lunes, 4 de mayo de 2009
Ciclo térmico de la soldadura
1. Introducción.
A fin de controlar los sucesos metalúrgicos en soldadura, deben quedar establecidas las condiciones térmicas en el metal fundido y en sus proximidades. En particular ha de conocerse:
- La distribución del máximo o pico de temperaturas en la zona térmica afectada.
- La velocidad de enfriamiento en el metal fundido y en la zona térmica afectada.
- La velocidad de solidificación del metal fundido.
2. Distribución de la temperatura.
Veamos cómo afecta el calor proporcionado por el foco térmico a los materiales durante su soldeo.
Supongamos (figura siguiente) que una llama o arco eléctrico se aplica sobre la superficie AB y que pudiéramos colocar termómetros distribuidos inmediatamente debajo de la superficie, tal como se indica en la figura. Si no existiera propagación del calor obtendríamos una zona calentada directamente por el foco calorífico, que alcanzaría la temperatura de fusión y el resto del metal permanecería a la temperatura ambiente, como se muestra en la línea continua. En la realidad, sin embargo, los metales son buenos conductores; sus átomos pasan rápidamente el calor a sus vecinos. Por otra parte, el calor para fundir el metal no se suministra instantáneamente, el calor del arco es un producto de voltios, amperios y tiempo. Las lecturas los termómetros tomarán la distribución representada por la curva de trazos, que habrá tenido en cuenta las leyes de la conducción y el tiempo.
Ahora bien, el soplete o el arco no permanecen estacionarios, sino que se desplazan alejándose de la sección que hemos considerado. La zona que ha recibido directamente el calor del arco y sus proximidades comenzarán su enfriamiento, es decir, descenderán de temperatura, mientras que las más alejadas irán recibiendo el calor de sus vecinas más próximas a la zona calentada, y elevarán su temperatura. Al cabo de, digamos, uno, dos, tres, etc. segundos, las curvas de distribución de temperatura en esa sección considerada irán variando, como se muestra en la siguiente figura, transformándose la curva, según va pasando el tiempo y se va alejando el foco calorífico, en otra cada vez más tendida, hasta que es prácticamente horizontal y termina confundiéndose con una recta cuando se alcanza la temperatura ambiente.
Para la determinación de la forma de las curvas citadas influyen principalmente los siguientes factores:
1. El baño fundido, que actúa como foco de calor más o menos permanente.
2. La masa de metal base, que absorbe el calor.
3. La temperatura inicial del metal base, que incide sobre el gradiente de temperatura.
3. Gradiente de temperatura.
Llamamos gradiente de temperatura a la diferencia de esta magnitud entre dos puntos que distan entre sí una unidad de longitud. El salto de temperatura nos determina la velocidad del flujo de calor entre ambos puntos. Por lo tanto, cuanta mayor diferencia de temperaturas haya, mayor será la velocidad de enfriamiento o de calentamiento. El gradiente entre dos puntos no es constante con el tiempo, como puede verse en la anterior figura. En un instante dado (el segundo 1) la curva de distribución, considerada entre dos puntos, es la curva B, mientras que en el siguiente segundo, es la curva C, que da entre los mismos puntos un salto de temperatura menor.
De análoga manera, tampoco la temperatura en un punto determinado permanece fija. En la misma figura, en el punto correspondiente al centro, por ejemplo, vemos que las temperaturas correspondientes a dos curvas son distintas y por lo tanto varían con el tiempo. Si representamos la variación de las temperaturas correspondientes a los puntos 1, 2, 3 y 4 a lo largo del tiempo obtