórico (B2O3) en la industria de la cerámica y el vidrio representa mas de la mitad del consumo global de oxido bórico, estimado en 1,5 millones de toneladas de B2O3 anuales.

El oxido bórico está presente en la formulación de numerosos vidrios comerciales en un porcentaje importante. Actúa como fundente y formador de red, permitiendo la formulación de vidrios con combinaciones de propiedades que no seria posible obtener de forma alternativa. El papel fundamental del oxido bórico es el de fundente de baja temperatura cuando los niveles de alcalinos están limitados por otras propiedades. Así, el oxido bórico reduce la temperatura de fusión, formación y vitrificación pero, contrariamente a los alcalinos sodio y potasio, permite obtener vidrios con gran resistencia química, baja expansión térmica y baja conductividad eléctrica. En cerámica, el oxido bórico facilita el ajuste de la expansión térmica y de la temperatura de fusión del esmalte a las características del soporte. Por este motivo, es ampliamente utilizado en fritas que dan lugar a esmaltes para pavimentos y revestimientos cerámicos, así como en vajilla, desempeñando además un papel decisivo en la formulación de esmaltes sin plomo.
 
Otra aplicación de gran importancia de los boratos es la fabricación de lana de vidrio para aislamiento térmico y acústico. También son relevantes la producción de fibra de vidrio de refuerzo, esmaltes de chapa y vidrio óptico así como diferentes aplicaciones técnicas de vidrios de borosilicato para iluminación, laboratorio, medicina, utensilios de cocina o pantallas LCD.

Vista la amplia variedad de aplicaciones del boro, y dado que una gran parte de ellas se deben a su efecto fundente, en el presente trabajo se estudia la viabilidad técnica del empleo de distintas materias primas borácicas como fundentes auxiliares en la fabricación de soportes cerámicos de baja porosidad.

2. OBJETO Y ALCANCE
El objetivo de este trabajo es doble:

Determinar cómo influye el boro sobre las propiedades de los soportes de pavimentos gresificados y de gres porcelánico, así como sobre las diferentes etapas de que consta su proceso de preparación.

Determinar la influencia de diferentes tipos de materias primas borácicas aportadoras de la misma cantidad de boro sobre el comportamiento y propiedades de las composiciones de gres porcelánico.

3. EFECTO DEL BORO SOBRE EL COMPORTAMIENTO Y PROPIEDADES DE LOS SOPORTES DE PAVIMENTO CERÁMICO

En primer lugar se estudió el efecto que produce la presencia de boro sobre el comportamiento y propiedades de distintos tipos de soportes de pavimento cerámico: pavimento gresificado de cocción roja, pavimento gresificado de cocción blanca y gres porcelánico.

Los aspectos abordados en esta parte del trabajo fueron los siguientes:

-	comportamiento reológico de las suspensiones
-	comportamiento durante la etapa de prensado
-	comportamiento durante la etapa de cocción
-	evolución del contenido en fases cristalinas durante la cocción

3.1 EXPERIMENTAL
3.1.1.- Materiales
Las composiciones de soporte utilizadas (pavimento de cocción roja y blanca y gres porcelánico) se muestran en las Tablas 1 a 3. Las materias primas empleadas, así como los porcentajes en que intervienen, son los que se emplean industrialmente de forma habitual.

La materia prima utilizada para adicionar el boro a las composiciones fue la Hidroboracita H-44, cuya composición estequiométrica es CaO•MgO.3B2O3.6H2O.

3.1.2.- Procedimiento experimental
Acondicionamiento de las materias primas y preparación de las composiciones.

Para cada uno de los soportes se prepararon dos composiciones, una de ellas exenta de hidroboracita y otra en la cual se introducía esta materia prima en un porcentaje del 0.90 % en peso.

Materia prima	Contenido (%)
Arcilla Moró	34
Arcilla Villar 1	32
Arcilla Villar 2	32

Tabla 1. Composición de pavimento gresificado de cocción roja PGR (%, en peso).

Materia prima	Contenido (%)
Arcilla Teruel	30
Arcilla Inglesa	20
Feldespato sódico potásico	30
Lepidolita	20

Tabla 2. Composición de pavimento gresificado de cocción blanca PGB (51, en peso).

Materia prima	Contenido (%)
Arcilla Ucrania	50
Feldespato sódico	40
Arena feldespática	10

Tabla 3. Composición de gres porcelánico GP (", en peso).

Con anterioridad a la preparación de las composiciones algunas materias primas sufrieron un tratamiento previo. Las arcillas se molturaron vía seca en un molino de martillos con un tamiz de salida de 1 mm de luz de malla, mientras que las materias primas desgrasantes se molieron vía húmeda en un molino de bolas hasta alcanzar un residuo sobre tamiz de 75 , tm próximo al 2 %. Posteriormente se mezclaron las distintas materias primas, incluyendo la hidroboracita, en los porcentajes adecuados (Tablas 1 a 3) y se molturó vía húmeda la mezcla obtenida hasta alcanzar los siguientes residuos:

-	pavimento gresificado en pasta roja: 4-5 % a 63 um
-	pavimento gresificado en pasta blanca: 2-3 % a 63 um
-	gres porcelánico: 1.0-1.5 % a 40 Om

Comportamiento reológico

La influencia que ejerce la hidroboracita sobre el comportamiento reológico de las suspensiones de atomización se estudió mediante la determinación de las curvas de desfloculación. Para ello se prepararon suspensiones a partir de las composiciones, sobre las que se determinó su viscosidad a medida que se adicionaban distintas cantidades de desfloculante. La mezcla de desfloculantes empleada fue de tres partes de metasilicato sódico (MTS) y una de tripolifosfato sódico (TPF). El equipo de medida utilizado fue un viscosímetro Gallemkamp de hilo de torsión n°30.

En estos ensayos se mantuvo constante, para cada tipo de composición, el contenido en sólidos de las suspensiones con el propósito de obtener resultados comparables. El valor del contenido en sólidos fue del 68 % para las composiciones PGR, del 72 % para las PGB y del 67 % para las GP.

Comportamiento durante la etapa de prensado

El comportamiento en el prensado se estudió mediante la determinación de los diagramas de compactación. Para determinar estos diagramas se conformaron probeta cilíndricas (de 4 cm de diámetro y aproximadamente 6 mm de espesor) por prensado unidireccional, a una humedad de prensado del 5.5 % (b.s.) y distintas presiones de prensado que variaron en función del tipo de soporte.

Las probetas se secaron a 110°C en una estufa eléctrica de laboratorio, con recirculación de aire, hasta pesada constante. Posteriormente se determinó su densidad aparente por el método de inmersión en mercurio.

Comportamiento durante la etapa de cocción

El comportamiento en la cocción se estudio mediante la realización de los diagramas de gresificación. Estos diagramas se determinaron manteniendo constante, para cada tipo de composición, la compacidad de las probetas al objeto de eliminar la influencia de esta variable.

Las cocciones se realizaron en un horno eléctrico de laboratorio con un ciclo rápido de cocción y un tiempo de permanencia a la máxima temperatura de 6 minutos. La velocidad de calentamiento fue de 25°C/min y el enfriamiento se efectuó por convección forzada.

Sobre las probetas cocidas se determinó la densidad aparente, la contracción lineal y la absorción de agua. La densidad aparente se midió por el método de inmersión en mercurio, la contracción de cocción por la diferencia existente entre el diámetro en seco y en cocido y la absorción de agua se calculó midiendo la ganancia de peso experimentada por las probetas al introducirlas en agua en ebullición por un período de dos horas.

Evolución de las fases cristalinas durante el transcurso de la cocción

Para estudiar la incidencia que ejerce la presencia de boro sobre la evolución de las fases cristalinas durante la cocción, se adicionó a la composición de gres porcelánico un 9.5% en peso de Hidroboracita. Este porcentaje se seleccionó para apreciar con mejor claridad su efecto.

Con esta nueva composición, a la que se le asignó la referencia GPHB, se prensaron y cocieron probetas según los procedimientos ya indicados. También se prepararon probetas a partir de la composición exenta de hidroboracita (GP) para disponer de probetas de referencia.

Las probetas cocidas se molturaron y, posteriormente, se les realizó una difracción de rayos X. Este ensayo también se efectuó sobre las probetas crudas al objeto de conocer el porcentaje inicial de fases presentes.

Las fases cristalinas presentes en cada una de las muestras se identificaron comparando los difractogramas con fichas JCPDS para fases cristalinas puras. Para estudiar la evolución de las fases cristalinas presentes en las muestras con la temperatura de cocción, se calculó, con un software de deconvolución e integración de picos, el área de los picos más intensos de las fases identificadas. Se seleccionaron los picos de máxima intensidad relativa para el cuarzo (d=3.341) y la albita (d=3.19A). Para la mullita se seleccionó un pico de menor intensidad relativa (el de d=5.391), ya que no presenta solapamiento con picos de otras fases.
 
3.2.- RESULTADOS OBTENIDOS Y DISCUSIÓN

Comportamiento reológico

En las Figuras 1, 2 y 3 se muestra la influencia que ejerce la adición de hidroboracita sobre el comportamiento de las composiciones durante la etapa de desfloculación. Como ya se ha indicado, en esta serie de ensayos se ha mantenido constante, para cada tipo de composición, el contenido en sólidos de las suspensiones.

Figura 1. Curvas de desfloculación de las composiciones de pavimento de cocción roja.

Figura 2. Curvas de desfloculación de las composiciones de pavimento de cocción blanca.

Se observa que, para los tres tipos de composiciones, la introducción de hidroboracita desplaza las curvas hacia contenidos en desfloculante más elevados, necesitándose por lo tanto un mayor consumo del citado aditivo para alcanzar la viscosidad de trabajo. 

Este efecto parece ser más acusado en las composiciones de cocción blanca, ya que mientras que para éstas es necesario aumentar la cantidad de desfloculante en un 0.5 %, para las de cocción roja el aumento es tan sólo del 0.2 %. Por otra parte, es interesante destacar que la introducción de hidroboracita no modifica el valor de la viscosidad mínima obtenida, lo que permite mantener constante el contenido en sólidos de la suspensión y, con ello, el rendimiento de la etapa de atomización.

La modificación del comportamiento reológico que experimentan las suspensiones con la introducción de hidroboracita debe asociarse a la solubilidad parcial que presenta esta materia prima en medio acuoso. Este hecho aumenta la concentración de iones Ca+' y Mg" en la disolución, así como del ion boro en distintos estados de hidratación. Mientras que el Ca'' y Mg++ actúan como floculantes I'1 y, por tanto, es necesaria la adición de una mayor cantidad de desfloculante (fundamentalmente tripolifosfato) para secuestrarlos y/o completarlos 121, el ion boro no genera ningún efecto perjudicial sobre el comportamiento reológico de las suspensiones 13.41.
 
Figura 3. Curvas de desfloculación de las composiciones de gres porcelánico.
 
Figura 4. Diagramas de compactación.
 
Comportamiento durante la etapa de prensado

Los diagramas de compactación de las distintas composiciones se muestran en la Figura 4. Se observa que, para todas las composiciones estudiadas, a medida que aumenta la presión aplicada se incrementa el valor de la densidad aparente obtenido, ajustándose los datos experimentales a una línea recta cuando se representan en escala semilogarítmica. Este comportamiento es el habitualmente observado para este tipo de composiciones.

Del análisis de estos diagramas se deduce que, aunque la introducción de Hidroboracita disminuye ligeramente la compacidad de las probetas, las diferencias detectadas son escasas, debido a la baja proporción de la citada materia prima en las composiciones.
Comportamiento durante la etapa de cocción

Los diagramas de gresificación de las composiciones se muestran en las Figuras 5, 6 y 7. En estos diagramas se ha representado, para las dos composiciones de pavimento, la evolución de la contracción lineal y de la absorción de agua con la temperatura de cocción, mientras que para la de gres porcelánico, se muestra la variación de la densidad aparente y de la absorción de agua de las probetas.

Puede apreciarse que, para los tres tipos de composiciones, la adición de hidroboracita desplaza las curvas representadas hacia temperaturas menores, lo que indica que esta materia prima produce un aumento de la fundencia de las composiciones y, por lo tanto, permite la reducción de la temperatura de cocción de estos productos.

A partir de estas representaciones se ha calculado la temperatura a la cual las probetas de pavimento alcanzan la absorción de agua de trabajo. Se ha tomado un valor de la absorción de agua (AA) del 4 % para las composiciones de cocción roja (T4) y un 2 % para las de cocción blanca (T2). Posteriormente, y a esas temperaturas, se han calculado las propiedades de las probetas: contracción lineal (CL) y densidad aparente (Dap). Estos resultados se muestran en las Tablas 4 y 5. En ellas también se incluye la pendiente de las curvas contracción-temperatura (ACL/AT) a la temperatura de trabajo, por su estrecha relación con la robustez que presentan las composiciones frente a los calibres y descuadres.

Se aprecia que, para ambos productos, la introducción de hidroboracita disminuye la temperatura a la cual se alcanza la absorción de agua de trabajo, dependiendo esta reducción del tipo de producto considerado. De este modo, mientras que para la composición de cocción roja la disminución de la temperatura es de unos 6°C, para las composiciones de cocción blanca, la reducción de la temperatura es mucho más elevada, entre 20 y 25°C.

El motivo por el que la presencia de hidroboracita en la composición disminuye la temperatura de cocción de las piezas se debe al bajo punto de fusión de esta materia prima, lo que reduce la temperatura a la que comienzan a generarse las primeras fases líquidas. Este hecho, unido a la menor viscosidad que proporciona la presencia de boro en la fase líquida''I, produce un aumento de la velocidad de gresificación de las probetas y, por tanto, que se alcance una determinada porosidad a temperaturas más bajas.
El aumento de la fundencia de las composiciones no lleva asociado un incremento .significativo ni de la contracción de las probetas ni de las pendientes de las curvas contracción-temperatura (ACL/AT), como se deduce de la observación de las Tablas 4 y 5. Ambos hechos indican que la estabilidad dimensional de las piezas (tendencia a la aparición de calibres y descuadres) no varía con la introducción de hidroboracita en el porcentaje ensayado.

Para las composiciones de gres porcelánico, se ha tomado como temperatura de trabajo aquella a la cual se alcanza el estado de máxima densificación (T,,,,x). En la Tabla 6 se muestra el valor de esta temperatura así como las propiedades correspondientes a estas probetas. Puede observarse que la introducción de hidroboracita produce una disminución de la temperatura de trabajo de unos 20 °C, sin que ello modifique de forma apreciable ni la contracción de las probetas, ni su porosidad, tanto abierta como cerrada. Este hecho indica que, en principio, la resistencia a las manchas del producto pulido no debe deteriorarse con la introducción de hidroboracita en el porcentaje ensayado.

Tabla 4. Propiedades de las probetas de pavimento gresificado de cocción roja con un 4 % de absorción de agua.

Tabla 5. Propiedades de las probetas de pavimento gresificado de cocción blanca con un 2 % de absorción de agua.

Un aspecto a destacar es la escasa disminución del intervalo de cocción (I) en el que las probetas presentan la mínima porosidad para la cantidad de hidroboracita introducida (0.9 %). Este parámetro se ha calculado como el intervalo de temperaturas en que las piezas mantienen una densidad aparente no inferior en 0.01 g/cm3 respecto a la máxima.

Tabla 6. Propiedades de las probetas de gres porcelánico a las temperaturas de máxima densificación.

Evolución de las fases cristalinas

Las fases identificadas en las probetas crudas han sido illita, caolinita, cuarzo y albita. En el difractograma correspondiente a la composición GPHB no se detectan los picos correspondientes a la hidroboracita. Esto se debe probablemente a efectos de absorción de rayos X, ya que el coeficiente de absorción másico de la hidroboracita es mucho más bajo que el de la matriz en la que se encuentra.

La intensidad de las reflexiones (picos) de una fase cristalina contenida en una muestra depende de la concentración relativa de dicha fase en la muestra. Esta relación raramente es lineal, pero para muestras de las mismas características (muestras similares) y efectuando los ensayos de difracción en las mismas condiciones, se puede comparar el contenido en cada fase cristalina en las distintas muestras a partir de los valores del área de los picos de dicha fase.

En las probetas cocidas únicamente se ha detectado cuarzo, albita y mullita. Los picos correspondientes a los minerales arcillosos (illita y caolinita) no se detectan debido a la descomposición que experimentan estos minerales a temperaturas relativamente bajas (<1000 °C).

En la figura 8 se observa que durante la cocción del gres porcelánico (GP) a alta temperatura (>1000 °C) se va fundiendo progresivamente el feldespato sódico (albita), que forma fase líquida, hasta eliminarse prácticamente en la composición a 1200 °C. El cuarzo también se disuelve, siendo su velocidad de disolución (pendiente de la curva) mucho menor. No obstante, a temperaturas altas aumenta su velocidad de disolución debido a que se incrementa el contenido en fase líquida y disminuye su viscosidad, lo que facilita su disolución. También se forma mullita, cuya proporción va aumentando, para las temperaturas ensayadas.

La introducción de hidroboracita en la composición disminuye el contenido en cuarzo y albita en todo el intervalo de temperaturas, lo que indica un aumento considerable de la velocidad de disolución de estos minerales. También se observa que la mullita, una vez formada, se redisuelve de forma progresiva. Estas diferencias se deben a que la presencia de B2O3 forma un vidrio de baja viscosidad que favorece la disolución de las fases cristalinas presentes en las piezas.

Tabla 7. Áreas de los picos de las probetas cocidas a la temperatura de máxima densificación.

Figura 8. Variación del contenido en fases cristalinas con la temperatura de cocción

Por consiguiente, aunque la introducción de B2O3 no modifica las fases cristalinas existentes en el producto cocido, si que varía su proporción. En la tabla 7 se indican las áreas de los picos correspondientes a las fases detectadas a la temperatura de trabajo de cada composición, 1198°C para la composición GP y 1084°C para la GPHB. De la observación de la tabla se deduce que la presencia de boro en la composición de partida reduce la cantidad de cuarzo y mullita debido a la mayor capacidad que presenta la fase líquida formada para disolver ambas especies en el fundido. Por el contrario, el contenido en albita es más elevado, lo que parece indicar que este mineral se integra predominantemente en el fundido mediante un mecanismo de fusión gradual más que por un mecanismo de disolución.

4. INFLUENCIA DEL TIPO DE MATERIA PRIMA BORÁCICA SOBRE EL COMPORTAMIENTO Y PROPIEDADES DE LAS COMPOSICIONES DE GRES PORCELÁNICO
En el apartado anterior se ha comprobado que la introducción de pequeñas cantidades de boro, en forma de hidroboracita, en composiciones de soportes de baja porosidad produce un aumento de la velocidad de gresificación de las probetas, sin que ello implique un deterioro de su estabilidad dimensional. Por tanto, el efecto fundente que ejerce el boro puede aprovecharse para modificar los ciclos de cocción, ya sea para disminuir la temperatura máxima, ya para reducir el tiempo en el que las piezas permanecen a alta temperatura.

Ahora bien, la introducción de hidroboracita origina un importante aumento de la cantidad de desfloculante necesaria para que las suspensiones que van a ser atomizadas mantengan invariable su viscosidad, debido a la solubilidad de iones alcalinotérreos (Ca++ y Mg”) de carácter floculante en el medio acuoso. Por este motivo se decidió estudiar, en esta parte del trabajo, la influencia que ejerce la naturaleza de la materia prima que aporta el boro sobre el comportamiento y propiedades de la composición de gres porcelánico (GP), prestando especial interés a la reología de las suspensiones.

4.1- EXPERIMENTAL
4.1.1.- Materiales
La composición de gres porcelánico empleada en esta parte del estudio fue la descrita en el apartado 3.1.1 (GP). Como materias primas aportadoras de boro se utilizaron la Hidroboracita, el Borax y el Ácido bórico. Estas materias primas presentan distintos grados de solubilidad en agua y, además de boro, aportan otros cationes a la composición. En la tabla 8 se muestran algunas de sus características.

Tabla 8. Composición estegniométrica de las materias primas borácicas.

4.1.2. Procedimiento experimental Preparación de las composiciones
A partir de la composición de gres porcelánico GP se prepararon dos series de composiciones. En una de ellas el contenido de cada una de las materias primas borácicas adicionada fue aquel que aportaba a la composición un 0.5 % de B2O3, mientras que en la segunda serie el contenido de BZO3 fue del 1.0 %. Las referencias asignadas a estas composiciones que indican en primer lugar el tipo de composición (GP), en segundo lugar la cantidad de B2O , presente (0.5 ó 1.0) y en último lugar la materia prima que aporta el boro (AB, HB ó BX). El procedimiento seguido para la preparación de las composiciones fue el descrito en el apartado 3.1.2.

Comportamiento neológico

Las suspensiones se prepararon disolviendo y / o desliendo la materia prima borácica en el agua, adicionando el desfloculante y finalmente la composición. Todas las suspensiones se prepararon a un contenido en sólidos del 67% (en peso) y con un contenido en desfloculante del 0.3 %. El desfloculante empleado fue una mezcla de metasilicato y tripolifosfato sódico.

La medida de los parámetros reológicos se realizó en un reómetro Bohlin CS-50, en el que se controla el par de fuerzas aplicado por el motor y se mide la deformación producida en cada instante.
 
Los ensayos de flujo han consistido en la secuencia de etapas que se describe a continuación:

1"	Agitación a elevados gradientes de velocidad durante 30 segundos.
2"	Reposo durante 300 segundos.
30	Rampa de fuerzas de cizalla crecientes (estabilización = 30 s, integración = 10 s).
4"	Rampa de fuerzas de cizalla decrecientes (ídem).
Finalmente, para conocer si existía algún tipo de evolución de las propiedades reológicas con el tiempo, se almacenaron las suspensiones durante 4 días, tras los cuales, se determinaron de nuevo las curvas de flujo siguiendo el procedimiento anteriormente indicado.

Comportamiento en cocción

La evolución de la densidad aparente, contracción lineal y absorción de agua con la temperatura se determinó siguiendo los procedimientos descritos en el apartado 3.1.2. Además de estas propiedades, también se evaluó la tendencia a deformar por piroplasticidad de las piezas. Para ello se conformaron probetas prismáticas de 80 mm de longitud, 20 mm de anchura y 7 mm de espesor, las cuales se cocieron apoyándolas únicamente por sus dos extremos, de tal modo que se permitía que éstas deformasen en el transcurso de la cocción. El índice de piroplasticidad (IP) se calculó mediante la siguiente expresión:

e: espesor de la pieza
s: flecha de deformación L: distancia entre apoyos

Propiedades del producto acabado

Las dos propiedades determinadas sobre las probetas cocidas fueron el color y el comportamiento frente a las manchas del producto pulido.
Las coordenadas cromáticas (L*, a*, b*) se determinaron en un espectrofotómetro de reflectancia difusa utilizando un iluminante tipo D,,; y un observador standard a 10".
Previamente a la evaluación del comportamiento frente a las manchas, las probetas cocidas se pulieron con abrasivo de tamaño de grano progresivamente más fino, primero con carburo de silicio y después con diamante, hasta finalizar con abrasivo de tamaño medio de grano de 1 I.im.
Sobre estas probetas se determinaron las coordenadas cromáticas y posteriormente se impregnaron de tinta negra mediante el empleo de un rotulador indeleble exento de Xileno. Transcurridos 60 segundos se procedió a la limpieza de las probetas con un cabezal recubierto de estropajo Scotch-Brite fibra blanca empapado en alcohol. Este cabezal estaba acoplado a un dispositivo que giraba a 250 r.p.m. y que ejercía una fuerza de 10 kg. El proceso de limpieza duró 10 minutos, tras los cuales se determinaron nuevamente las coordenadas cromáticas. La resistencia a las manchas se evalúo como la diferencia entre la coordenada L* antes del proceso de limpieza y finalizado este. Esta diferencia se calculó a una temperatura ligeramente superior a la de máxima densificación.

4.2-. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 
4.2.1.- Comportamiento reológico
En la Figura 9 se representa la variación de la viscosidad con el gradiente de velocidad de las composiciones medidas al cabo de 60 minutos de su preparación. En esta figura se aprecia que la naturaleza de la materia prima borácica y así como su contenido posee una marcada influencia sobre el comportamiento reológico de las suspensiones. En efecto, mientras que la introducción de ácido bórico no produce cambios significativos cuando el contenido en B2O3 es del 0.5 %, la adición de esta materia prima en mayores porcentajes (1.0 de B203) produce un ligero aumento de la viscosidad. Del mismo modo, la presencia de hidroboracita y borax conduce a un aumento de la viscosidad de la suspensión más elevado, en especial el borax que proporciona valores de viscosidad fuera del rango de medida del equipo, motivo por el cual no aparecen representados en la figura.
Con el propósito de visualizar mejor este efecto, se ha calculado la viscosidad de estas suspensiones para un gradiente de velocidad de 0.1 s'. Se comprueba que mientras que las suspensiones GP y GP+0.5AB proporcionan respectivamente viscosidades de 125 y 140 Pa•s, el aumento de la viscosidad que originan el resto de composiciones es más elevado, desde los 290 Pa•s de la composición GP+1.0AB a los 870 y 1340 Pa•s para las GP+0.5HB y GP+1.0HB.
El comportamiento de estas mismas suspensiones tras permanecer 4 días en reposo de muestra en la Figura 10. En ella únicamente se representan las curvas correspondientes a las suspensiones referencia (GP) y con ácido bórico debido a que el resto de suspensiones preparadas presentaban una viscosidad fuera del rango de medida del equipo utilizado. En la figura se observa que la presencia de ácido bórico en pequeños porcentajes (0.5 % de B2O3) no produce ningún efecto negativo sobre la estabilidad de la suspensión con el tiempo. Mayores proporciones de esta materia prima parecen aumentar ligeramente la viscosidad de la suspensión tras su permanencia en reposo durante 4 días.
Puede pues concluirse que el ácido bórico, en porcentajes del 0.9 % (equivalentes a un 0.5 % de peso de B203), es la única materia prima que permite introducir boro sin que ello influya desfavorablemente sobre el comportamiento reológico de las suspensiones de gres porcelánico. Por este motivo, la continuación del estudio se realizó únicamente con esta materia prima.

4.2.2. – Comportamiento durante la cocción

La evolución de la densidad aparente y de la absorción de agua con la temperatura máxima de cocción se muestra en la Figura 11. En ella se observa que la introducción de ácido bórico produce dos efectos. Por una parte, desplaza las curvas representadas hacia temperaturas menores, siendo este efecto más acusado al aumentar la cantidad de ácido bórico introducido. Por otra, disminuye el valor de la densidad aparente máxima alcanzada cuando el contenido en B2O3 es del 1.0 %.

En la tabla 9 se muestran las propiedades que presentan las probetas a la temperatura de máxima densificación. Se comprueba que la introducción de B2O3 en un 0.5 % y un 1.0 % en la composición origina una disminución de la temperatura de trabajo de 15°C y 28°C respectivamente. Ahora bien, mientras que la adición del 0.5% de B2O3 no modifica la porosidad del producto cocido, la introducción de un 1.0 % produce un aumento de la porosidad cerrada de las probetas, lo que se detecta por la disminución que experimenta la densidad aparente de las piezas cocidas. Al objeto de comprobar lo anteriormente expuesto, se observaron por microscopia óptica secciones de probetas en el estado de máxima densificación, las cuales se muestran en la Figura 12. Se comprueba que, mientras que la incorporación de un 0.5 % de B2O3 no produce cambios significativos en la microestructura interna de las piezas, la incorporación de un 1.0 % de B2O3 la modifica sustancialmente. Los cambios más importantes estriban en el aumento del tamaño y del área ocupada por poros, así como en la mayor esfericidad de estos, características que indican la presencia en las piezas de una mayor cantidad de fase líquida de menor viscosidad.

Este último aspecto, motiva que la tendencia a deformar por piroplasticidad de las piezas que incorporan un 0.5 % de B2O3 sea ligeramente superior al de la composición GP.


GP
GP+0.5AB
GP+1.OAB
Tmax (°C)
1198
1183
1170
CLmax (%)
8.1
8.0
7.9
Dapmax (g/cm3)
2.410
2.412
2.388
AAmax (%)
0.0
0.1
0.0
IP
4.2
5.0
-

4.2.3.- Propiedades del producto acabado

En la Tabla 10 se muestran los valores de las coordenadas cromáticas y de ?E* de las piezas a la temperatura de máxima densificación. Se comprueba que la introducción de ácido bórico no modifica apreciablemente ni el color de las piezas cocidas, ni el comportamiento frente a las manchas del producto pulido en el caso de la adición de un 0.5% de B2O3. Esta última característica está de acuerdo con las observaciones microestructurales realizadas en el apartado anterior, en el cual no se observaron cambios significativos con la introducción de un 0.5 % de B4O3.





GP
GP+0.5AB
GP+1.OAB
L*
74.9
75.1
75.2
a*
1.9
1.9
1.9
b*
12.5
12.5
12.6
?E*
2.2
2.1
-
Tabla 10. Propiedades del producto cocido a la temperatura de máxima densificación. 5. 

CONCLUSIONES
De los resultados obtenidos en este trabajo se pueden extraer las siguientes conclusiones:
La presencia de pequeñas cantidades de B2O3 en las composiciones utilizadas para la obtención de soportes de baja porosidad aumenta la velocidad de gresificación de las piezas, lo que puede aprovecharse para reducir la temperatura máxima de cocción de estos productos o para disminuir el tiempo de permanencia de las piezas a temperatura elevada. Este efecto fundente se debe al bajo punto de fusión que presentan los compuestos borácicos.
La introducción de materias primas borácicas en pequeñas cantidades no modifica significativamente el comportamiento durante el prensado de las composiciones ni la robustez de éstas frente a la aparición de defectos de estabilidad dimensional (calibres y descuadres).
La naturaleza de la materia prima que aporta el boro tiene un marcado efecto sobre el comportamiento reológico de las suspensiones. En este trabajo se ha comprobado que mientras que el empleo de Hidroboracita y Bórax dificultan el procesado de las suspensiones de gres porcelánico, la utilización de ácido bórico en cantidades de hasta el 0.9 % (0.5 % de B2O3) no altera su reología.
Asimismo, el empleo de ácido bórico en las cantidades indicadas (0.5% de B2O3) no dificulta ni el comportamiento de las piezas durante las distintas etapas del proceso de fabricación ni empeora las propiedades técnicas del producto cocido, por lo que puede concluirse que el ácido bórico puede ser utilizado como fundente auxiliar de las composiciones de gres porcelánico. 


ESTUDIO DEL EFECTO LUSTRE EN VIDRIADOS
A. Escardino, J.L. Amorós, M.J. Orts, S. Mestre
Instituto de Tecnología Cerámica.
Asociación de Investigación de las Industrias Cerámicas.
Universitat Jaume I. Castellón. España.
A.Belda, J. Marco, J.J. Salas

Fritta, S.L.
RESUMEN
Se ha estudiado las transformaciones que se producen durante el tratamiento térmico de una frita industrial, conteniendo óxidos de cerio y de circonio, que se viene utilizando para obtener el denominado "efecto lustre" en la superficie de vidriados.
Se han realizado ensayos con la citada frita (utilizando idéntica distribución granulométrica a in que se suele emplear industrialmente), sola (en probetas cilíndricas o aplicada en forma de capa sobre soporte cocido) y aplicada en lámina fina (mediante técnica serigráfica) sobre una capa de partículas de esmalte (en crudo) de cocción transparente (cristalina).
En ambos casos se ha estudiado la influencia del ciclo de cocción sobre las características del vidriado final obtenido (brillo, tonalidad, etc.) y sobre el contenido y tamaño de grano de las fases cristalinas presentes que, alrededor de 1100°C, son circón y una solución sólida de ZrO2 en CeO2 (CexZryO2), con estructura tipo CaF2.

INTRODUCCIÓN
Uno de los efectos ópticos que se suele producir, con fines decorativos, en la superficie de los recubrimientos vidriados de las baldosas cerámicas es el denominado "efecto lustre". Consiste en conferir, a la superficie del vidriado, un brillo metalizado que cambia ligeramente de tonalidad al modificarse el ángulo de incidencia de la luz. Estos cambios de tonalidad, al incidir un haz de luz blanca, se deben posiblemente a la interferencia constructiva entre rayos de luz reflejados en las interfaces superior e inferior de una lámina fina, cuando esta posee un índice de refracción diferente al del medio del que proviene el haz luminoso que incide con un determinado ángulo. Para que se produzca esa interferencia, la diferencia entre el camino óptico recorrido por los rayos reflejados, en cada una de las dos interfaces, ha de ser un múltiplo entero de la longitud de onda de la luz incidente. Como la luz blanca es una mezcla de radiaciones con diferentes longitudes de onda, para cada una de ellas, la condición de interferencia constructiva se produce a espesores de capa distintos.
El efecto lustre se puede conseguir aplicando, por técnicas serigráficas, una lámina fina de frita de composición adecuada, conteniendo Ce y Zr, sobre una capa de partículas de un esmalte crudo, consolidada sobre un soporte cerámico, cociendo seguidamente el conjunto, a las condiciones (ciclo térmico) habitualmente empleadas en la industria para obtener baldosas cerámicas de revestimiento por monococción.
El objetivo de este trabajo ha sido: a) tratar de averiguar la causa por la que se produce el efecto lustre y conocer las condiciones de cocción mas adecuadas para potenciarlo; b) Intentar aclarar la razón por la que las superficies de los vidriados en las que se ha provocado el efecto lustre, unas veces muestran una tonalidad azulada y otras presentan un tono amarillento, partiendo de la misma frita e idéntico esmalte base.

3. EXPERIMENTAL
Se ha utilizado una frita conteniendo CeO2 y ZrO2 en su composición, que se ha molturado, vía húmeda, hasta obtener una distribución granulométrica que dejaba un rechazo del 2%, en peso, sobre tamiz de luz de malla de 40µm.
Se han realizado experimentos con tres tipos de muestras preparadas con la frita molturada conteniendo Ce y Zr:
Cilindros conformados por colado de una suspensión de partículas de dicha frita;
Capas consolidadas de partículas de la citada frita aplicadas, vía húmeda, sobre un soporte cerámico cocido (de revestimiento);
Láminas finas obtenidas aplicando serigráficamente una suspensión, en un líquido orgánico, de partículas de la frita mencionada sobre una capa consolidada, en crudo, constituida por partículas de una frita de cocción transparente (cristalina).
Se han realizado diferentes tratamientos térmicos, en idénticas condiciones para 1os tres tipos de muestras preparadas, con el fin de estudiar la influencia de la velocidad de calentamiento, de la temperatura máxima del ciclo térmico y del tiempo de permanencia a la temperatura máxima, sobre las características de los productos (vidriados) resultantes.
En las muestras cilíndricas cocidas se han determinado, por DRX: las fases cristalinas que desvitrifican, el área del pico de máxima intensidad de las mismas (tras comprobar que no presentaban solapamientos), el tamaño del cristalito, a partir de la amplitud del pico de DRX, utilizando la ecuación de SCHERRER [2]. El área del pico de máxima intensidad, correspondiente a cada fase cristalina presente, es proporcional al contenido de la misma en la muestra estudiada.
En los vidriados obtenidos al cocer las muestras descritas en los subapartados (b) y (c) se ha determinado el brillo, con un ángulo de incidencia de 60°, y las coordenadas cromáticas, con un espectrofotómetro de reflectancia difusa, incluyendo la componente especular, utilizando un observador standard CIE 2° y un iluminante standard CIE tipo C [3].

4. RESULTADOS
4.1.- IDENTIFICACIÓN DE LAS FASES CRISTALINAS QUE DESVITRIFICAN
En la figura 1 se han representado los difractogramas obtenidos al calentar, a una velocidad de 25°C /min. (hasta alcanzar distintas temperaturas máximas) muestras cilíndricas del tipo descrito en el apartado 3 (a). Como puede apreciarse, se detectan tres fases cristalinas: una corresponde a la estructura de la cerianita, la otra a la del circón y la tercera es petedunita. En dicha figura se observa que el pico de la estructura de cerianita aparece ya claramente definido en el experimento realizado hasta la temperatura máxima de 900°C, desplazándose hacia ángulos mas bajos (valores más altos del espaciado interplanar d111) a medida que aumenta Tmax, a la vez que se aprecia un aumento progresivo de la intensidad del pico d200 del circón, a partir de la Tmax de 1000°C, que prácticamente se estabiliza a 1100°C. En la tabla 1 puede observarse que, el espaciado interplanar de la fase que cristaliza con estructura de cerianita (d111), que para el CeO2 puro es de 3.124A, se va desplazando desde 3.07A a 3.09A, al aumentar Tmax, a partir de 1000°C. Conviene resaltar que la petedunita deja de detectarse a partir de 1050°C.

Estos resultados indican que el pico correspondiente a la estructura de la cercanita que aparece en el intervalo de valores de 20 representado en la figura 1, se debe a una solución sólida de ZrO2 en CeO2, con la estructura cristalina cúbica característica de este último óxido. En efecto, en la bibliografía consultada (4) el valor de = 3.07A, que es el valor medio de dicho parámetro para la especie cristalina con estructura de cercanita que se obtiene en los experimentos en los que las muestras se calentaron hasta Tmax < 1000ºC (tabla 1) corresponde a una solución sólida de ceria y circonia que cristaliza en el sistema cúbico con una fórmula molecular Ce 0.75Zr 0.25O 2. Esta solución sólida va en el incremento progresivo que experimenta el parámetro de que a 1150 ºC alcanza el valor 3.09 (que corresponde a una solución sólida de fórmula molecular Ce0.75Zr0.25O2. El ZrO2 que se exsoluciona cristaliza y luego interacciona con la sílice de la fase vítrea formando circón [5].


Tmax.
D111(A) de la estructura
Otras fases cristalinas
(°C)
de cerianita
Circón
Petedunita
900
3.07
No
No
950
3.07
No
Sí
975
3.06
No
Sí
1000
3.07
No
Sí
1025
3.08
Sí
Sí
1050
3.08
Sí
Sí
1075
3.09
Sí
No
1100
3.09
Sí
No
1150
3.09
Sí
No

La presencia en el vidriado final de cristales de Ce0.75Zr0.25O2 y de circón, detectados en proporción apreciable en las muestras tratadas térmicamente a Tmax entre 1100ºC y 1150ºC, deben ser la causa del efecto lustre que se obtiene industrialmente a partir de la frita estudiada. En efecto, en casi todos los ciclos térmicos de cocción que se utilizan industrialmente para obtener baldosas vidriadas de revestimiento, el tramo de temperatura máxima constante está comprendido en el intervalo 1075ºC-1140ºC, dentro de la cual, según la figura 1, desvitrifican cantidades apreciables de circón y de la solución sólida de fórmula empírica CexRyO2 (siendo x + y = 1) con estructura cúbica de cercanita (del tipo CaF2).

4.2. – POSIBLE EXISTENCIA DE UNA ETAPA DE NUCLEACIÓN HOMOGÉNEA

	En vidriados de óxidos que contienen circonio y cerio, en proporciones análogas a las que se encuentran en la frita que se estudia, existe la posibilidad de que se formen núcleos de cristalización, de dichos óxidos, por nucleación homogénea. En efecto, en la bibliografía se hace referencia a su capacidad para actuar como agentes nucleantes en vidrios.

	Caso de que en la frita que se estudia, la etapa de crecimiento cristalino del circón y/o de la solución sólida CexZryO2, estuviese precedida por una etapa de nucleación homogénea, a temperatura inferior a la Tmax del ciclo térmico que se utiliza habitualmente para la cocción de las piezas esmaltadas (1075 – 1140 ºC), la cantidad de cristales presentes en el vidriado final podría estar influenciada por la velocidad a la que se efectúa la fase de precalentamiento en el ciclo de cocción correspondiente. Esto podría afectar a la intensidad o características del “efecto lustre” en el vidriado resultante.


Etapa de nucleación
Etapa de cristalización
Información del difractograma
Expto. n°




Tamaño cristalito
Área d111 de
Área d200 del

T (°C)
t (min)
T (ºC)
t (min)
(A) de CexZryO2
CexZryO2 (c.p.s.)
circón (c.p.s.)

600
20
1000
20
606
761
125
2
600
180
1000
20
750
1147
77
3
700
20
1000
20
581
754
91
4
700
180
1000
20
740
1671
67

4.2.1. – Experimentos previos
	Para estudiar la posibilidad de que se desarrollará una nucleación homogénea, previa al crecimiento cristalino, se realizó un conjunto de experimentos en los que se mantenía a temperatura constante (600 ó 700 ºC), durante un cierto tiempo (20 ó 180 min.), muestras cilíndricas confeccionadas con las partículas de la frita estudiada, para tratar de provocar una eventual nucleación. Luego se trataba a 1000 ºC, durante 20 min., para intentar desarrollar el crecimiento cristalino. En la tabla 2 se muestran los resultados obtenidos.
	Como puede apreciarse, a las dos temperaturas ensayadas para tratar de provocar una nucleación homogénea, cuando el tiempo de permanencia aumenta, crece un poco el tamaño relativo de “cristalito” y se incrementa considerablemente el contenido de CexZryO2, en el vidriado, no pareciendo afectar en el mismo sentido al contenido en circón que disminuye.
	La duración del periodo de nucleación no afecta demasiado al tamaño medio de cristalito, ya que este debe depender de la duración y de la temperatura a la que se desarrolla el periodo de cristalización, que permanecieron constantes en los cuatro experimentos realizados.
	Del análisis de estos valores parece como si el ZrO2 actuase, junto con el CeO2, como agente co-nucleante, formando parte ambos óxidos de los núcleos estables sobre los que crecen los cristales de CexZryO2. En efecto, al aumentar la cantidad de solución sólida CexZryO2 se reduce el circonio disponible en el sistema par formar cristales de circón, ya que este último resulta de la interacción entre el ZrO2 libre, que se cristaliza directamente por nucleación heterogénea, y la sílice presente en la fase vítrea.

4.2.2. Influencia de la velocidad de calentamiento sobre el desarrollo de la etapa de nucleación

Dado que la duración del tiempo de permanencia de las muestras de frita a 600 ó 700 ºC, influye considerablemente sobre el contenido de cristales de CexZryO2 presentes en el vidriado resultante del tratamiento térmico, se pensó que dicho contenido debería estar también influenciado por la velocidad a la que se desarrollase la fase de precalentamiento en un ciclo térmico de cocción industrial. En efecto, una permanencia más prolongada de las piezas en el intervalo de temperatura donde se produce la nucleación podría traer consigo la formación de una mayor cantidad de cristales de cercanita en el vidriado final, por haberse formado un mayor número de núcleos de cristalización estables previamente. En consecuencia, a las velocidades de calentamiento más altas se deberá obtener menor cantidad de cristales de cercanita, por haber permanecido las muestras menos tiempo en el intervalo de temperatura en el que se favorece la nucleación homogénea.
Expto. n°
Velocidad
Tmax
Tmax

Información
del
n del
difractograma obtenido
difractograma obtenido





CexZryO2
Tamaño
Área d1ll
Área d111

calent(ºC/min)
(ºC)
(min)
d111 (A)
cristalito (P,)
CexZryO2 (c.p.s.)
circón (c.p.s.)
5
1
1000
20
3.103
698
1813
297
6
5
1000
20
3.088
692
1428
154
7
10
1000
20
3.085
693
1253
126
8
25
1000
20
3.087
661
918
142
9
50
1000
20
3.081
607
750
54
10
10
1000
6
3.083
602
1285
47
I1
25
1000
6
3.080
605
943
32
12
50
1000
6
3.079
553
721
-
13
10
1075
6
3.091
944
1143
191
14
25
1075
6
3.089
896
959
146
15
50
1075
6
3.087
881
699
128
16
10
1100
6
3.096
1112
1160
199
17
25
1100
6
3.092
IO24
940
157
18
50
1100
6
3.091
1245
713
141
19
50
1100
4
3.088
1042
766
93

En la tabla 3 se detallan los resultados obtenidos a diferentes velocidades de calentamiento y distintos tiempo de permanencia a la temperatura máxima del ciclo (Tmax), de la que se ensayaron tres valores: 1000ºC, 1075ºC y 1100ºC.

Estos resultados confirman que la etapa de nucleación homogénea juega un papel muy importante en el proceso de desvitrificación que se estudia. En efecto, para una Tmax, dada, a medida que aumenta la velocidad de calentamiento (lo que equivale a disminuir el tiempo durante el que la muestra se encuentra entre 500 y 800 ºC) disminuye el contenido en cristales de CexZryO2 y se reduce un poco el tamaño medio de “cristalito”. La disminución del tamaño de cristalito puede explicarse si se tiene en cuenta que la cristalización de la solución sólida se inicia a temperaturas del orden de 900 ºC < T < y, como consecuencia, el tiempo total durante la cual están creciendo los cristales. Este efecto se acentúa para la velocidad de calentamiento de 50ºC/min.
La disminución del número de núcleos de cristalización estables junto a la reducción del tamaño de los cristales formados, traen como consecuencia la disminución del contenido en CexZryO2, al aumentar la velocidad de calentamiento.
En las micrografías que se muestran en las figuras 2 y 3 puede compararse el tamaño de los cristales obtenidos a una velocidad de calentamiento de 1ºC/min. y a 50 ºC /min., hasta alcanzar 1000 ºC. Cualitativamente no se aprecia una diferencia significativa entre los tamaños de los cristales debido a que estos según los valores obtenidos de las medidas del difractograma (última columna de la tabla 3), sólo difieren en un 13%.
El hecho de que los valores del espaciado interplanar de correspondientes al pico de la solución sólida CexZryO2 en el difractograma, estén tanto más próximos al correspondiente a la cercanita pura (d111 = 3.124A), cuanto mayor es la conclusión anunciada anteriormente según la cual la fase cristalina con estructura de cercanita es una solución sólida de fórmula empírica CexZryO2 que, cuanto más ZrO2 exsoluciona, tanto más se aproxima su estructura a la de CeO2 puro, dado que aumenta su contenido en este óxido.
La disminución del periodo de cristalización de 20 a 6 minutos, a la Tmax = 1000ºC, no afecta prácticamente al contenido en CexZryO2, a las velocidades de calentamiento de 10, 25 y 50 ºC / min. En cambio, se reduce un poco el tamaño de “cristalito” en el vidriado final, como era de esperar. En efecto, partiendo del mismo número de núcleos, cuanto más corto sea el periodo de cristalización, menos crecerán los cristales de CexZryO2.
	Al aumentar la Tmax, a 1075 y 1100ºC, al contenido en CexZryO2 prácticamente no varía, a cada velocidad de calentamiento ensayada, aumentando en cambio el tamaño de cristalito. Esto puede explicarse si se admite que se ha alcanzado al equilibrio en la etapa de cristalización y, en estas circunstancias los cristales más pequeños pueden disolverse a costa de que crezcan los cristales más grandes manteniéndose la cantidad total de fase cristalina invariable. Este hecho se ha observado al estudiar el crecimiento de cristales de circón, en otra frita diferente, en condiciones no isotérmicas.
	En lo que al contenido en circón en las muestras cocidas se refiere, se observa una disminución de su contenido, a las tres temperaturas máximas ensayadas, al aumentar la velocidad de calentamiento utilizada.
	A las velocidades de calentamiento de 10, 25 y 50 ºC y tiempo de permanencia (tmax) de 6 minutos, se aprecia un importante incremento del contenido en circón al pasar de Tmax = 1000 ºC a Tmax = 1075 ºC, siendo mucho menor al aumento que experimenta al pasar a Tmax = 1100 ºC, probablemente por haberse paralizado la exsolución de ZrO2, de la solución sólida.

4.3.- ETAPA DE CRISTALIZACIÓN
	Para confirmar la influencia de la temperatura máxima del ciclo térmico, a la que se desarrolla mayormente la etapa de cristalización, sobre las características y contenido de las fases cristalinas presentes en el vidriado resultante, se realizaron varios experimentos, en un horno eléctrico de laboratorio, en los que se trató térmicamente muestra cilíndricas confeccionadas con partículas de frita, según el ciclo térmico que se detalla a continuación (figura 4):

Expto. nº
Tmax (ºC)
CexZyO2 d111 (A)
Tamaño de cristalito (A)
Área d111 CexZryO2 (c.p.s)
Área d200 circón (c.p.s)
Área d221 petedunita (c.p.s)
20
950
3.074
467
1048
0
98
21
975
3.075
550
1066
0
127
22
1000
3.085
627
1027
33
141
23
1025
3.083
670
1012
69
121
24
1050
3.086
789
1025
103
39
25
1075
3.087
894
1002
153
0
26
1100
3.088
1045
958
159
0
27
1125
3.091
1253
926
165
0

De Tambiente a 500 ºC se calentaba a la máxima velocidad posible.
De 500 a 825 ºC se calentaba a 25 ºC/min.
La Tmax permanecía constante durante 6 minutos.
Los resultados obtenidos se detallan en la tabla 4.

De la observación de la tabla se deduce que, para el ciclo térmico utilizado, a medida que aumenta la temperatura máxima de cocción (manteniendo constante tmax), disminuye lentamente el contenido en CexZryO2 en el intervalo de Tmax de 1000 ºC a 1100 ºC, aumentando paulatinamente el tamaño medio de cristalito correspondiente. Así mismo se incrementa el contenido en circón. Estos resultados coinciden con los obtenidos en el apartado anterior.
	Al aumentar la Tmax de cocción aumenta el contenido en cristales de circón porque se incrementa la velocidad de cristalización de ZrO2 y de reacción de este con la sílice para formar circón, en dicho intervalo de temperaturas. En efecto, se ha observado en otro trabajo que el contenido en cristales de circón suele empezar a disminuir a partir de 1150 ºC, porque se alcanza el equilibrio de cristalización en condiciones menos favorables a medida que aumenta la temperatura de cristalización, por encima de 1150 ºC.
	En las figuras 5, 6 y 7 se representan las microfotografías, hechas en el MEB, de los vidriados obtenidos en los experimentos números: 22 (Tmax: 1000 ºC), 25 (Tmax: 1075 ºC) y 27 (Tmax 1125ºC). Como puede apreciarse de forma cualitativa, el tamaño medio de los cristales crece al aumentar la temperatura, en el intervalo estudiado, de acuerdo con los valores calculados por DRX, a partir del pico correspondiente a la CexZryO2 (tabla 4).

Expto. n º
Tmax ºC
Tmax (min)
Tamaño de cristalito (A)
Área d111 CexZryO2 (c.p.s)
Área d200 circón (c.p.s)
28
1075
5
1100
617
60
29
1075
10
1252
666
141
30
1075
20
1288
676
234
31
1075
60
1326
704
309

	A fin de confirmar el efecto que ejerce, sobre la etapa de cristalización, la duración del periodo en el que las probetas se mantienen a la temperatura máxima, en el ciclo térmico propuesto se seleccionó una temperatura máxima: 1075 ºC, y se realizaron varios ensayos modificando el tiempo de permanencia a dicha temperatura (tmax). Los resultados se detallan en la tabla 5.

4.4.- VARIACIÓN DEL BRILLO DEL VIDRIADO Y DE SU TONALIDAD (COORDENADAS CROMÁTICAS) CON LAS CONDICIONES DE OPERACIÓN

	Las muestras cilíndricas conformadas con la frita molturada que se utilizaron para identificar las fases cristalinas y para estudiar las etapas de nucleación y cristalización, no permitían (por su tamaño y forma) medir correctamente el brillo y las coordenadas cromáticas del vidriado final.
	En consecuencia se pensó en aplicar una suspensión de partículas de frita (con igual distribución granulométrica que la utilizada para conformar las muestras, antes citadas), en forma de capa, sobre un soporte cerámico cocido y proceder a tratar térmicamente el conjunto, obteniendo así piezas vidriadas sobre cuya superficie pudieran medirse, sin dificultad, las propiedades antes mencionadas.

4.4.1.- Influencia de la velocidad de calentamiento
	En la tabla 6 se detallan los valores del brillo (?), y de las coordenadas cromáticas L* (blanco – negro) y b* (amarillo-azul) de los vidriados obtenidos sometiendo las piezas recubiertas con la capa consolidada de frita, a tratamientos térmicos idénticos a los que se sometieron las probetas mostradas en la tabla 3 (experimentos 5 a 19).
	De los valores que se muestran en esta tabla se deduce que, para cada pareja de valores de Tmax y tmax el brillo disminuye o permanece invariable al aumentar la velocidad de calentamiento, y a la coordenada b le sucede lo mismo. La tonalidad más azul corresponde a la serie de experimentos nºs. 36 a 38. Al acortar el periodo de cristalización (Tmax), de 20 a 6 minutos, aumenta el brillo del vidriado. Asimismo se mantiene prácticamente el brillo al acortar tmax a 4 minutos a la Tmax de 1100 ºC. Estos resultados son muy interesantes, ya que en los ciclos de cocción industriales el tiempo durante el que la pieza permanece a la Tmax es del mismo orden.
	El hecho de que los vidriados obtenidos a Tmax = 1000 ºC y 1100 ºC a tmax = 6 min. Presentes valores del brillo algo altos que los obtenidos a Tmax = 1075 ºC, puede deberse a que estos últimos presentan “pinchados”, lo que trae como consecuencia una disminución en el valor del brillo que se mide con el dispositivo habitual.

Expto. nº
Velocidad calent. (ºC/min)
Tmax (ºC)
Tmax (min)
? (%)
L*
b*
32
1
1000
20
104.5
92.2
-1.07
33
10
1000
20
100.4
88.0
-2.09
34
25
1000
20
94.7
85.1
-1.43
35
50
1000
20
94.1
82.3
-0.84
36
10
1000
6
110.4
84.4
-4.41
37
25
1000
6
106.8
80.5
-3.75
38
50
1000
6
I (17. I
75.0
-2.92
39
10
1075
6
103.5(*)
88.7
-2.04
40
25
1075
6
103.5(*)
86.6
-2.03
41
50
1075
6
973(*)
85.0
-2.00
42
10
1100
6
107.8(*)
88.9
-1.78
43
25
1100
6
102.7(*)
87.2
-1.80
44
50
1100
6
103.2( *)
86.1
-1.60
45
50
1100
4
l02.8(*)
85.5
-1.83

	Los valores de la coordenada L* disminuyen muy ligeramente al aumentar la velocidad de calentamiento de las piezas y, dentro de cada serie de experimentos correspondiente a una misma Tmax, el tono más blanco (mayor valor de L*) corresponde a los vidriados que contienen mayor cantidad de circón cristalizado (tablas 3 y 6).
De la información obtenida en el intervalo de condiciones de operación ensayado se deduce que la utilización de una velocidad de calentamiento, a partir de 500 °C (por debajo de esta temperatura no se desarrolla prácticamente el proceso), del orden de 25 ºC/min., hasta alcanzar una temperatura máxima de 1100°C, permaneciendo en la misma alrededor de 6 minutos y enfriando a continuación, conduce a un vidriado con un brillo suficientemente elevado (? = 103), un valor de L* ? 87 que suponen una blancura elevada y un valor de b* comprendido entre -2.03 y -1.80 que corresponden a una tonalidad ligeramente azulada que repercute favorablemente en el índice de blancura (W ? 90).
4.4.2.- Influencia de la temperatura máxima del ciclo de cocción

En la tabla 7 se muestran los valores del brillo (3) y de las coordenadas cromáticas L* y b* de los vidriados obtenidos al tratar térmicamente las piezas recubiertas con la capa consolidada de frita, según el ciclo térmico de la figura 5, modificando la Tmax del mismo, tratando de reproducir exactamente las condiciones a las que se trato las probetas en los experimentos 20 a 27 (tabla 4).
De los valores de las tres propiedades estudiadas que se detallan en la tabla se concluye que, al aumentar la temperatura máxima del ciclo de cocción elegido, crecen los valores del brillo (3) y de la coordenada cromática L*, y se hace menos negativo el valor de la coordenada b* (menos azul), permaneciendo todavía en valores menores que cero. Concretamente para valores de la Tmax del orden de 1100 a 1125 ºC se obtienen valores de 13 entre 105.7 y 108.2 (muy blanco) y un valor de b* comprendido entre -1.52 y -1.1 que suponen permanecer aún en la zona azul, aunque muy próximas al amarillo (b*>0). Concretamente a estas dos temperaturas máximas el índice de blancura correspondiente vale W = 91.1 (a 1100 ºC) y W = 90.0 (a 1125 ºC), valores francamente buenos. 

Expto. n°
Tmax(ºC)
? (%)
L*
b*
46
950
82.2
72.5
-3.56
47
975
92.9
78.2
-3.51
48
1000
95.1
84.2
-3.59
49
1025
96.1
87.0
-2.61
50
1050
98.9
88.2
-2.04
51
1075
99.1(*)
88.7
-2.01
52
1100
105.7(*)
89.4
-1.52
53
1125
108.2(*)
89.4
-1.10

Estas conclusiones coinciden con las deducidas al final del apartado 4.4.1. con la diferencia de que, en este caso, se propone una Tmax comprendida entre 1100 y 1125 ºC, debido a que se ha ampliado el intervalo de Tmax estudiado, habiendo obtenido resultados mejores, y se sugiere una etapa de precalentamiento casi similar a aquella, con la salvedad del periodo intermedio a 7.5 ºC / min.
	Por otra parte, la temperatura máxima en los ciclos térmicos que habitualmente se utilizan en la industria para cocer piezas de revestimiento oscila entre 1080 – 1140 ºC, intervalo para el que se han obtenido las propiedades óptimas en los vidriados resultantes. Además, la velocidad de calentamiento en dicho ciclos de cocción industriales no difiere demasiado de la ensayada en este trabajo (ciclo de figura 4).

4.5.- ENSAYOS DE APLICACIÓN EN LÁMINA FINA (SERIGRAFÍA) DE LA FRITA SOBRE UNA CAPA CONSOLIDADA DE ESMALTE CRUDO
4.5.1.- Etapa de cristalización

	Una vez estudiado el comportamiento, frente al tratamiento térmico, de la frita sola, aglomerado las partículas en muestras cilíndricas, en un caso, y aplicando una capa consolidada de ellas sobre un soporte cocido, en otro, se completó el trabajo desarrollado una serie de experimentos en los que la frita que se estudia se aplicaba, en forma de lámina fina (aplicación serigráfica), sobre una capa cruda de un esmalte (cristalina), cociendo seguidamente el conjunto. Sobre el vidriado resultante se determinaba el brillo y las coordenadas cromáticas L* y b*.
	El ciclo de cocción utilizado fue el mismo que se empleó en los ensayos descritos en el apartado 4.3. y que se detalla en la figura 4.
	Se realizaron dos series de ensayos: i) Se mantenía constante el tiempo de permanencia de las piezas, a la temperatura máxima, igual a 6 minutos y se modificaba la Tmax de unos experimentos a otros, ii) Se modificaba el tiempo de permanencia de las piezas a la temperatura máxima, en diferentes ensayos, manteniéndose constante esta última variable a igual a 1075 ºC.
	Los resultados obtenidos se detallan en la tabla 8.
	Al comparar estos resultados con los correspondientes de la tabla 6, se observa que los valores de brillo (?) son, en algunos casos, alrededor de un 90% más altos (a Tmax 1075 y 1100 ºC) que cuando se aplicaba a la frita sola. Es muy importante poner de manifiesto que, a temperaturas del orden de 1125 ºC, disminuye el brillo sin que se observen pinchados en la superficie del vidriado. Este fenómeno de se debe a que, a partir de 1100 ºC, el tamaño de los cristales, que aumenta con Tmax (ver tabla 4), puede llegar a sobrepasar el valor óptimo y hacer que disminuya el brillo. Este fenómeno ya se observó al estudiar la cristalización en capa fina de CaWO4 [11]. En consecuencia, la temperatura máxima óptima, para obtener el efecto “lustre” en ciclos de cocción industriales con la frita estudiada, oscila entre 1075 ºC y 1125 ºC.
	Respecto a las coordenadas cromáticas, L* prácticamente no varía al aumentar la temperatura máxima del ciclo térmico, y b* varía poco, en el intervalo de Tmax 1075 – 1125 ºC, pasando por un valor mínimo (-0,7) en la zona del azul, para Tmax = 1100 ºC. Variaciones de temperatura de 25 ºC por encima y por debajo de 1100 ºC hacen que la tonalidad tienda a amarillear muy ligeramente, según los resultados que se detallan en la tabla 8.

Expto. n º
Tmax (ºC)
Tmax (min)
? (%)
L*
b*
54
1050
6
170
85.0
4.1
55
1075
6
190
83.6
1.2
56
1100
6
182
83.0
-0.7
57
1125
6
126
84.2
1.4
58
1150
6
104
84.4
4.0

4.5.1.2. – Efecto del tiempo de permanencia de la pieza a la Tmax del ciclo térmico.
	En la tabla 9 se representan los valores de?, L* y b* obtenidos al cocer las piezas, a diferentes tiempos de permanencia ala temperatura máxima del ciclo térmico.

Expto nº
Tmax (min)
Tmax (min)
? (%)
L*
b*
59
1075
5
181
83.8
4.1
60
1075
10
178
84.0
1.3
61
1075
20
149
85.6
1.8
62
1075
60
111
86.4
3.0

	También en este caso resultan valores del brillo más elevados respecto a los obtenidos cuando se aplicaba la frita sola, en forma de capa gruesa, sobre el soporte. Conviene resaltar que para valores de t > 10 minutos disminuye considerablemente el brillo de los vidriados.
	Esta conclusión no es demasiado grave en el sentido de que en los ciclos térmicos utilizados en los hornos industriales, donde se fabrican baldosas de revestimiento, la duración del periodo a Tmax, suele ser del orden de 5-8 min. La coordenada cromática L* aumenta muy poco al crecer tmax y la b* poco para el valor mínimo (menos amarillo) para tmax = 10 min.).
	Las figuras 8, 9 y 10 representan las microfotografías de los experimentos nºs. 59, 61 y 62. Como puede apreciarse cualitativamente, cuando se parte de la frita aplicada sobre una capa de esmalte crudo, el tamaño medio de los cristales de CexZryO2 y circón, en el vidriado resultante, también aumenta con el tiempo de permanencia a la Tmax, existiendo un paralelismo, en lo referente al comportamiento de la frita estudiada durante la cocción, con lo observado cuando se aplica sola, en capa de aproximadamente 0.8 mm. de espesor, sobre soporte cocido (ver tabla 5).
	La disminución del brillo, a partir de los 10 minutos de permanencia a la temperatura máxima podría deberse como se ha sugerido anteriormente, a que, hay un tamaño de cristal óptimo, por encima del cual empieza a disminuir dicha propiedad.
	La capa fina de frita estudiada, después de la cocción, contiene cristales de CexZryO2 y de circón que tienen un índice de refracción bastante más elevado que el vidriado transparente sobre el que se aplicaron por lo que puede que, para un determinado tamaño de cristal, se refuerce la interferencia constructiva con la luz blanca que se mencionó en la introducción, a la vez que se potencia al brillo respecto al del vidriado que se obtiene al aplicarla sola.

Expto. nº
Veloc. Calent. Tramo 500-930ºC (ºC/min)
Veloc. calent. tramo 930 ºC –Tmax (ºC/min)
Tmax (ºC)
Tmax (ºC )
? (%)
L*
B*
63
15
31.6
1100
2
118
86.5
3.8
64
25
31.6
1100
2
126
86.1
3.2
65
35
31.6
1100
2
147
86.0
3.6
66
40
31.6
1100
2
154
85.6
2.9

4.5.1.3. – Efecto de la velocidad de calentamiento
	Se han ensayado cuatro velocidades de calentamiento, en el tramo de ciclo de cocción comprendido entre 500 º y 930 ºC, manteniendo constante dicha variable entre 930ºC y la Tmax, así como la duración de este último periodo (figura 11), con vistas a estudiar la influencia de la velocidad de calentamiento, en el intervalo de temperatura donde se debe producir la nucleación homogénea sobre las características del vidriado resultante.
	En la tabla 10 se exponen los resultados obtenidos.
Como puede apreciarse, el brillo aumenta cuando crece la velocidad de calentamiento, en el intervalo de temperaturas indicado, siendo máximo a 40°C/min. Este resultado es análogo, aunque las diferencias son mayores, al obtenido en los experimentos n°s. 43 y 44 (tabla 6), al cocer una capa de la frita estudiada, sola, a velocidades de calentamiento de 25 y 50°C, donde (3 aumentaba de 102.7 a 103.2, pero se observaban pinchados que disminuyen el valor del brillo que se mide.
Por otra parte, L* se mantiene prácticamente constante y b* apenas varía. Entre 25 y 40°C/min., el valor de la velocidad de calentamiento no afecta prácticamente a las coordenadas cromáticas del vidriado resultante. También en este caso el resultado obtenido coincide con el de los experimentos n°s. 43 y 44 (tabla 6), aun cuando los valores de b* difieren un poco, probablemente por influencia de la presencia del esmalte base.
4.5.1.4.- Ensayo en horno piloto de rodillos
Se efectuó dos cocciones utilizando los ciclos térmicos que se detallan en figura 12. En este caso, como el esmalte base y la capa fina de la frita estudiada se aplicaban sobre soporte cocido, se prescindió del tramo, a temperatura casi constante entre 900 – 930 ºC, que tiene por finalidad descomponer los carbonatos. Los resultados obtenidos se indican en la tabla 11.
	Este resultado coincide con el expuesto en el apartado anterior, donde el máximo valor del brillo se obtuvo en la pieza cocida a la máxima velocidad de calentamiento, aunque, en este caso, los valores del brillo son bastante más elevados, quizás porque el tiempo de permanencia de las piezas a la temperatura máxima ha sido algo mayor (tmax ? 5 min.) que en el experimento n° 66 (velocidad de calentamiento 40°C /min.), donde fue de 2 min. También se utilizaron velocidades de calentamiento algo mayores.

Expto. nº
Veloc. Calent. (ºC/min)
Tmax (ºC)
? (%)
L*
b*
67
60
1100
213
81.7
2.8
68
50
1100
202
83.1
4.4

La coordenada L* fue algo más baja (menos blancura) y la coordenada b* fue del mismo orden que en los experimentos n°s. 65 y 66.

4.5.1.5-. Ensayos en horno industrial

Se coció dos parejas de piezas en cuatro hornos industriales diferentes, en los que se habla observado, en ocasiones, que los vidriados resultantes de la aplicación de la frita estudiada mediante la técnica descrita en el apartado 4.5, daban tonalidad amarillenta y azulada respectivamente. Estas piezas se confeccionaron de modo que una mitad estaba recubierta sólo por el esmalte base (cristalina) y la otra mitad tenía una aplicación, por técnica serigráfica, de la frita estudiada. De esta forma se podía comparar, en la pieza cocida, las características de una y otra mitad.

En la tabla 12 se muestran los resultados obtenidos.

En la figuras 13 y 14 se muestra el tamaño relativo de los cristales que desvitrificaron en las superficies de los vidriados resultantes de los experimentos números 69 y 72. En estas figuras se aprecia que los cristales del vidriado obtenido en el experimento n° 69 son de mayor tamaño que los del vidriado resultante del experimento n° 72, cuando visualmente se aprecia que el tono de la superficie del vidriado del experimento n° 69 es más azulado que el de la superficie del vidriado del experimento n° 72 que incluso amarillea ligeramente. Este resultado parece estar en contradicción aparente con el obtenido al estudiar el comportamiento de la frita ensayada, cuando se aplicaba sola. En efecto, al aumentar el tamaño de cristalito se ha observado que la superficie del vidriado se hacía menos azul (ver tablas 4 y 7 y figuras 6, 7 y 8).

Expto. n°
Horno n°
Mitad vidriada con el
esmalte base
Mitad vidriada con
efecto "lustre"


? (%)
L*
b*
? (%)
I.*
b*
69
1
123
86.8
3.8
195
88.0
2.8
70
2
121
88.4
4.5
235
89.1
3.2
71
3
123
88.3
4.6
223
89.0
3.4
72
4
120
93.0
6.2
240
92.7
5.0

Ahora bien, si se comparan las coordenadas cromáticas de las dos mitades de pieza, una con el esmalte base sola y la otra con aplicación de la frita estudiada sobre dicho esmalte (habiéndose utilizado el mismo esmalte base en los cuatro experimentos), se justifica la aparente contradicción observada. La lámina fina de la frita estudiada tiene cierta transparencia, las coordenadas cromáticas del vidriado que resulta de la cocción del esmalte base afectan de forma determinante a las coordenadas cromáticas del vidriado obtenido al aplicarla sobre este último. Estos resultados evidencian la enorme influencia que tiene el comportamiento del esmalte base, durante la cocción, sobre las características del vidriado final, con efecto "lustre", obtenido.

Es evidente que los ciclos térmicos y las condiciones de cocción utilizadas han sido diferentes en los cuatro hornos industriales en los que se han hecho los ensayos (los hornos 2 y 3 parece que han operado en condiciones muy parecidas), ya que la superficie del vidriado obtenido con el esmalte base solo presenta variaciones sensibles de L* y b* de unos a otros.

5. CONCLUSIONES

Del estudio del proceso que conduce a la obtención del denominado "efecto lustre" en vidriados cerámicos, se han obtenido las siguientes conclusiones:

Las fases cristalinas que desvitrifican en la frita estudiada, durante su tratamiento térmico, son: petedunita, circón y una estructura cúbica (del tipo CaF2) que se ha identificado como una solución sólida de ZrO2 en CeO2.

Las condiciones de cocción que han conducido a mejores resultados, en lo que al brillo y coordenadas cromáticas de la superficie resultante se refiere, cuando el vidriado se obtiene solo a partir de la frita estudiada, son:

Velocidad de calentamiento de 500 a 900°C: 25-50°C/min. (no se han ensayado velocidades de calentamiento más altas).

Temperatura máxima del ciclo térmico: alrededor de 1100°C.
Tiempo de permanencia a Tmax: 5-6 min.
Para estas condiciones de operación se obtuvieron para el brillo y las coordenadas cromáticas los siguientes valores: 0= 106 (con la superficie ligeramente pinchada), L* = 89.4 y b* = -1.52 que suponen un índice de blancura W = 91.1.

Cuando la frita estudiada se aplicó en forma de lámina fina (aplicación serigráfica) sobre una capa de esmalte (cristalina) cruda, el ciclo térmico que condujo a los valores más interesantes del brillo y de las coordenadas cromáticas fue:

Velocidad de calentamiento entre 500 a 900°C: 45-60°C/min. Temperatura máxima del ciclo térmico: alrededor de 1100 ºC.
Tiempo de permanencia a Tmax: Entre 5-8 min.
A estas condiciones se obtuvieron los siguientes valores del brillo y de las coordenadas cromáticas:	182 (superficie sin pinchados), L* = 83 y b* = -0.7

La tonalidad azulada o amarillenta de la superficie del vidriado depende del tamaño de los cristales que desvitrifican cuando se aplica una capa de frita sola. Cuando se aplica una lámina fina de la frita estudiada sobre una capa de esmalte base, la tonalidad del vidriado resultante de la cocción viene determinada principalmente por la coloración que adquiere la base, la cual está íntimamente relacionada con el ciclo térmico y condiciones de cocción.

ESTRATEGIAS DE CLASIFICACIÓN DE TONOS DE BALDOSAS PARA EL MÁXIMO BENEFICIO
Martin Coulthard
Director de Desarrollo
Surface Inspection Ltd, Gran Bretaña

RESUMEN

El presente trabajo presenta estrategias novedosas que pueden implantarse en un sistema de inspección de baldosas automático para realizar la selección del tono de baldosa de forma que consigue la satisfacción del cliente a la vez que minimiza el número de tonos fabricados.
El trabajo examina y analiza por que se necesita una clasificación de tonos de baldosas y cuáles deberían ser sus objetivos. Se comentan los diferentes escenarios de ideas de producción y se describen sus efectos sobre la secuencia de variaciones de tono en las piezas inspeccionadas. Se explican y detallan los requisitos para la realización de medidas efectivas de toro. Por otra parte, se comenta la importancia de la colorimetría convencional en la medición de tono de la pieza y se sugiere la realización de medidas adicionales para el tono de la baldosa. A continuación se proponen unas estrategias para establecer y gestionar esquemas de clasificación de tonos y se comparan sus potenciales resultados con un esquema de tono real creado por la vista humana. Se destaca la importancia de la utilización de sistemas de inspección de baldosas automáticos.

OBJETIVO

El presente estudio tiene como objetivo demostrar que el análisis exhaustivo de los requisitos para la clasificación de los tonos de baldosas conduce a estrategias mejoradas de clasificación de tonos que, implantadas en el software de un sistema de inspección de baldosas automático, generan una mayor satisfacción del cliente y una reducción de los costes.

INTRODUCCIÓN

El tono de una baldosa es la combinación de un número de características visuales de la superficie de la baldosa, que incluyen su color y el esquema de distribución de color o decoración sobre la superficie de la baldosa.

La selección y clasificación de baldosas en función del tono es un reto y un tema complicado. También es un tema crítico para los fabricantes de baldosas.
El proceso de fabricación de baldosas tiene muchas variables que pueden afectar al tono de las piezas. Éstas incluyen:
Colores del material, cantidad y mezclado.
Amplia gama de efectos de impresión y de otros tipos de decoración.
Condiciones de cocción.
El fabricante solo puede conseguir la situación ideal de un único tono por cada producto si es capaz de controlar muy bien todas estas variables de proceso (o si las expectativas de su cliente con respecto al tono son muy bajas - es decir, que se trata de un producto de bajo coste y baja calidad). Debido a la naturaleza del proceso, con la utilización de materiales naturales, efectos decorativos intencionadamente variables y altas temperaturas de cocción, no suele ser posible garantizar la producción de un solo tono. Incluso, aunque fuera posible, la inversión requerida para la maquinaria de control de calidad y de procesado podría resultar prohibitiva. Para este análisis por lo tanto, consideraremos que el control del proceso no se puede mejorar económicamente y que la cantidad de variación de tonos que se produce en consecuencia es fija.
Siempre que se genera más de un tono de baldosa, se hace necesaria la clasificación de tonos y se produce entonces una serie de problemas:
Resulta difícil para los responsables de calidad/inspección establecer y controlar los grupos de tono.
Los inspectores manuales no presentan decisiones de tono precisas y constantes con respecto a los grupos de tonos establecidos.
Las baldosas dentro del mismo grupo de tonos tienen una diferencia visible excesivamente grande (debido a una inspección incorrecta o a una definición de tonos demasiada amplia), que conducen a devoluciones del cliente y perjuicio de la reputación del fabricante en cuanto a su calidad, y por tanto a sus perspectivas de venta.
Existen muchos diferentes tonos, que generan altos costes para el almacenamiento, distribución y comercialización.
Durante la inspección, muchas piezas parecen no encontrarse dentro de los tonos actuales y por tanto hace falta establecer nuevos tonos o las baldosas tienen que ser clasificadas como piezas que no son de primera calidad.

Estos problemas producen costes adicionales para el fabricante y reducen sus beneficios.

Lo que hace falta es un método racional que permite la creación de un sistema de clasificación de tonos para un producto cerámico, con su aplicación a continuación de una forma coherente para evitar o minimizar estos problemas y de esta forma aumentar el beneficio. La mayor parte de los análisis que se presentan a continuación se aplican (por lo menos en teoría) a la clasificación de tonos automática y manual.

REQUISITOS DEL FABRICANTE DE BALDOSAS PARA LA CLASIFICACIÓN DE TONOS

Existen tres requisitos principales para la clasificación de tonos:
SATISFACCIÓN DEL CLIENTE

Cuando un cliente recibe un pedido de baldosas identificadas como piezas de un mismo tono, el cliente quiere ser capaz de colocarlas en el pavimento o la pared según salen de la caja. La gama y distribución de tonos de las piezas no deben permitir que la pieza parezca "mal", es decir que tenga un aspecto significativamente diferente de las otras baldosas.

Si se encuentran baldosas con un aspecto incorrecto, entonces el cliente puede devolver el pedido entero y reclamar una compensación.

Una baldosa suele tener un aspecto incorrecto cuando este es claramente diferente al aspecto de las otras piezas que la rodean. Si el tipo de baldosa contiene un dibujo constante que se repite, como una impresión serigráfica, incluso muy pequeñas diferencias de aspecto parecen incorrectas. Si por otra parte, la baldosa tiene un diseño al azar como el porcelánico doble carga, entonces variaciones de tono bastante grandes resultan normales y únicamente parecen equivocadas las piezas con diferencias mayores (o con diferentes tipos de variaciones), que son considerados tonos incorrectos.

Preferentemente, el fabricante debería no evitar simplemente las devoluciones por tonos, sino superar las expectativas de su cliente y potenciar su reputación de calidad, generando así la posibilidad de aumentar su volumen de ventas o el precio del producto.

Otra forma de expresar el objetivo de conseguir la satisfacción del cliente, es decir que la diferencia que se percibe en el tono de 2 baldosas no debería ser excesivamente grande.
MINIMIZACIÓN DE COSTES

Cualquier iniciativa que tome el fabricante para potenciar la satisfacción del cliente debe evaluarse en función de los costes correspondientes.

Una iniciativa obvia, que aumentaría la satisfacción del cliente, es la clasificación en más tonos, con intervalos de tono más reducidos. Aunque esto pueda contentar al cliente, supone unos costes considerables

Los diferentes tonos necesitan almacenarse, empaquetarse y paletizarse por separado y entonces los palés con los diferentes tonos también deben ser identificados y almacenados. Cualquier pedido de un cliente debe de ser contestado con un tono único, y si el cliente esta de acuerdo, con un número limitado de tonos diferentes identificados. Durante un lote de producción concreto, el número de piezas con unos tonos determinados puede ser demasiado pequeño para la venta y por lo tanto estas piezas deben ser almacenadas. En general, cuanto más tonos más costes.
UN SISTEMA CLARO, COMPRENSIBLE Y PRÁCTICO

Un sistema de clasificación de tonos que podría en teoría satisfacer al cliente y minimizar el número de tonos no será de ninguna utilidad si el personal del fabricante no lo puede entender y utilizar en el ambiente de la fabrica. Para que esto sea posible, el sistema de tonos necesita ser claro y práctico.

RESUMEN DE LOS REQUISITOS

	Un sistema de clasificación de tonos debería proporcionar un buen equilibrio entre:

Mantenimiento de la satisfacción del cliente;
Minimización del número de tonos diferentes
Ser un sistema claro, comprensible y práctico

ESCENARIO PARA LA SELECCIÓN DE TONOS

No existe una única manera que sea la mejor para organizar y llevar a cabo la clasificación de tonos, ya que el método óptimo depende de un número de factores. El más importante es si el fabricante necesita tener tonos idénticos de un lote a otro o no.

¿TONOS FIJOS O NUEVOS TONOS CON CADA LOTE DE PRODUCCIÓN?

	Si no necesita producir tonos idénticos de un lote a otro entonces debe establecer y gestionar un sistema de tonos fijos para cada producto.

	Si no necesita producir tonos idénticos de un lote a otro, puede crear nuevos tonos con cada lote de producción y puede hacerlo cuando quiere o cuando resulta necesario.

	Cada uno de estos enfoques tiene sus propias ventajas.

Tonos fijos:

Significa que el cliente puede añadir baldosas con un tono dado de un lote de producción a las baldosas con el mismo tono de un lote anterior y de esta forma crear cantidades comerciales – se pierde menos producción a causa de pequeñas cantidades no comerciales de piezas de un tono dado.
Pueden ser preferidos por los clientes ya que también pueden utilizar o volver a vender baldosas con el mismo tono juntas.
Permiten una comunicación más efectiva con los clientes con respecto al tono.

Nuevos tonos con cada lote de producción:

Significa que se producen menos tonos diferentes en cada lote (si se sigue una buena estrategia de tonos).
No se requiere el almacenamiento para pequeñas cantidades de baldosas de un tono determinado, ya que éstas se rebajan de categoría a una categoría de calidad inferior o se desechan.
Resultan menos probables pequeñas cantidades de baldosas de un tono determinado que con los tonos fijos (véase a continuación)
Resulta más fácil y más sencillo de administrar.

El fabricante debe decidir cual de estos enfoques quiere seguir mediante la evaluación de los costes económicos de cada uno de estos factores. En realidad cada fabricante ya tiene un enfoque establecido y puede ser reacio a cambiarlo.

ORGANIZACIÓN DE LA IINSPECCIÓN DE BALDOSAS EN LA LÍNEA DE PRODUCCIÓN

Existen por lo menos 3 formas de organizar la inspección de baldosas.

Directamente del horno.
Algunos fabricantes transportan las piezas directamente desde el horno, pasando por unos compensadores o pulmón de corto plazo, directamente a la zona de inspección.

Las baldosas (excepto cuando vienen del compensador o del pulmón) llegan según el orden de producción y los inspectores/máquinas de inspección pueden observar la variación en el tiempo con el tono causada por los cambios de proceso, que les permite tomar decisiones más racionales acerca del sistema de tonos y simplifica la inspección de tonos. Si consideramos una propiedad de los tonos en concreto, como la luminosidad de la pieza, entonces ésta tendría normalmente la tendencia de desplazarse hacia arriba o hacia abajo gradualmente a causa de las variaciones del proceso. Los inspectores podrán observar estos cambios:

Si el proceso causa importantes saltos de tono o muchos defectos, entonces los inspectores pueden notificar al personal de producción y el problema se puede resolver antes de que se fabrique una cantidad muy grande de piezas defectuosas. Esto sólo es posible cuando los inspectores ven las piezas poco después de su fabricación.

La principal desventaja de la inspección realizada a partir del horno es que requiere una inspección de 24 horas y 7 días a la semana; si se produce una avería en el equipo de la zona de inspección no hay ningún sitio donde dejar las piezas que salen del horno; por otra parte se pueden experimentar problemas con la inspección y empaquetado de baldosas todavía calientes del horno.

Lecho de almacenamiento entre el horno y la inspección.
Un enfoque común para algunos tipos de baldosas como las piezas porcelánicas sin esmaltar, es el almacenamiento de la producción de baldosas de 2 o 3 días en montones sobre un lecho de almacenamiento plano, después de su salida del horno. Entonces se sacan del almacén y se pasan a la zona de inspección de acuerdo con las necesidades. Esto permite realizar la inspección con uno o dos turnos únicamente en días laborables, ya que la cantidad de piezas pueden acumularse mientras no se realiza la inspección. No suele ser un enfoque práctico para las piezas esmaltadas ya que al amontonar las baldosas, se puede rayar el esmalte y también puede resultar problemático con las piezas pequeñas, debido a que los montones de piezas pequeñas son menos estables.

Los montones de baldosas que se envían a la zona de inspección son las que fueron amontonadas primero, pero las piezas dentro de cada montón se extraen y se inspeccionan en el orden inverso de la producción. Si se produce un cambio de tono en las baldosas esto genera una configuración confusa de cambios de tono, con una inversión en el tiempo de los cambios que se producen al preparar cada montón (quizás de 30 minutos):

Aunque esta configuración de cambios de tonos pude resultar confusa, el personal puede acercarse al almacén, sacar muestras y comprobar como varía el tono y de esta forma planificar como van a clasificar los tonos.
Una desventaja en este caso es que puede haber hasta 3 días entre la producción y la inspección de la pieza, con lo cual es demasiado tarde para que los inspectores puedan identificar los problemas en el proceso.
3. Carretillas de almacenamiento entre el horno y la inspección.
La forma más frecuente de producir piezas de revestimiento esmaltado es cargar las piezas que salen de los hornos en carretillas de almacenamiento. Las carretillas se desplazan a la zona de almacenamiento y a continuación se llevan a la zona de inspección para ser descargadas. A menudo sin embargo, las carretillas no se cargan y descargan en el mismo orden, por lo que los cambios de tono observados por los inspectores pueden resultar muy confusos, ya que las partes de la curva de la evolución de tonos son distribuidas casi al azar.
La clasificación de tonos bajo estas condiciones puede resultar muy difícil y de nuevo la retroalimentación de la información desde la inspección a la producción puede llegar demasiado tarde para ser útil en la mayoría de los casos.

LAS MEDICIONES DE TONOS

	Hasta ahora la discusión desarrollada ha sido igualmente aplicable a la clasificación de tonos manual y automática. Para llevar el análisis más lejos debemos considerar cómo medimos los tonos.

	Los sistemas e instrumentos de medición del aspecto realizan medidas objetivas que corresponden con estas descripciones. Iluminan la superficie de la baldosa con una o más fuentes de luz de intensidad y color controlado, recogen la luz reflejada de la superficie de la baldosa, la convierten en señales digitales para su análisis con un procesador digital.

	Para que sea útil para la clasificación de tonos de baldosas, una medida de tono individual debe:

Medir una variación de aspecto que es claramente visible al ojo humano de una forma que esté correlacionada con la percepción humana.
Proporcionar valores de medida fiables, es decir receptibles.
Medir las variaciones de tono que se producen o que podrían producirse durante la producción de la pieza – no es preciso medir algo que no se puede cambiar.
Ser lineal con la percepción humana – una diferencia de 1 unidad en una parte de la escala de medida debería aparecer para la persona, igual de grande como una diferencia de 1 unidad en otra parte de la escala de medida (por lo menos dentro del intervalo de valores de medición que se produce).

A parte de lo anterior, el conjunto de medidas de tono seleccionado para la clasificación del tono de la pieza para un producto determinado debería:

Ser capaz de detectar y medir todas las variaciones de tono que se producen o que se podrían producir – debe haber suficientes mediciones.
Ser ortogonales entre sí - un cambio en las características medido por una medición no debería afectar ninguna otra medida.
Ser isotrópico – una diferencia de 1 unidad de una de las medidas debe percibirse como igual de grande que una diferencia de 1 unidad de cualquier otra medida.

LAS MEDIDAS DEL COLOR

	Los requisitos presentados anteriormente pueden parecer complejos y poco realistas. Afortunadamente sin embargo, somos capaces de construir nuestro sistema de clasificación de tonos de baldosas sobre un área de medición de aspecto que ha experimentado una importante investigación y desarrollo durante más de 70años – la ciencia de la colorimetría.

	El trabajo en este campo ha sido dirigido a buscar formas de medir, especificar y comunicar el color y las diferencias de color. Esto ha desembocado en varios sistemas de medición del color bien documentados y comprendidos, definidos en las normas internacionales.

	La base de la medición del color es la comprensión de cómo las personas perciben y describen los colores. Normalmente, esto se hace mediante la utilización de tres aspectos del color, que la investigación ha establecido para poder definir un color:

	Tonalidad: si el color es rojo, amarillo, verde, azul o algún otro color.
	Saturación: la intensidad o fuerza del color.
	Luminosidad: la claridad o luminosidad del color.

	Estos 3 valores se conocen normalmente como las coordenadas cromáticas y se puede utilizarlos para determinar un espacio de color tridimensional, donde cualquier color se puede representar mediante un punto. En este espacio, la luminosidad se trata como el eje vertical, la saturación es la distancia del punto de color del eje de luminosidad y la tonalidad es el ángulo entre la línea en el plano horizontal (plano del color) desde el eje de luminosidad hasta el punto de color y un eje de referencia fijo en este piano.

	Aunque este sistema permite la definición de los colores, no permitirá una medida fácil de las diferencias cromáticas. Desarrollos posteriores en la ciencia del color dirigidos a superar esta dificultad desembocaron en sistemas mejorados como el sistema de medición del color L* a* b*, que es hoy en día el más difundido.

	En este sistema, la luminosidad (L*) sigue siendo el eje vertical, pero las dos medidas a y b* se definen como los ejes lineales, donde a* define el color en la escala de azul hasta rojo y b* indica el color en la escala de verde hasta amarillo.

Las medidas a* y b* se encuentran en el plano de color horizontal, perpendiculares entre si, de forma que el sistema tiene 3 ejes perpendiculares (es decir, los ejes son ortogonales) y constituyen un espacio cartesiano. Esto es el espacio L*, a* b* que también se conoce como el espacio de color CIELAB.

Las 3 medidas L*, a* y b* se definen de forma que 1 unidad en cualquiera de las escalas tiene aproximadamente las misma visibilidad, de forma que son lineales e isotrópicas.

Por lo tanto, cumplen los requisitos para las mediciones de tono de baldosas indicados anteriormente. El parámetro L* tiene una escala de 0 (negro) hasta 100 (blanco) mientras que los parámetros a* y b* tienen escalas que van desde -60 a +60.

	Las razones para los requisitos lineales ortogonales e isotrópicos resultan ahora claras. Consideramos dos colores C1 y C2 con las coordenadas colorimétricas Lab (L1, a1 b1) y (L2, a2, b2) respectivamente. La magnitud de la diferencia de color (E es entonces la distancia entre los dos puntos del espacio colorimétrico Lab:

?E = ?[ (L1 - L2)2 + (al-a2)2 + (b1-b2)2 ]

Una diferencia de color (?E) de 1 unidad tiene aproximadamente la misma visibilidad en cualquier parte del espacio de color.
Este sistema es actualmente muy generalizado en muchas industrias para especificar los colores y sus variaciones aceptables. Por ejemplo, un fabricante podría especificar que los componentes plásticos que esté comprando deben tener un color Lab de (24.2, 33.2, -14.8) y que la variación aceptable o la tolerancia de este color es un (E de 1.0 de estas coordenadas. Se puede considerar que este requisito define una esfera en el espacio de color Lab, con su centro en las coordinadas (24.2, 33.2, -14.8), con un radio de 1.0. En la figura 5 se dibuja esta esfera como un círculo. Cualquier punto dentro de dicha esfera representa un color aceptable.
Ya que el sistema de medición está normalizado, el fabricante y su suministrador saben ahora que color se requiere y pueden comprobar si la especificación se está cumpliendo con unos instrumentos normalizados.
Se puede aplicar este sistema a las baldosas, y para las piezas uniformes de un único color puede proporcionar un sistema efectivo de control de los tonos (incluso si hace falta considerar y medir otras características de los tonos en las baldosas como el brillo).

Sin embargo, por lo general las baldosas no son uniformes ni de un solo color. Presentan una amplia gama de decoración que incluye la serigrafía, el huecograbado, la pulverización con materiales mezclados para proporcionar efectos moteados o manchas de color. Aunque los valores medios L*, a* y b* de la superficie de la baldosa resultan ser mediciones de tono útiles, pocas veces son adecuadas para definir completamente el tono de una baldosa y se necesita todo un conjunto de otras medidas.

OTRAS MEDIDAS DE TONO

En la industria cerámica, los términos tono y diferencia de color se emplean para abarcar una amplia gama de características de aspecto. Las medidas requeridas para definir el tono de una baldosa dependen del tipo de baldosa y en especial de su decoración. Algunas de las medidas son valores cromáticos Lab pero pueden resultar necesarios diferentes conjuntos de medidas para el material de base/ color y para los otros materiales de decoración o capas impresas.

La distribución geométrica de los colores es crítica para las piezas decoradas. Se puede emplear un amplio intervalo de mediciones para definir la posición, contraste, tamaño y forma de esta decoración.

La reflectividad de la superficie de la baldosa - su brillo - es otra característica clave del aspecto. Las variaciones en el brillo superficial serán muy probablemente percibidas por los clientes. Si una o más piezas de un lote tiene un brillo muy inferior a las otras cuando se sitúan todas las piezas en el suelo, estas tendrán un aspecto claramente diferente y pueden dar Lugar a devoluciones. En algunos casos, se pueden percibir también variaciones en la textura de la superficie, que por tanto también debería ser medida.

En las piezas monocromáticas, las medidas de tono típicas son: L, a, b - brillo medio - textura superficial.

En las baldosas impresas las posibles medidas incluyen: L, a, b del color base - peso/contraste de la impresión - nitidez de los bordes de la impresión - registro x y de la impresión - (a veces también es preciso medir los colores de la impresión).

En las baldosas con un dibujo moteado al azar: L, a, b del material base - tamaño medio de la motita - número de motitas por área de unidad.

Un sistema automático y efectivo de inspección de baldosa debe ser capaz de realizar todas estas medidas. Cada medida debe estar diseñada de forma que cumpla la relación de requisitos presentados en este trabajo.

ESPACIOS DE TONO

El tono de una baldosa esta definido por los valores de sus medidas de tono. A diferencia de una sencilla medida cromática, se suele necesitar más de 3 medidas de tono y a veces hasta 10 para poder definir completamente el tono de una baldosa. Sin embargo, podemos ampliar los conceptos de las medidas cromáticas para cubrir estas medidas adicionales.

Todos estos valores de tono pueden todavía considerarse coordenadas de tono que definen la posición del tono de la baldosa en un espacio de tono n-dimensional (donde n es el número de medidas de tono). Si todas las medidas son lineales, isotrópicas y ortogonales, la diferencia de tono entre dos tonos cerámicos sigue siendo igual a la magnitud de la distancia entre los dos puntos de tono en este espacio de tono, y esto sigue siendo igual a la raíz cuadrada de la suma de los cuadrados de las diferencias de las medidas individuales.

Igual que con la medida cromática, se puede definir un grupo único de tonos de baldosa mediante las coordenadas del tono central u objeto, y la diferencia máxima de este. El tono es, por lo tanto, una hiperesfera en un espacio n-dimensional. Podemos garantizar que no hay 2 puntos de tonos dentro de este grupo de tonos con una separación de más de una distancia determinada, igual al diámetro de la esfera.

Si creemos que nuestros clientes estarán satisfechos con el tono si dos piezas dentro del grupo de tonos siempre tienen una diferencia de tono de menos de d, entonces el mayor volumen de espacio que puede satisfacer este requisito es una hiperesfera de diámetro d.

Examinaremos ahora como se pueden utilizar estos conceptos para establecer una estrategia de clasificación de tonos que se optimiza, para asegurar esta diferencia máxima de tonos dentro de un grupo de tonos y para minimizar el número de grupos de tonos necesarios.

UNA ESTRATEGIA PARA LA CLASIFICACIÓN DE TONOS CUANDO CREAMOS NUEVOS TONOS CON CADA LOTE DE PRODUCCIÓN

	Podemos describir una estrategia óptima para la clasificación de tonos en el caso que queremos crear nuevos tonos con cada lote de producción, con la inspección de las piezas en el mismo orden que se fabrican.

	Cuando se trata de este caso, podemos prever que durante un breve periodo de tiempo las piezas fabricadas tendrán un tono medio y una cantidad limitada de variación de tonos alrededor de este tono medio. En la representación gráfica de las dos medidas de tono, observamos que se pueden representar estos puntos como un agrupamiento de puntos.

Un grupo de tonos en esta representación bidimensional es la sección de la hiperesfera, en otras palabras un círculo de diámetro d. Podríamos fijar la posición de este primer circulo de tonos (tono A) al principio del lote, por ejemplo con su centro en el tono medio de la baldosa en aquel momento. Si hacemos esto, entonces necesitaremos establecer un nuevo tono cuando el tono medio se ha desplazado Únicamente una distancia de d/2, el radio del círculo de tonos.
De hecho, se puede crear un nuevo tono más adelante, si permitimos que el círculo de tonos se desplace para cubrir los puntos tonos de baldosas hasta que el tono medio se ha desplazado una distancia de aproximadamente d. Durante este proceso, los valores periféricos - baldosas con un tono completamente diferente de la producción actual - se rebajan de categoría a segunda calidad o rechazo. Únicamente cuando ya no es posible para el círculo de tonos A cubrir, digamos 90 de las últimas 100 piezas, además de las clasificadas anteriormente como tono A, resulta necesario crear el tono B.

El grado de solapamiento del círculo de tonos B con aquel del tono A debe determinarse de forma que se cubra la variabilidad normal del tono de la baldosa alrededor de su valor medio actual.

A continuación se repite esta secuencia. El tono B se mueve alrededor del tono A para cubrir los diferentes tonos hasta que el tono actual llega al lado opuesto. A medida que el tono medio se sigue desplazando, ya no es posible para el tono cubrir los puntos de los tonos de las baldosas actuales y se produce el tono C.

Después de continuar con el lote de producción durante algún tiempo, la representación gráfica, con una vista zoom, de los tonos podría tener este aspecto.

	Existe una cadena de círculos que se solapan ligeramente y que sigue el movimiento del tono medio. Casi todas las baldosas han sido clasificadas en uno de los seis tonos. No existen dos piezas dentro de cada tono con una separación superior a la distancia d (es decir, ninguno tiene una diferencia de tono superior a d).

	En comparación, podríamos haber tornado nuestro grupo de tonos en forma de cuadrado y entonces la representación tendría que se un cuadrado con una diagonal d para asegurar que no hay dos baldosas dentro del tono con una separación mayor de d. la longitud del lado del cuadrado es por lo tanto d/ ?2. Si se representa gráficamente una rectícula fija sobre la misma curva del proceso de tonos podemos observar que se necesitan por lo menos 11 grupos de tonos – el doble que con la estrategia óptima. La utilización de grupos de tonos en cuadrados fijos es claramente inferior.

	La estrategia de encadenar tonos circulares proporciona el mínimo número de tonos (por lo menos hasta que la curva de tonos vuelve a doblar sobre si misma). Además, se puede aplicar la estrategia no sólo en dos dimensiones como en la figura, sino en una, tres, cuatro o más, al encadenar las hiperesferas en un espacio n-dimensional.

UNA ESTRATEGIA PARA LA CLASIFICACIÓN DE TONOS CON TONOS FIJOS

Si se sigue la estrategia anterior para establecer un sistema de tonos fijos para muchos lotes de producción, entonces se producen problemas. La curva de tonos pasara inevitablemente a través de la misma zona del espacio de tonos muchas veces y los grupos de tonos esféricos empezarán a solaparse. Si se dejan intactos los primeros tonos fijados, entonces los tonos posteriores que van rellenando el espacio alrededor de los tonos originales se hacen pequeños y de forma irregular. La disposición de tonos ya no minimiza el número de tonos requerido y resulta también mal organizado y poco claro, con lo cual resulta difícil de gestionar.

El problema fundamental es que los círculos no "encajan" para cubrir un plano, las esferas no se dejan empaquetar para llenar un volumen tridimensional y de la misma forma las hiperesferas no se juntan sin dejar espacios entre ellas. Es por lo tanto necesario encontrar una forma para los tonos que permite encajar sin huecos y todavía cubrir la mayor cantidad de espacio de tonos posible, manteniendo al mismo tiempo la distancia máxima entre dos tonos dentro del grupo por debajo del umbral.

	En dos dimensiones el problema es bastante sencillo. Ya que el espacio de tonos es isotrópico, la mejor forma será simétrica y tendrá lados de igual longitud. Únicamente tres de estos encajan sin huecos:

Parece evidente que el hexágono regular es la forma del grupo de tonos que permite encajar las piezas y proporcionar el mínimo número de grupos de tonos (ya que tiene el área más grande para un valor determinado de d).

En el caso general donde el tono central de un producto se encuentra en el punto P, cualquier grupo de tonos no debe tener piezas dentro del grupo separados por una distancia superior a d, y para ser aceptable, ya que en este tipo de producto, el tono no debe alejarse mas de r del tono P, de forma que el espacio de tonos puede "cubrirse" con los hexágonos como se puede observar a continuación. En este caso se necesitan 7 grupos de tonos para cubrir casi todo el espacio de tonos del producto.

Si se emplean tonos cuadrado, de diagonal d, harán falta 12 tonos para cubrir una misma proporción de espacio de tonos de producto.

Se necesitarían habitualmente 30% más de tonos si los grupos de tonos fueran cuadrados en vez de ser hexagonales. Esto se puede calcular a partir de la razón de las áreas: 0.650 / 0.500 = 1.3.

La situación resulta más compleja en tres o mas dimensiones y no es probable que se pueda conseguir el empaquetamiento de cualquier forma regular más compleja que un cubo sin dejar huecos. Esta es un área todavía pendiente de investigación.

¿QUÉ SUCEDE AHORA CON LA INSPECCIÓN MANUAL?

	Cuando los grupos de tonos se determinan únicamente con la vista humana, es imposible crear un esquema de tonos que se aproxima siquiera a los descritos anteriormente.

	La gráfica a continuación presenta un esquema de doce tonos fijos, desarrollados por un fabricante con mucho cuidado y atención durante un periodo de varios años. Cada grupo de tonos está señalado con una elipse. Se puede apreciar que:

Cada tono tiene un tamaño y forma diferente.
Los tonos se solapan.
Existen huecos entre los grupos de tonos.

No es posible crear un esquema de tonos optimizado sin la ayuda de un sistema de inspección automático.

UTILIZACIÓN DE SISTEMAS DE INSPECCIÓN AUTOMÁTICA PARA LA CLASIFICACIÓN DE TONOS
	Los sistemas de inspección de baldosas automáticos utilizan cámaras electrónicas y procesadores de imagen digitales para adquirir y procesar las imágenes digitales de las baldosas. Son capaces de calcular las medidas de tonos y tomar estas medidas de una forma fiable y repetible.
	La mayoría de los sistemas actuales sin embargo, se centran en el aprendizaje de un esquema de clasificación de tonos desarrollado por inspectores humanos. Son capaces de aprender los tamaños y posiciones de grupos de tonos al pasar baldosas de muestra a través del sistema, aplicando este esquema a continuación para conseguir la inspección automática. Como mucho, esto sirve únicamente para mimetizar el esquema manual de una forma más repetible y automática y por tanto tiene la mayoría de las deficiencias de una clasificación de tonos manual.
Se puede conseguir beneficios mayores cuando el sistema de inspección automático está programado para ayudar al fabricante a desarrollar un esquema de clasificación de tonos óptimo. Sin embargo, esto es posible únicamente si el suministrador del sistema tiene una clara comprensión de los requisitos y de la teoría de la clasificación de tonos de baldosas y la experiencia para saber qué medidas de tonos se necesitan para los diferentes tipos de baldosas.
El sistema deberá orientar al personal del fabricante a través de una secuencia de pasos para fijar el esquema de tonos. La interfase del sistema tiene que ser clara y sencilla con términos no técnicos para describir las diferencias de tonos, con unas graficas claras para mostrar el desarrollo.
La utilización de un sistema de estas características permite al fabricante llevar a cabo la clasificación de tonos con un buen balance entre los objetivos claves de la satisfacción del cliente, minimización de costes y un esquema de tonos práctico y claro. En este caso, por lo tanto, puede reducir sus costes y mejorar sus beneficios.

CONCLUSIONES
El examen de la necesidad de una clasificación de tonos para baldosas ha llegado a tres requisitos principales: satisfacción del cliente, minimización del número de tonos e implantación de un sistema práctico, comprensible y claro.
La estrategia óptima para cumplir con estos requisitos varía en función de la decisión del fabricante de establecer nuevos tonos para cada lote de producción o desea producir tonos idénticos de un lote de producción a otro. La estrategia descrita para la obtención de nuevos tonos en cada lote es parecida a la que se sigue de forma intuitiva con la inspección visual, aunque su implantación con un sistema de inspección de baldosas automático proporcionara previsiblemente resultados más fiables y constantes a un coste de inspección mas bajo.
La estrategia propuesta para los tonos que se deben utilizar a lo largo de muchos lotes de producción sin embargo, es menos intuitiva y depende de la utilización de las áreas de tonos en forma de hexágono regular en un espacio de tonos bidimensional. Esta estrategia requiere aproximadamente un 30% menos de tonos que cuando se emplean áreas de tonos cuadradas, y proporciona reducciones en el número de tonos con relación a los esquemas de tonos establecidos para inspección manual. No genera las muchas anomalías que son inevitables cuando se desarrollan los esquemas de tonos con la vista humana.
Los objetivos claves de la satisfacción del cliente y el número mínimo de tonos pueden conseguirse por tanto más completamente, si el sistema de inspección de baldosas automático no vuelve a crear simplemente los esquemas de tonos desarrollados para la inspección manual, sino orienta al usuario en el desarrollo de esquemas racionales que siguen las estrategias propuestas.


PULIMENTACIÓN DE BALDOSAS DE GRES PORCELÁNICO: ASPECTOS SUPERFICIALES
A. Tucci, L. Espósito
Centro Cerámico, Vía Martelli 26, 40138 Bolonia, Italia. 

RESUMEN
El gres porcelánico puede ser considerado un material en el cual la sinergia entre la tecnología de producción y las propiedades físico-mecánicas es excelente. Estas características permiten la utilización de este tipo de pieza en interiores y exteriores donde se requiere un comportamiento fiable y altas prestaciones. Para mejorar las características estéticas de estos productos y realzar su posición competitiva con relación a la piedra natural, la pulimentación de la cara vista se ha convertido en un proceso industrial muy extendido.

En el presente estudio se presentan los resultados de los ensayos de dureza Vickers, mediciones de rugosidad y observaciones amplias de su microestructura mediante microscopia electrónica de barrido y microscopia óptica de la cara vista de algunas piezas comerciales de gres porcelánico: I) cocidas sin pulir y II) pulimentadas. Para estudiar la evolución de la morfología superficial, paso por paso, se ha establecido un procedimiento discontinuo de mecanización a escala de laboratorio, empezando con la rectificación y finalizando con la pulimentación. Se evaluó la mejora de la superficie en base a la reducción y/o eliminación total de los datos producidos por la rectificación. Se propone un modelo que justifica los aspectos relacionados con la mecanización de la cara vista de la pieza de gres porcelánico en base a los resultados obtenidos, en el cual la microestructura del material representa la condición límite.

1. INTRODUCCIÓN

En comparación con otras clases de baldosas, el gres porcelánico se caracteriza por una densidad muy alta que proporciona a estas piezas unas características excelentes de resistencia a la flexión, resistencia a la abrasión superficial, resistencia a las manchas, dureza superficial y una tenacidad en la fractura relativamente alta.
En el caso de las piezas de pavimento, la cara vista en particular se somete a diferentes tipos de esfuerzos ambientales y, a diferencia de las piezas esmaltadas, en los productos sin esmaltar el soporte cerámico está en contacto directo con el ambiente. Aunque esta diferencia no elimina la sensibilidad de la cara vista a los impactos y otras tensiones, puede resultar favorable, especialmente en productos densos y homogéneos como el gres porcelánico, con características materiales de masa más uniformes. Por consiguiente, la práctica de realizar la pulimentación de estos productos se ha visto favorecida por la posibilidad de camuflar fácilmente los daños, ya que después la eliminación del estrato superficial por la mecanización, el aspecto de la baldosa resulta muy próximo al aspecto original.

La mecanización de un material cerámico es un procedimiento específico y muy costoso. La eliminación del material, debido principalmente a procesos de fractura por fragilidad, implica condiciones de esfuerzos [2] y sistemas de agrietamiento que provocan la degradación del estrato superficial, que tienen que ver con los sistemas de agrietamiento fundamental producidos por el penetrómetro Vickers: 1) grietas radiales, responsables de la anisotropía de la resistencia mecánica y la degradación, y 2) grietas laterales responsables de la eliminación del material. Ya que, después de varias etapas de rectificación que suelen ser muy severas, el material retiene un campo de esfuerzos residuales no deseado y un complejo sistema de grietas, se hace necesario prolongar el proceso de mecanización para reestablecer las condiciones superficiales iniciales en la medida de los posible. Para conseguir este objetivo, incluso cuando hace falta eliminar primero los daños producidos por la rectificación en la medida de lo posible, la pulimentación resulta probablemente el proceso de acabado superficial de mayor difusión.

Aunque la pulimentación de la cara vista de las piezas de gres porcelánico se ha convertido en un tratamiento superficial industrial habitual, dicha práctica se basa más en la pericia individual que en el análisis riguroso de los parámetros de la mecanización y de su correlación con las características microestructurales. Ya que existe poca información al respecto, el procedimiento industrial genera diferentes inconvenientes con la mecanización misma y las características microestructurales del material. Por consiguiente, se ha observado a menudo la anisotropía de la resistencia mecánica y de la degradación de las características mecánicas de las nuevas superficies. Durante su vida de uso, esta memoria tecnológica, fijada en el estrato superficial se convierte en una fuente peligrosa de eliminación de material. La naturaleza de este proceso es evolucionarte y depende tanto de las características del material como de la intensidad de los diferentes tipos de esfuerzos ambientales. Los mismos problemas que se encuentran en la mecanización de materiales cerámicos técnicos avanzados se encuentran también en la mecanización de piezas de gres porcelánico.

2. EXPERIMENTAL
Se han seleccionado tres productos de gres porcelánico comerciales diferentes para el presente estudio, cocidos sin pulir y con pulimentación industrial, que se designan en el texto como productos 1, 2 y 3. Para eliminar la influencia de los parámetros de producción, se tomaron todas las piezas estudiadas para cada tipo de producto del mismo lote de producción. Se sometieron las probetas adecuadas, cortadas de las piezas cocidas sin pulir, a pulimentación en condiciones húmedas con un equipo de rectificación - pulimentación de banco de laboratorio (Leco Co., VP-150, USA), siguiendo un procedimiento de mecanización de laboratorio bien establecido, con 6 fases realizadas en secuencia. Se mantuvo un número constante de revoluciones, 150 rpm, y los otros parámetros de mecanización se presentan fase por fase en la tabla 1.


Fase
Partículas abrasivas, ?m
Tiempo de mecanización, min
Presión aplicada, MPa
I
60
30*
103
II
22
1
124
III
14
3
138
IV
10
60
159
V
5
60
193
VI
2
60
193

Para justificar la evolución morfológica de la cara vista durante la mecanización, al final de cada fase de mecanización en el laboratorio, se observaron las probetas con el microscopio óptico y el microscopio electrónico de barrido. Esta técnica permite reconocer, partiendo de la rectificación, las zonas especialmente dañadas y seguir su evolución a lo largo de todo el proceso de mecanización, fase por fase. Al final de cada fase, se midieron los parámetros de rugosidad superficial, la rugosidad media R, y la rugosidad máxima RM, con un rugosímetro (Hommel Tester, T2000, Alemania). Estas medidas se realizaron también en la cara vista de las probetas cocidas sin pulir y las pulimentadas de forma industrial.
Se midió la dureza de la cara vista de las probetas cocidas sin pulir, las con pulimentación industrial y las pulimentadas con los equipos de laboratorio mediante un durómetro (Zwick, 3212, Alemania), equipado con un penetrómetro Vickers. Se ha escogido un intervalo adecuado de cargas de indentación (1.96, 4.91, 9.81 y 19.62N), y se calcularon los valores medios de dureza, tomando como mínimo diez impresiones válidas para cada carga.

4. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
En las figuras 1 a, b y c se presentan las representaciones gráficas de la dureza Vickers en función de la carga de indentación para los productos ensayados. El comportamiento de los tres productos es diferente, aunque en todos los casos el proceso de mecanización siempre produce una reducción de la dureza superficial, que resulta más pronunciada después del tratamiento industrial que después del procedimiento a escala de laboratorio. Este comportamiento es particularmente evidente en los productos 1 y 2, en los cuales el procedimiento de pulimentación a escala del laboratorio permite una completa recuperación (producto 1) y una recuperación parcial (producto 2) de la dureza superficial original. Ya que el procedimiento de mecanización y los parámetros son constantes, el comportamiento diferente mostrado por el producto 3 puede ser atribuido a sus características microestructurales. La curva de dureza del producto 3 cocido sin pulir también difiere de forma significativa del comportamiento de los productos 1 y 2. La mayor porosidad del producto 3 y su interferencia con el penetrómetro, a cargas de indentación crecientes, explica el comportamiento de la dureza. La posibilidad de recuperar la dureza superficial inicial después de la mecanización, depende de parámetros locales, en particular del grado de no homogeneidad entre el estrato superficial y la masa del material.

	En las figuras 2 a y b se presentan los parámetros de rugosidad superficial, la rugosidad media Ra, y la rugosidad máxima RM, medidos después de cada fase de mecanización. Las mismas gráficas también presentan los valores de Ra, y RM, de la superficie de la cara vista de las piezas cocidas sin pulir y pulimentadas de forma industrial. Para los tres diferentes productos estudiados, estos valores referidos a las superficies de cara vista cocidas sin pulir son significativamente diferentes, en función de las asperezas producidas por la geometría del molde. Por otra parte, se pueden destacar algunos aspectos comunes importantes: 1) Ra y RM disminuyen bastante rápidamente durante las fases de rectificación, mientras que las variaciones debidas a las fases de pulimentación (10, 5 y 2 mm.) son casi despreciables, 2) los parámetros de rugosidad de las superficies con pulimentación industrial y en el laboratorio son muy similares y 3) después de la primera fase de rectificación (60 ?m), se observó un incremento de RM para los productos 1 y 2.

	Ya que la mecanización elimina las irregularidades y asperezas de la superficie, estos resultados eran de esperar. En las superficies de la cara vista cocidas sin pulir, los valores más altos de RM, deben asignarse a las irregularidades más que a la porosidad aparente, que es casi cero en el gres porcelánico. Aunque la pulimentación en el laboratorio elimina completamente los daños producidos por la rectificación, no siempre se produce una considerable disminución de RM.

	De hecho, la rugosidad máxima, medida después de la pulimentación no depende únicamente de la selección de los parámetros y procedimientos de mecanización.

	Los ciclos industriales de cocción rápida conducen a una falta de homogeneidad de la microestructura de la sección transversal, caracterizada por diferentes distribuciones de defectos. La eliminación mediante la mecanización del estrato superficial más denso produce daños extendidos y descubre la porosidad cerrada o interna que suele ser mayor que la porosidad presente en la superficie de la cara vista cocida sin pulir (figura 3 a y b). Evidentemente, la geometría, morfología, orientación y distribución de estos defectos son desconocidas y resulta difícil predecir su influencia sobre la rugosidad después de la mecanización. Un procedimiento de mecanización [5] puede ser considerado correcto cuando, después de la eliminación completa del daño producido por la rectificación (figura 4), se pueden asociar los defectos presentes en la superficie pulida a la porosidad microestructural.

	Se puede comprender mejor la evolución de la superficie de la cara vista al considerar las microfotografías de la figura 5. En esta figura se presentan las secuencias de la misma zona seleccionada de la cara vista del producto 2 (de la izquierda) y del producto 3 (de la derecha) después de las fases de rectificación en el laboratorio con los discos abrasivos de diamante de 60, 22 y 14 µm. Después de la fase I, el daño producido resulta claramente visible en la superficie de los dos productos. (figura 5 a). Algunos poros, descubiertos por la eliminación del estrato superficial, también son visibles. En esta primera fase de rectificación, las siguientes observaciones parecen importantes: 1) la rectificación produce daños en forma de rayas y cortes, 2) la eliminación del estrato superficial descubre la porosidad cerrada, y 3) la superficie rectificada se caracteriza por dos poblaciones de defectos simultáneas: una atribuible a la rectificación y otra atribuible al procesado. Las figuras 5b y c muestran la evolución positiva de las mismas superficies que se refleja en una reducción considerable del número y tamaño de las rayas. La secuencia de las microfotografías del producto 2 muestra la reducción de tamaño de un poro cerrado, descubierto durante la primera fase de rectificación. El comportamiento del producto más poroso 3, es sin embargo diferente. Aunque existe la reducción de los daños causados, la porosidad cerrada descubierta por la fase de rectificación I no aparece después de la fase de rectificación II. De hecho, la porosidad descubierta es claramente diferente, como la después de la fase de rectificación III (14 ?m). Aunque los daños producidos por la rectificación pueden eliminarse concretamente con un procedimiento de mecanización adecuado, las características microestructurales del material constituyen una limitación intrínseca del grado de mejora superficial alcanzable. En este respecto, el comportamiento del producto 2, más denso que el producto 3, es menos sensible a la falta de homogeneidad entre el estrato superficial y la masa del material, a consecuencia de un buen procesado.
En base a estos resultados, se puede proponer un modelo de mecanización sencillo. A partir de los defectos muy pequeños presentes en la superficie de la cara vista cocida sin pulir debido al alto grado de sinterización de esta clase de baldosas (absorción de agua < 0.1 %), la primera fase de rectificación produce un empeoramiento dramático de las condiciones superficiales. Las siguientes fases menos dramáticas mejoran la superficie mediante la eliminación progresiva de las rayas y cortes. Por lo tanto, aunque los daños generados y los defectos más peligrosos producidos se eliminan paso a paso, predomina la porosidad cerrada descubierta y esta caracteriza la nueva superficie de la cara vista mecanizada.
Aunque las fases de pulimentación con los discos abrasivos de diamante 10, 5 y 2 mm pueden mejorar todavía más las condiciones superficiales, es decir, eliminando las tensiones residuales, no son capaces de superar las características microestructurales. Ya que estas características son directamente atribuibles al proceso, la prolongación excesiva de la fase de pulimentación no se justifica por las mejoras superficiales que se pueden alcanzar.
La imposibilidad de recuperar la condición original de la superficie de la cara vista cocida sin pulir puede justificarse en base a 1) las diferencias entre la microestructura de la superficie y de la masa, y 2) las limitaciones intrínsecas del procedimiento de mecanización.
El comportamiento de la dureza Vickers en función de la carga de indentación (figura 1) concuerda con las consideraciones anteriores. La reducción de la dureza a causa de la mecanización industrial puede ser atribuida a 1) diferencias de microestructura entre el estrato superficial y el material de la masa, 2) un sistema extendido de microdaños debajo de la superficie generados por la rectificación, que siguen presentes después de la pulimentación y 3) un procedimiento de mecanización y parámetros incorrectos. El procedimiento de mecanización industrial no sólo produce rayas, cortes y el desprendimiento de material, sino en la eliminación del estrato superficial también descubre la porosidad cerrada. Por lo tanto, en comparación con la superficie cocida sin pulir, la superficie de la cara vista del material mecanizado se caracteriza por distribuciones de defectos diferentes y más peligrosos, con el consiguiente efecto negativo sobre las propiedades del material. Un procedimiento de pulimentación más cuidadoso a escala de laboratorio permite reducir paso a paso los danos causados por las fases de rectificación y siempre permite la recuperación de la dureza de la superficie. Aunque la presencia de la porosidad cerrada en la superficie a consecuencia de la eliminación del estrato superficial original imposibilita la obtención de los mismos valores de dureza Vickers obtenidos en las piezas cocidas sin pulir, el aumento de la densidad aparente puede reducir las diferencias. En este respecto, el comportamiento del producto 1 es de particular interés: se consiguió la recuperación completa de las características originales con el procedimiento de pulimentación en el laboratorio.

5. CONCLUSIONES
Se han estudiado las características de la superficie de la cara vista de algunos productos comerciales de gres porcelánico. Se realizaron observaciones de la microestructura, mediciones de rugosidad y ensayos de dureza Vickers sobre las superficies cocidas sin pulir y sobre las superficies de la cara vista pulimentadas, obtenidas con el actual procedimiento de mecanización industrial. Se utilizó además un procedimiento de mecanización en el laboratorio con interrupciones para seguir la evolución de la morfología de la superficie.

Los resultados obtenidos permiten extraer las siguientes conclusiones:

La eliminación de las irregularidades y asperezas de la superficie suele conducir a una disminución de la rugosidad media, Ra. Por el contrario, la rugosidad máxima RM, se ve afectada por la porosidad de la masa.
Después de la mecanización, la dureza Vickers de la superficie suele ser considerablemente inferior a la dureza de la superficie original. Las rayas, cortes y la interacción y coalescencia de las grietas contribuyen a la degradación mecánica de la superficie de la cara vista si no se disminuyen y/o eliminan completamente.
La recuperación de las características y prestaciones de la superficie de la cara vista de la pieza de gres porcelánico depende 1) del procedimiento y los parámetros de la mecanización, y 2) de la microestructura del material. En este respecto, los materiales densos y homogéneos presentan las mejores prestaciones.
Las características microestructurales constituyen la limitación intrínseca a las mejoras alcanzables con la pulimentación.

RECONOCIMIENTO
Los autores quieren agradecer al Sr. D. Naldi y al Sr. D L. Righini su colaboración durante el trabajo experimental y las discusiones fructuosas


SOLUCIONES AL PROBLEMA DE LA ACUMULACIÓN DE ESMALTE EN LOS BORDES DE LAS PIEZAS CERÁMICAS Y SUS DEFECTOS ASOCIADOS
P. Corma y L. Martínez*; J. Martínez**, Ma Dolores Llanes*** y V. Moreno***, J. Vte. Carceller****, M. Gómez*****

QPT*; Alquimia Técnica**, Rocersa***, Colorobbia****, Gres de Valls***** 

INTRODUCCIÓN

Durante la producción cerámica de baldosas se suele presentar una acumulación de esmalte en los laterales de las piezas. Dicha acumulación se observa ya en la pieza durante la operación de esmaltado, pero es en la pieza cocida cuando se hace más evidente, hasta el punto de resultar estéticamente inadmisible.

Dicha acumulación en los bordes implica una serie de inconvenientes:

En la pieza recién esmaltada:
Dificultad en la operación de decorado y aparición de bordes defectuosos
Aumento de la relación de espesores (espesor de capa de esmalte/espesor de soporte) en dicha zona con respecto al resto de la pieza e incremento de la tendencia a doblado con respecto a otras zonas (presencia de deformaciones)
En la pieza cocida
Aspecto visual de pieza no plana en la pieza acabada
Dificultad en el pulido superficial por la existencia de espesores diferentes Dificultad de rectificado y biselado por diferencias de espesor y deformación lateral
Aspecto visual de "cima" en los laterales de las piezas rectificadas, zona de junta entre piezas.
Doblado lateral de la pieza por incremento diferencial de la capa de esmalte en dicha zona

Dicho defecto es más evidente cuando se aplican capas importantes de esmalte como es el caso de la aplicación "a campana" habitual en la producción de revestimientos de pared por el procedimiento de monococción.

	Dicho efecto es más evidente cuando se utilizan cristalinas, por el efecto visual de la superficie brillante. Elio es válido tanto para pavimentos como para revestimientos.

En la actualidad, con la aparición de productos, especialmente de revestimiento de pared, con capas importantes de esmalte para posteriormente ser pulidos, dicho problema se acrecienta:
Mayor capa de esmalte y mayor acumulación en laterales
Utilización de formatos rectangulares alargados que presentan mayor tendencia al doblado
Necesidad de una superficie final lo más lisa posible para:
Pulido superficial homogéneo
Rectificado y biselado lateral
Si a todo lo anterior añadimos el hecho de que un incremento local (en los bordes de las piezas) de la capa de esmalte (siendo que en dicha zona el espesor de bizcocho es menor para compensar la compactación), nos encontramos con una mayor tendencia al doblado precisamente en dicha zona, lo que afectará determinantemente a:
Deformaciones laterales
Dificultad de rectificado y biselado
Por último señalar la dificultad de decorar con la introducción de los equipos de serigrafía, flexografía y tampografía rotativos:
Dichos equipos basan una de sus cualidades fundamentales en el mantenimiento del paralelismo del eje de giro de la máquina con el plano de la pieza
La presencia de irregularidades laterales hace que varíe dicho paralelismo
Uno de los retos fundamentales de dichas máquinas es, precisamente, el poder serigrafiar hasta el borde. Por otro lado el borde presenta un necesario bisel en el soporte para facilitar la expulsión de la pieza del alveolo de la prensa durante la operación de prensado. Para resolver dicho problema las máquinas en cuestión presentan pantallas, rodillos o fotopolímeros con cierta flexibilidad, pero no es menos cierto que se hace necesario incrementar la presión del rodillo (pantalla rotativa o fotopolímero) precisamente en dicha zona lo que hace que, si existe un sobrerelieve por acumulación de esmalte precisamente en dicha zona, se presenten defectos de decoración en forma de "borrones".

La aplicación de barbotinas cerámicas (suspensiones acuosas) sobre piezas planas presenta los fenómenos propios relacionados con la tensión superficial, en los que influirán:
Tensión superficial de la suspensión
Forma de la superficie sobre la que se deposita
Por tensión superficial (TS) se entiende la fuerza que se ejerce en la superficie de los líquidos por unidad de longitud:
TS = F1 / L
Las causas de la tensión superficial hay que buscarlas en las fuerzas de cohesión, especialmente intensas en los líquidos; las fuerzas gravitatorias que intervienen en la atracción de dos moléculas de un líquido son despreciables frente a las de Van der Waals, pues para una misma separación entre ellas, la intensidad de las fuerzas newtonianas varía en razón inversa al cuadrado de la distancia, mientras que las otras varían en razón de la segunda, tercera y hasta octava potencia de la misma y, por tanto, crecen muy rápidamente al aproximarse las moléculas entre si. Las fuerzas intermoleculares alcanzan intensidades extraordinarias sólo a distancias muy pequeñas. A partir de aquí podemos definir también la TS como el trabajo necesario para incrementar la superficie de un líquido en la unidad de superficie:
Un líquido con elevada TS: Tiende a “recogerse sobre sí”
Un líquido con baja TS: Tiende a "extenderse". 
Entre los factores que afectan a la tensión superficial:
Temperatura del líquido:
Al aumentar la temperatura se produce una disminución progresiva de la tensión superficial, hasta que se alcanza una temperatura para la cual la TS es nula. Dicha temperatura (crítica) supone la barrera entre el estado líquido y gaseoso.
La disminución es consecuencia del incremento de la agitación térmica que hace que disminuyan las fuerzas intermoleculares.
La presencia de impurezas en el líquido:
Cuando las impurezas se acumulan en la superficie, la tensión superficial disminuye
Cuando se acumulan en el interior o se alejan de la superficie, la TS permanece inalterable (Ley de Gibbs)
La influencia de las impurezas sobre la TS se denomina tensoactividad. En función de la actividad orientadora de los grupos hidrófilos o hidrófobos (ya que las barbotinas cerámicas son suspensiones en agua) de la suspensión la TS se verá afectada de una forma u otra.
Para el caso que nos ocupa el objetivo es disminuir la TS para lograr la máxima "expansión" del líquido o suspensión sobre la superficie plana de la pieza
Teniendo en cuenta la relación entre la TS y el carácter hidrófilo o hidrófobo, el tiempo de secado de la suspensión estará directamente relacionado con la presencia del sólido en superficie o en el interior de la suspensión y por tanto será una variable de medición indirecta de la TS. En cualquier caso, teniendo en cuenta que el fenómeno perjudicial es el de acumulación de esmalte, también se medirá el espesor de capa a diferentes distancias del borde de la pieza con el fin de minimizar las diferencias.
El presente trabajo se marca como objetivo el disminuir o evitar la presencia de dicha acumulación de esmalte en los bordes de las piezas, así como estudiar y valorar los factores que influyen en la aparición de dicho fenómeno y para ello el problema se estudia desde diferentes ópticas:
Relación de espesores de esmalte y soporte
Forma de la superficie sobre la que se aplica (rugosidad y/o forma del bisel)
Temperatura de la pieza a esmaltar
Condiciones del esmalte que eviten dicha acumulación (topología, reología y aditivos).
Tipo de pasta del soporte

EXPERIMENTAL

Se parte de materiales e instalaciones en condiciones industriales: - Materiales:
Bizcocho, Engobe y Cristalina de porosa industrial
Aditivos:
Dispersante a base de polifosfatos
Ligante de naturaleza orgánica con tensoactivos inorgánicos.

Equipos de ensayo:
Picnómetro de línea para control de la densidad de las barbotinas
Viscosímetro de copa Ford (N° 4) de línea para control de la viscosidad de las barbotinas
Termómetro de contacto de línea para control de temperatura de pieza a esmaltar
Cronómetro de línea para control del tiempo de secado
Lupa binocular (x 400 ) para medición del espesor de capa
Colorímetro
- Condiciones de pruebas laboratorio:	
Engobe patrón (utilizado habitualmente) con sus respectivos aditivos:
Bentonita
Tripolifosfato sódico
Cristalina patrón (utilizada habitualmente) con sus respectivos aditivos:
Cola
Tripolifosfato
Agua de molienda de las respectivas plantas industriales
Confección de nueva barbotina de engobe sin los aditivos originales y sustituidos por los propuestos
Confección de nueva barbotina de cristalina sin los aditivos originales y sustituidos por los propuestos
- Variable a medir:
Tiempo de secado de la superficie esmaltada:
Con distintas barbotinas
Con piezas a distintas temperaturas
Con piezas con distinto tipo de superficie
Espesor de la capa a diferentes distancias del borde para cada pieza de las anteriores
Tonalidad en dichas piezas (L, a, b) - Tratamiento de los datos:
De cada medida o punto de control de espesor de capa, se han realizado diferentes medidas en diferentes partes a lo largo de la pieza y en distintas piezas, de modo que se pueda tener un valor representativo de la población. En las tablas y gráficas se representan las medias de dichos valores.

RESULTADOS Y DISCUSIÓN 
A) DATOS DE PARTIDA

A.1) Espesor de capa a diferentes distancias del borde de la pieza cocida (aplicación normal en las plantas).

Se parte de unos datos experimentales, tanto en Pasta Roja como en Pasta Blanca, referidos a espesor de capa, a diferentes distancias del borde que se presentan en la Tabla 1.

Distancia	a
0.5 cm
1,5 cm
2 cm
4 cm
borde de la pieza (cm)




BASE
0.1 99
0.283
0.261
0.261
ENGOBE
0.121
0.182
0.171
0.176
TOTAL
0.320
0.465
0.432
0.437

	Con el fin de observar las diferencias de capa a otras distancias del borde y comprobar la evolución, se midieron otras piezas a diferentes cm. del borde.

Distancia a borde de pieza (cm)
0.5cm
1.0cm
2.0cm
4.0cm
6.0cm
10.0cm
BASE
0.326
0.313
0.314
0.316
0.316
0.320
ENGOBE
0.146
0.139
0.131
0.133
0.126
0.119
TOTAL
0.472
0.452
0.445
0.449
0.442
0.439

	Los valores absolutos entre ambas poblaciones de piezas no tienen ningún valor comparativo ya que se trata de datos experimentales de distintas líneas de producción.

Se observan una serie de tendencias:
Las piezas presentan un máximo de acumulación de esmalte total alrededor de los 1.5 cm.
Se parte de valores bajos (correspondiendo a la zona del bisel), se produce un máximo alrededor de los 1.5/2.0 cm. Y posteriormente baja paulatinamente hasta los 3/4cm. para subir ligeramente y mantenerse.

Las piezas medidas en cm. presentan un máximo al inicio, cerca del borde, para posteriormente disminuir paulatinamente, si bien presentan una ligera inflexión a los 2/3 cm.
Así pues, la principal acumulación se produce antes de los 3 cm. desde el borde para, posteriormente, permanecer más o menos constante, con una ligera inflexión en los 2/3 cm. coincidiendo con la zona que visualmente se ve como "cortada" y en la zona que denominamos "marco de TV".
En ambos casos y en consonancia con el tipo de aplicación, la capa de cristalina es muy superior a la de engobe
Las diferencias de espesor a diferentes distancias del borde, son menores en el caso del engobe que en el caso del esmalte. Dicho dato, tomado como diferencia porcentual para poder ser comparativo con el de la cristalina, es de hasta un 30 % en la cristalina y de hasta un 17 % en el caso del engobe. Lo que implica un mejor empaquetamiento en el caso del engobe. A lo anterior hay que sumar el hecho de que el engobe se aplica sobre la pieza caliente (hace disminuir la tensión del engobe) mientras que la cristalina se aplica sobre el engobe mas frío (disminuye menos la TS).
Dichas diferencias están medidas sobre pieza cocida
Teniendo en cuenta que la diferencia de espesor de capa total de esmalte entre la pieza fría y la cocida es de unos 0.5 mm. podemos afirmar que las diferencias de altura que presenta la superficie son:
Superficie cruda a serigrafiar: Diferencias de 0.3 mm si tomamos la parte más alta con respecto del tramo recto y que realmente se puede asimilar a la acumulación de esmalte
Superficie cocida a pulir o biselar: Diferencias de hasta 0.2 mm si tomamos el bisel y 0.04 mm si tomamos a partir del tramo recto y que realmente se puede asimilar a la acumulación de esmalte
Estos son los datos de partida de diferencias de espesor de capa tomados de la producción industrial y sobre los que se comparara para verificar la mejora
Como CONCLUSIÓN de esta primera toma de datos podemos decir:
La superficie esmaltada no es plana
Presenta unas diferencias de hasta 0.3 mm en el mejor de los casos
Dicha diferencia es consecuencia de la acumulación de esmalte en las cercanías del borde de la pieza

A.2) Diferencias de espesor de capa a varias distancias del borde de la pieza cocida (diferentes condiciones en la aplicación):

Con el fin de verificar factores influyentes en la aparición de mayor o menor acumulación de esmalte en los laterales, se confeccionaron piezas industriales en diferentes condiciones:

Diferente temperatura a esmaltar
Diferente cantidad de esmalte depositada
Diferente rugosidad de la superficie a esmaltar

Distancia a borde de pieza
0.5 mm
1,5 mm
2 mm
4 mm
6 mm
10 mm
°C






120 °C
0.372
0.351
0.365
0.369
0.348
0.372
85 °C
0.418
0.387
0.369
0.359
0.359
0.362

Distancia a
borde de pieza
0.5 mm
1,5 mm
2 mm
4 mm
6 mm
l	10 mm
Grms






Std
0.372
0.351
0.365
0.369
0.348
0.372
+ 50 %
0.457
0.401
0.382
0.397
0.365
0.365

Distancia a
borde de pieza
0.5 mm
1,5 mm
2 mm
4 mm
6 mm
10 mm
Lisa
0.372
0.351
0.365
0.369
0.348
_0.372
Rugosa
0.389
0.372
0.380
0.393
0.358
0.362

De los datos presentes en las Tablas 3, 4 y 5 se concluye:
La temperatura de la superficie de la pieza a esmaltar tiene una marcada influencia sobre la capa de esmalte depositada. Conforme aumenta la temperatura, disminuye e1 espesor de la capa esmaltada.
Dicha variación con la temperatura es tan importante como la variación habitual de marca de esmalte depositado (modificaciones de ajuste).
La variación de espesor de capa asociado a las variaciones de temperatura de la superficie a esmaltar será un factor de primera magnitud en las oscilaciones de tono de fondo.
La rugosidad de la superficie tiene una marcada influencia sobre el espesor de capa de esmalte.
La rugosidad hace que aumente el espesor de capa.

La rugosidad tiene una influencia similar a variaciones de cantidad de esmalte similares al 30% y tendrá un efecto directo en la variación de tono.

	Los modelos con borde irregular presentarán una mayor tendencia a acumular esmalte.

La rugosidad de la superficie y la temperatura de la misma tienen una marcada influencia sobre el espesor de capa depositado.
Teniendo en cuenta que los bordes de las piezas son los que están más sometidos a oscilaciones de temperatura y de rugosidad, serán los puntos de mayor variabilidad de espesor de capa.
A.3) Velocidades de secado de la capa de engobe y/o cristalina aplicada:

También se tomarán, como datos de partida, los tiempos de secado de una capa de esmalte depositada sobre la pieza. El ensayo se realizó con los esmaltes (Engobe y cristalina) utilizados en producción y que denominaremos std. y con los mismos esmaltes en los que se sustituyó la carga de aditivos por una nueva carga con los que son objeto del estudio.

	Dicho ensayo se realizó en laboratorio mediante aplicación del esmalte en patinete sobre pieza previamente calentada. La aplicación se realiza sobre igual superficie y temperatura y se mide el tiempo (los segundos) que tarda en aparecer seca.

ESMALTE
DENSIDAD (Kg./I)
VISCOSIDAD Ford 4 mm (SEG)
MEJORA EN TIEMPO SECADO (SEG.)
Engobe patrón
1.85
56

Cristalina 18
1.83
105
-
Cristalina 42
1.84
86
-
Engobe con "aditivo"
1.87
45
8
Cristalina con "aditivo"
1.84
95
11
Cristalina "aditivo"
1.83
69
16

Se observa una notable mejora en la velocidad de secado con la introducción de aditivos.
Si tenemos en cuenta que para unas condiciones habituales de aplicación industrial (80/90 ºC de temperatura de pieza y unos 20 Grms. de engobe y unos 90 Grms. de cristalina en formato 20??20 para conseguir productos de falso pulido) los tiempos de secado oscilan alrededor de los 60 segundos, estamos hablando de reducirlos en un 30/40 % y llegar a los 45 segundos.
B) DATOS DE PRUEBA INDUSTRIAL. LÍNEA DE PRUEBAS.
B.1) Tiempo de secado. Experiencia 1
Se controló el tiempo de secado de barbotinas obtenidas industrialmente.
Se utilizaron las barbotinas utilizadas habitualmente en la producción y que denominamos std y las mismas pero en las que se sustituyó la carga de aditivos por los nuevos propuestos.
Se aplicaron sobre piezas a diferentes temperaturas.

Temperatura de pieza en la aplicación (tiempo de secado)
D (Kg./L)
V (sg)
125 ºC 1
105 °C 2
85 °C 3
A: Engobe std + Cristalina std
1.88 + 1.84
28 + 105
48
52
60
B: Engobe std + Cristalina con "aditivo"
1.88 + 1.86
28 + 95
28
35
42
C: Engobe con "aditivo" + Cristalina con "aditivo"
1.90 + 1.86
35 + 95
25
30
40
D: Engobe con "aditivo" + Cristalina std
1.90 + 1.86
35 + 100
48
50
58

Se puede observar que el tiempo de secado viene controlado fundamentalmente por la cristalina, en consonancia con la mayor cantidad aplicada.
Se puede observar que los tiempos se reducen drásticamente al introducir el “aditivo” en la cristalina. Se pasa de un tiempo total de secado de 58/60 segundos a otro de 40/42 segundos para una temperatura de pieza de 85 ºC.
La disminución es todavía mayor para temperaturas mayores.

B.2) Espesor de capa, a distintas distancias del borde de la pieza, para las piezas obtenidas industrialmente en la prueba anterior
Distancia a borde de pieza
0.5 mm
Engobe	Esmalte
1,0 mm
Engobe	Esmalte
2 mm
Engobe	Esmalte
4 mm
Engobe	Esmalte
5 mm
Engobe	Esmalte
10 mm
Engobe	Esmalte
Al
0.138
0.670
0.138
0.637
0.127
0.630
0.138
0.617
0.123
0.611
0.131
0.611
A3
0.164
0.676
0.157
0.637
0.157
0.617
0.157
0.611
0.151
0.604
0.151
0.597
B1
0.170
0.740
0.160
0.735
0.170
0.676
0.161
0.668
0.169
0.670
0.167
0.671
B3
0.171
0.742
0.164
0.755
0.157
0.722
0.164
0.719
0.167
0.719
0.164
0.709
C1
0.170
0.683
0.164
0.689
0.170
0.643
0.170
0.644
0.170
0.637
0.169
0.637
C3
0.171
0.683
0.171
0.686
0.170
0.650
0.177
0.647
0.183
0.647
0.180
0.649
D1
0.170
0.706
0.170
0.689
0.183
0.657
0.180
0.653
0.184
0.653
0.183
0.657
D3
0.183
0.657
0.177
0.676
0.164
0.637
0.170
0.627
0.170
0.621
0.171
0.617

Se observan las siguientes tendencias:
La incorporación de los aditivos, tanto al esmalte como al engobe, acelera el tiempo de secado
La incorporación de aditivos hace que el espesor de capa aumente
Se observa, para una misma incorporación de aditivo, que el espesor de capa es mayor para las temperaturas menores, es decir, el espesor de capa es mayor con pieza mas fría.
Lo anterior queda amortiguado por la incorporación de aditivos, en relación con la pieza estándar
Las diferencias de espesor de capa se amortiguan con la incorporación de los aditivos.
B.3) Tiempo de secado. Experiencia 2.

Se controló el tiempo de secado de barbotinas obtenidas industrialmente.

Se utilizaron las barbotinas utilizadas habitualmente en la producción y que denominamos std y las mismas pero en las que se sustituyó la carga de aditivos por los nuevos propuestos y diferentes de los de la Experiencia 1.

Se aplicaron sobre piezas a diferentes temperaturas.

Temperatura de la pieza en la aplicación (tiempo de secado)
D (Kg./L)
V (sg)
125 ºC 1
105 °C 2
85 °C 3
A: Engobe + Cristalina
1 .89 + 1.84
37 + 100
50
55
60
B: Engobe con "aditivo" + Cristalina
1.90 + 1 .84
36 + 100
40
45
55
C: Engobe con "aditivo" + Cristalina con "aditivo"
1.90 + 1.84
35 + 90
40
45
55

B.4) Espesor de capa, a distintas distancias del borde de la pieza, para las piezas obtenidas industrialmente en la prueba anterior.

Distancia
a	borde
0.5 mm
1,0 mm
2 mm
4 mm
5 mm
10 mm
de pieza
Engobe	Esmalte
Engobe	Esmalte
Engobe	Esmalte
Engobe	Esmalte
Engobe	Esmalte
Engobe	Esmalte
Al
A3
0.134
0.660
0.132
0.620
0.120
0.622
0.132
0.608
0.120
0.609
0.130
0.609
0.592

0.160
0.666
0.150
0.627
0.150
0.605
0.150
0.608
0.149
0.602
0.149

B1
B3
1.164
0.731
0.158
0.715
0.165
0.666
0.149
0.653
0.160
0.640
0.152
0.601

0.164
0.740
0.161
0.742
0.152
0.701
0.162
0.700
0.157
0.701
0.140
0.666
C1
0.172	0.677
0.164
0.682
0.165
0.639
0.170
0.614
0.168
0.608
0.160
0.607
C3
0.177	0.680
0.177
0.694
0.168
0.650
0.174
0.625
0.180
0.631
0.165
0.611

Se observan las siguientes tendencias:
La incorporación de los aditivos, tanto al esmalte como al engobe, acelera el tiempo de secado, aunque menos que en el caso de los aditivos.
La incorporación de aditivos hace que el espesor de capa aumente.
Se observa, para una misma incorporación de aditivo, que el espesor de capa es mayor para las temperaturas menores, es decir, el espesor de capa es mayor con pieza más fría.
Lo anterior queda amortiguado por la incorporación de aditivos, en relación con la pieza estándar.
Las diferencias de espesor de capa se amortiguan con la incorporación de los aditivos.

B4) Influencia sobre la tonalidad de la pieza.
A la vista de los resultados, se midió la tonalidad de las piezas (L, a, b) con el fin de determinar las posibles diferencias de tono debidas a las variaciones de la temperatura de la pieza.
Dicha medida venía justificada por el hecho de que para una misma aplicación std. se producían diversos espesores de capa al variar la temperatura de la pieza.

Temperatura (°C)
Espesor Capa (mm)
L
a
b
dE
85
0.806
87.6
2.76
7.34
-
100
0.758
88.1
2.59
7.14
0.56
120
0.714
87.8
2.60
7.08
0.60

Se observa que la pieza más fría presenta un mayor espesor de capa
- Las piezas más calientes que secan antes, presentan menor espesor de capa y un color menos amarillo.
Las piezas que tardan en secar amarillean más. Este dato ya venía siendo observado en la práctica y se ha podido constatar experimentalmente.
- Las variaciones son poco significativas ya que se requieren cambios importantes de temperatura (espesor de capa) para que se presente tonalidad.
B.5) Influencia de la forma del bisel lateral
Con el fin de observar la influencia de la forma del bisel lateral sobre la acumulación de esmalte en dicha zona, se prepararon piezas industriales en las que un lateral era de bisel normal y el paralelo era recto (cortado sobre pieza cruda).

Distancia a borde de pieza
0.5 mm
Engobe	Esmalte
1,0 mm
Engobe	Esmalte
2 mm
Engobe	Esmalte
4 mm
Engobe	Esmalte
5 mm
Engobe	Esmalte
10 mm
Engobe	Esmalte
R1
0.2
0.30
0.15
0.37
0.16
0.39
0.16
0.4
0.14
0.37
0.] 4
0.36
R2
0.14
0.29
0.15
0.31
0.18
0.34
0.17
0.37
0.14
0.38
0.13
0.37
B1
0.16
0.25
0.16
0.34
0.13
0.41
0.14
0.37
0.14
0.35
0.13
0.38
B2
0.2
0.32
0.18
0.32
0.17
0.36
0.16
0.32
0.13
0.38
0.13
0.39
INDUS
0.12
0.32
0.16
0.36
0.13
0.35
0.16
0.33
0.14
0.33
0.12
0.34
PRUE
0.15
0.26
0.16
0.29
0.17
0.34
0.16
0.33
0.16
0.34
0.13
0.34

Por cuanto se refiere a los datos de línea durante la prueba industrial:
Disminución entre un 15-20 del tiempo de secado con la introducción del aditivo estudiado
Se pueden observar las siguientes tendencias:
Se produce una mayor acumulación en la zona próxima al borde cortado recto que en la misma zona para el lado biselado.
Se observa un menor espesor de capa para la pasta blanca (piezas esmaltadas sucesivamente)
La introducción de aditivos produce los efectos ya vistos con anterioridad:
Ligero aumento del espesor de capa
Mayor velocidad de secado
- Menor diferencia de espesor de capa entre lateral y centro

CONCLUSIONES

Se ha estudiado la influencia de algunos factores sobre la presencia de una mayor capa de esmalte en los bordes de las piezas cerámicas esmaltadas:
- Cantidad de esmalte:
- Se parte de un mínimo en el lateral y se presenta un máximo alrededor de 1,5/2,0 mm del borde. Posteriormente existe una depresión alrededor de los 2/3 mm y luego aumenta y se mantiene.
- Las diferencias de capa son menores en el caso del engobe que en la cristalina, debido a un mejor empaquetamiento.
- El engobe se aplica sobre una superficie mas caliente y ello hace que disminuya su tensión superficial.
- Rugosidad de la superficie:
- A mayor rugosidad de la superficie, mayor espesor de capa.
Forma del bisel
- Mayor acumulación de esmalte con bisel recto que con bisel curvo tradicional
 - Topología del soporte
- Mayor acumulación, mayor altura y mayor amplitud de la acumulación de esmalte con soporte de pasta roja que con soporte de pasta blanca.

- Temperatura de la pieza en el esmaltado
- A mayor temperatura de pieza, menor espesor de capa de esmalte

Todo lo anterior evidencia el hecho de que existen diferencias medibles en el espesor de capa a lo largo de la pieza y que pueden originar los mencionados problemas durante el decorado o posterior tratamiento superficial de la pieza cocida, además de la consiguiente variación de la relación de espesores en dicha zona (esmalte/bizcocho) que provocarán una mayor tendencia al doblado. La relación de espesores esmalte/soporte es superior al 30% cuando comparamos el corte a 5 cm. del borde con el de 1cm. del borde.
Algunos de los anteriores factores son variables, por lo que se presentarán oscilaciones de espesor de capa. Dichos factores son especialmente sensibles en los bordes de las piezas, por lo que será la zona más afectada.

La introducción de aditivos del tipo dispersante tensoactivo tiene un marcado efecto sobre los siguientes factores:
- Velocidad de secado. Aumenta la velocidad de secado.
- Constancia del espesor de capa a diferentes temperaturas y rugosidades.
- Amortigua las variaciones de capa consecuencia de las diferencias de temperatura de la pieza.

	 Los aditivos del tipo dispersante tensoactivo afectan a la tensión superficial de la barbotina y serán un recurso cómodo para lograr estabilizar las suspensiones de esmalte desde el punto de vista del fenómeno estudiado, a la vez que incorporan las ventajas de un secado más rápido y con ello la ausencia de los problemas relacionados.



DISEÑO, INSTALACIÓN Y PRUEBAS DE UN PROTOTIPO A ESCALA INDUSTRIAL DE PRECIPITADOR ELECTROSTÁTICO DE ALTO RENDIMIENTO PARA LA CAPTACIÓN DE PARTÍCULAS EN UN HORNO DE FUSIÓN DE FRITAS
R. Bono R. Vicent J. Cabedo S. Carmona

Unisystems S.A., Villarreal. Castellón. España.
Johnson Matthey. Castellón. España. 1. 

1. RESUMEN
El objetivo de esta ponencia, es presentar los resultados y conclusiones, de la fabricación, instalación y operación de un prototipo a escala industrial de un filtro electrostático de alto rendimiento, para la captación de partículas, en cola de un horno de colada continua para fusión de fritas.
Los puntos básicos en los que se estructura este documento, son:
Descripción general del problema.
Planteamiento de los parámetros de diseño (especificaciones, etc.).
Soluciones adoptadas y justificación de éstas.
Estrategia de ensayos.
Análisis de los resultados obtenidos.
Conclusiones.

2.- DESCRIPCIÓN GENERAL DEL PROBLEMA
Durante el proceso de fusión de fritas, en hornos de colada continua, y debido a las condiciones del proceso y características constructivas de los hornos, se generan emisiones en la chimenea de tiro caracterizadas por una gran cantidad de partículas sólidas en suspensión y la presencia de compuestos gaseosos. Cuando se aborda el estudio de un sistema para minimizar estas emisiones, pueden plantearse dos vías principales de actuación, el evitar la generación de estas emisiones por el cambio de diseño de los hornos, o el diseño de equipos de filtración susceptibles de instalarse en el camino de salida de humos de estos, o una combinación de ambas.
La actuación en la primera línea indicada anteriormente, no puede plantearse si no es a largo plazo, pues lleva asociada la necesidad de un fuerte esfuerzo en investigación, además dada la actual estructura industrial en el sector, no sería aplicable en las actuales instalaciones.
La actuación según la segunda línea, es de dudosa eficacia, si se piensa en el diseño de un equipo, que parta como condicionantes de diseño el adecuar completamente los humos, puesto que desde el punto de vista técnico, sería imposible garantizar el funcionamiento con especificaciones fijas, independientemente de las condiciones de trabajo.
La única forma de abordar el problema, con unas garantías de eficacia, estabilidad y coste aceptables, paste de la base de atajar el problema por objetivos. El objetivo final será la completa adecuación de los humos, según todos los parámetros que requieran de mejora, pero actuando de forma progresiva según prioridades y disponibilidad de tecnologías probadas y constatadas.
Según este planteamiento, el primer objetivo a alcanzar, será la reducción de las partículas sólidas presentes en los humos hasta unos valores que nos permitan cumplir con las normativas vigentes en la actualidad y las más restrictivas de ineludible implantación a medio plazo. Una vez alcanzado este objetivo y tras su constatación se procederá a la actuación sobre los compuestos en fase gaseosa.

3. PLANTEAMIENTO DE LOS PARÁMETROS DE DISEÑO

El diseño del equipo, se realizara según unos condicionantes y especificaciones, que vendrán dados bien por imposición del proceso, bien por criterios del usuario final, tecnologías, etc.
3.1.- CONDICIONANTES DE PARTIDA
Como condicionantes de partida para el diseño, se entiende todos aquellos aspectos exigibles a la instalación, que no dependen directamente de las condiciones de proceso y que el fabricante del equipo deberá establecer a priori y mantener durante todo el diseño, construcción y servicio. Se tendrán en cuenta los siguientes condicionantes:
Funcionamiento: El sistema a instalar, deberá de funcionar sin interferir con los sistemas de regulación del propio horno.
Costes: tanto los costes de implantación, operación y mantenimiento deberán ser lo más bajos posibles, individualmente y conjuntamente.
Fiabilidad: la fiabilidad de funcionamiento exigible al equipo deberá ser próxima al 100%.Este condicionante, obliga a que los procesos de arranque y parada sean lo más cortos posibles.
Utilización: La complejidad de operación deberá de ser mínima.
Tamaño: Se deberá optimizar el tamaño del equipo en lo máximo posible.
Ubicación: La ubicación del equipo no deberá de imposibilitar las operaciones normales de mantenimiento del horno, ni de los equipos directamente relacionados con él.

3.2.- ESPECIFICACION ES
Por especificaciones, se entiende todos aquellos parámetros que definan las condiciones de funcionamiento y los rendimientos a obtener en el equipo. La mayor parte de ellos, se establecen por parte del propietario del horno y tras ser aceptados por parte del fabricante del equipo, deberán de cumplirse en la instalación, así pues permitirán verificar el correcto funcionamiento de éste.
El planteamiento de unas especificaciones fijas, es prácticamente inviable, debido al amplio margen de operación y la diversa gama de productos que se elaboran en este tipo de hornos.
La forma más correcta de establecer especificaciones en estos casos consiste en de mutuo acuerdo entre propietario y fabricante, fijar unos niveles de emisión máximos que reflejen el estado real de la normativa y posibles valores aplicables en un futuro. Posteriormente, evaluar cuáles son las condiciones extremas de funcionamiento de un horno, y seleccionar las condiciones más desfavorables esperadas, con las cuales se procederá a determinar los rendimientos mínimos requeridos.
Según esta metodología, incrementando los valores extremos, para mayor seguridad, se establecieron las siguientes condiciones en los humos:
Temperatura: Entre 250°C y 550 ºC.
Caudal: 7000 Nm3/h.
Contenido en partículas sólidas: 3000 mg/ Nm3.
Contenido en partículas sólidas después de la depuración: < 30 mg/ Nm3. Estos datos establecerán las especificaciones de diseño del filtro en:

Rendimiento:
? = ( 1- 30/3000) ? 100 = 99%
Caudal:
C = 7000? (550+273 / 273+20) = 19662 m3 /h 550ºC

4.- SOLUCIONES ADOPTADAS Y JUSTIFICACIÓN DE ÉSTAS
El diseño de la instalación, se compondrá por una parte del diseño del precipitador electroestático y por otra de los elementos de interconexión de éste con la chimenea de salida del horno, así como el software de control de toda la instalación.
Una vez establecidas las especificaciones y condicionantes, podremos empezar a plantear configuraciones del precipitador, a fin de encontrar las que den un rendimiento óptimo. Por configuración, entenderemos un ajuste de los parámetros (separación entre electrodos dentro de un campo, diseño de electrodos, longitud de los campos, separación entre ellos, número de estos, tipo de corona, etc.) que afectan el funcionamiento del precipitador.
Antes de entrar en detalle en el estudio de las configuraciones, estableceremos a partir de las especificaciones, la sección del precipitador y estimaremos el número de campos eléctricos y la eficiencia requerida:
El volumen de gases a tratar, nos permitirá establecer la sección transversal del precipitador, puesto que para que éste sea efectivo, deberemos de mantener una velocidad de paso de los gases que en la práctica se establece entre 0.8 y 1.8 m/s.
El rendimiento especificado para el precipitador, nos proporcionará la información necesaria para fijando el rendimiento por campo, determinar el número de campos eléctricos enseriados necesarios o fijando el número de campos, determinar el rendimiento requerido por campo. En una primera aproximación, podemos suponer que cada campo tendrá una determinada eficiencia de colección s y dejará pasar una fracción de partículas 8, siendo:

? = 1 - ?
Para un número n de campos enseriados, el rendimiento será:

? = 1 - ? n
Reordenando y combinando las ecuaciones anteriores:

? = 1 - ?n
El precipitador a diseñar, se compondrá de tres campos enseriados, con lo cual la efectividad necesaria por campo será de:

? = 1 - 3?1-0.99 = 0.7845 --> 78.5%
La ecuación que permite estimar el rendimiento de un precipitador electrostático para una configuración dada, conocida como la ecuación extendida de Deutch es:
log(l - ? )= log(1 - ?g) + C?dV 2

Siendo:
? : eficiencia.
?g: eficiencia en el punto de establecimiento del efecto corona. 
? : superficie específica colectora.
 d : diámetro másico medio de las partículas.
V : Potencial del campo electroestático.
C : Constante dependiente principalmente de la temperatura, del tipo de polvo y configuración del filtro.

	De la anterior ecuación, se deriva que el rendimiento de un precipitador electroestático, se verá afectado por los siguientes efectos, que se deberán tener en cuenta en el diseño:
Tamaño de las partículas: Es evidente que las partículas presentes en los gases, no presentan un tamaño único, si no que presentan una distribución de tamaños comprendidas entre unos valores máximo y mínimo. Por este motivo se utiliza en la anterior ecuación el valor del diámetro medio másico, correspondiente al diámetro dentro de la curva granulométrica en el cual el 50% de las partículas se encuentran por debajo y por encima. Manteniendo constantes todos los parámetros que afectan el rendimiento del precipitador excepto el tamaño de partículas, el rendimiento del precipitador aumenta con el tamaño medio de éstas.
Temperatura: El efecto de la temperatura sobre el rendimiento de un precipitador electroestático, es muy importante, afectando además de forma multirrelacional con otros parámetros, debiéndose sopesar independientemente cada uno de ellos:
Efectos relacionados con la temperatura del gas: Dado que la viscosidad de los gases aumenta con la temperatura, las fuerzas de arrastre a las que se ven sometidas las partículas de polvo aumentaran, siendo más difícil el separarlas de la corriente gaseosa, por lo cual el rendimiento del precipitador decrecerá con la temperatura si no varían los demás parámetros.
Efectos relacionados con la temperatura de las partículas: El aumento de la temperatura lleva asociado un aumento de la constante dieléctrica de éstas que a su vez origina un aumento de rendimiento en el precipitador. Además cambios en la temperatura pueden influir sensiblemente de forma positiva o negativa en la tendencia a aglomerarse de las partículas, afectando también el rendimiento.
Efectos eléctricos relacionados con la temperatura: La intensidad de campo necesaria para que se produzca el efecto corona (y por lo tanto el potencial necesario), está directamente relacionado con la densidad del gas según una ley cuadrática. Así pues a un aumento de la temperatura, e1 valor del potencial necesario para desencadenar el mecanismo de carga de partículas disminuye notablemente. Además, debido a que el aumento de temperatura produce un aumento de la energía cinética de las moléculas del gas por agitación térmica, el transporte de cargas se mejora a potenciales más bajos, con lo cual el rendimiento del precipitador mejora.
De lo anteriormente expuesto, se entiende que no podemos hablar del rendimiento de un precipitador electroestático, como un valor absoluto, si no que debemos entenderlo como una función dependiente de múltiples parámetros, motivo este por el cual el proceso de diseño de un precipitador electroestático consistirá en la evaluación de distintas configuraciones en distintas condiciones, de forma que podamos verificar las combinaciones que ofrezcan mejores eficiencias.
A fin de poder mantener los costes de diseño de un precipitador y el tiempo en un valor asumible, es necesario el estructurar la fase de diseño, partiendo de un modelo simple y sucesivamente incrementar la complejidad del diseño. Esto obligó a seguir el ciclo de diseño según se comentará a continuación, detallando cuáles son los aspectos que se pretenden examinar o controlar en cada apartado.
En primer lugar, se procederá a realizar una serie de simulaciones numéricas, a fin de poder seleccionar a priori cuales pueden ser las configuraciones que ofrezcan un rendimiento y estabilidad más adecuados a la aplicación. De todas formas, dada la gran cantidad de parámetros que influyen en el rendimiento del precipitador, con este tipo de simulaciones, sólo se puede estimar el comportamiento a grandes rasgos.
Una primera simulación numérica, teniendo sólo en cuenta las ecuaciones de la electroestática, nos permitirá anticipar la geometría de los electrodos y la distribución de éstos, posteriormente, si añadimos las ecuaciones de dinámica de fluidos y relacionamos los efectos de ambas, podremos estimar la longitud mínima que deben de tener los campos.
Con los resultados de la simulación, se puede acometer con suficientes garantías la construcción de un modelo a escala, que nos permita en primer lugar comprobar el grado de similitud entre los resultados numéricos y los experimentales. La elección de la escala de construcción del modelo no es trivial y se deberá de hacer teniendo en cuenta que los resultados de las mediciones, eléctricas, físicas y químicas deberán ser extrapolables.
Se decidió realizar el modelo a una escala geométrica de 1/10, con lo cual la similitud de caudales se mantendría y se podrían realizar las mediciones en condiciones idénticas a la del prototipo real.
Las pruebas a realizar sobre el modelo, se dividieron en dos partes, pruebas en taller y pruebas in situ.
Con las pruebas en taller, se pretendía por una parte comprobar la correlación entre la simulación numérica y el modelo, optimizar el diseño mecánico de la estructura de soporte y anclaje de los electrodos y de estos mismos, de forma que mantuviesen la estabilidad dimensional en los cambios transitorios de temperatura y realizar las pruebas de selección de materiales (características térmicas, mecánicas, etc.).
Las pruebas in situ, deberían de permitir cuantificar la eficacia de retención de un campo, en múltiples condiciones de temperatura, así como múltiples composiciones y concentraciones de partículas. Otro de los aspectos muy importante a controlar en este tipo de pruebas, fue el de estudiar los fenómenos de agregación de partículas en los electrodos, así como evaluar potenciales problemas de pegado por partículas semihundidas en los electrodos.
Después del análisis detallado de los datos obtenidos en las dos fases anteriores, se pudo abordar el diseño de un prototipo de precipitador a escala real, así como de la instalación necesaria, dotando a ésta de todos los medios de observación y análisis necesarios, para poder comprobar a escala industrial el correcto funcionamiento en cualquier condición de trabajo del horno.

5. ESTRATEGIA DE ENSAYOS
5.1.- Simulaciones numéricas: Dada la elevada complejidad de los algoritmos de cálculo empleado y lo específico de esta fase, entendemos que no es objeto de la presente ponencia el entrar en detalle, si bien en la bibliografía, se mencionan numerosas referencias a publicaciones sobre estos temas.
5.2.- Pruebas en taller del modelo: El montaje realizado para el estudio en taller, se representa en la figura 1, consistió en la instalación de un generador de aire caliente compuesto por quemador regulable, zona de mezcla de aire fresco, cajón de remanso y conducto de conexión, conectado a la entrada del modelo y un ventilador centrífugo de tiro en cola comandado por un variador de frecuencia. Como instrumentación, para controlar los parámetros de los gases, se instalaron termopares, tubos pitos y micromanómetros, para las señales eléctricas, osciloscopio de captará digital y multimetros de  verdadero valor eficaz de precisión. Las pruebas realizadas, consistieron fundamentalmente en determinación de parámetros eléctricos a distintas temperaturas y caudales y ensayo del comportamiento mecánico del precipitador sometiéndolo a distintos gradientes de temperatura, en ambos casos en régimen estacionario y transitorio.
5.3.- Pruebas in situ del modelo: El montaje realizado para las pruebas in situ, se realice) habilitando una plataforma provisional anexa a una estructura existente sobre el tejado de la nave de hornos de la empresa Johnson Mattey, según se muestra en la figura 2. En el conducto de interconexión entre la chimenea del horno y el modelo se intercaló una toma de aire fresco, a través de una válvula de dilución. La interconexión entre los equipos (controlador del campo, variador de frecuencia del ventilador centrífugo y ordenador de control) y el emplazamiento del ordenador de control, se realizó por medio de una red PROFIBUS DP.
La instrumentación utilizada para las pruebas, comprende además de los equipos utilizados en el apartado anterior, los equipos necesarios para la determinación del rendimiento del campo. Dada la dificultad de realizar extracciones isocinéticas en el montaje, se optó por utilizar el siguiente procedimiento basado en la opacimetría:
La disminución de la intensidad de una fuente de luz de valor conocido, al atravesar una zona en la cual se encuentren partículas en suspensión, se expresa según la ley de Lambert:
I=I0 * e -kxc
Siendo:

I : Intensidad de luz recibida.
I0 : Intensidad de luz de la fuente.
k : Constante dependiente de las características de las partículas.
x : Distancia óptica.
c : Concentración de partículas en el trayecto óptico.

El cociente entre I e I„ se conoce como la transmitancia y es un valor suministrado por los opacímetros. Reordenando la ecuación anterior:
? = I / I0 = e -kxc

Si colocamos dos opacímetros, uno a la entrada del precipitador y otro a la salida, con la misma distancia óptica, tendremos dos lecturas de transmitancia:

?s = e –kxc

?e = e –kxc e

Aplicando logaritmos y relacionando las dos ecuaciones anteriores tendremos:

In?s / In?e = -kxcs -kxce

Puesto que se eliminan los parámetros k y c, nos queda la relación entre concentraciones a la salida y a la entrada o lo que es lo mismo el rendimiento, luego:

? = In ?s / In ?e
Luego tomando las medidas de ambos equipos y realizando el cociente, podemos obtener el valor del rendimiento de una forma fiable.

5.4.- Pruebas del prototipo: La instalación prototipo realizada, se representa en la figura 3, cabe destacar de ésta, que se ha tornado especial cuidado en la provisión de puntos de inspección y toma de muestras y facilitado el acceso a éstos. La instalación de equipos, se ha realizado de forma, que resulte simple el poder realizar las labores de mantenimiento de la propia instalación de recuperación y las del horno al que esté conectado.
Se ha previsto además la posibilidad de la recogida y pesaje de los residuos, en la proximidad del sistema de alimentación del horno, para facilitar la reutilización de los residuos recogidos, caso de que se demuestre la viabilidad de esto.
Los ensayos a realizar sobre el prototipo, una vez instalado, se dividirán en:
5.4.1.- Ensayos físicos: Tendrán por objeto, el estudiar el comportamiento mecánico y eléctrico del precipitador, así como comprobar el funcionamiento de éste. También se engloban en este apartado, los ensayos encaminados a estudiar la aglomeración de partículas y el pegado de éstas.
5.4.2- Ensayos químicos: Debido a la probable relación entre los parámetros de funcionamiento del horno y del tipo de frita que se este produciendo, con las características de las emisiones, se realizaran análisis químicos de los residuos recogidos en el precipitador y en los gases a la salida de este, con objeto de buscar posibles relaciones y mejoras.

ANÁLISIS DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS
El análisis de las pruebas en taller, mostró la necesidad de realizar modificaciones en los electrodos y el sistema de sujeción de estos, a fin de poder reducir los tiempos de calentamiento y enfriamiento del modelo, sin producir deformaciones transitorias ni permanentes en éstos, y además mejorar la estabilidad del campo, presentando sin embargo una correlación entre los datos medidos y los esperados por simulación bastante aceptable.
De las pruebas in situ con el modelo, se constató el correcto dimensionado de los campos, puesto que las eficiencias medidas, en la mayoría de los casos se presentó superior a la esperada para la mayoría de las fritas ensayadas, si bien se presentaron un par de casos en los cuales el rendimiento fue muy próximo al mínimo requerido, motivo este por el cual se decidió incremental. ligeramente el dimensionado del prototipo. En lo referente al análisis de las partículas recolectadas en el modelo, la aglomeración de partículas en los casos en que se presentaba, favorecía la limpieza de los electrodos y en los casos en que se observó pegado de partículas semisólidas, todo indicaba a que no fuesen a presentar problemas de difícil solución. A fin de facilitar la operación del prototipo a construir, se decidió integrar en el software de control una base de datos con los puntos de ajuste de todo el sistema, a fin de que el sistema se autoajuste en los valores óptimos para cada producto a fabricar, característica esta que consideramos destacable puesto eliminará la mayoría de errores que pueden porter en peligro la integridad de los equipos.
De las medidas eléctricas, se pudo constatar el valor de la potencia eléctrica consumida por el campo, valor este que permite dimensionar la potencia instalada en el prototipo. Además, se constato la alta inmunidad a las interferencias electromagnéticas que presenta la red de comunicaciones industriales PROFIBUS DP y la simplicidad de mantenimiento.
En lo referente a las pruebas del prototipo real, al momento de la redacción de este documento, solo se dispone de las pruebas realizadas en taller, durante la fase de ajuste y comprobación de los campos, siendo estas altamente favorables.

CONCLUSIONES
Dado el enfoque que se le ha dado a este documento, las conclusiones serán sobre las características del equipo diseñado y no de los resultados obtenidos. De todas formas, entendemos que es de gran interés el incluir datos reales de funcionamiento de este, si bien en este momento no disponemos de datos suficientes, ofreceremos datos reales, durante la exposición de esta ponencia.
A falta de resultados de funcionamiento en continuo del prototipo instalado, los datos de los que se dispone, parecen indicar que el funcionamiento del precipitador diseñado, será altamente estable, presentado notables ventajas a los sistemas basados en elementos textiles filtrantes, tanto en coste de operación y mantenimiento, a un coste de adquisición equiparable a estos.
Del análisis de las especificaciones y condicionantes, se desprende que se ha construido una instalación de depuración, suficientemente dimensionada para garantizar un servicio sin problemas, prestando especial atención en ofrecer al usuario final, un sistema de fácil manejo y mantenimiento.
Como datos indicativos, a falta de consumos reales de la instalación, citaremos que la potencia instalada por Campo para la operación de estos es de 3KVA, estimándose un consumo real medio de éstos inferior al 50%. La potencia eléctrica instalada para el ventilador centrífugo de tiro es de 15 Kw, estimándose un consumo máximo del 75 %.

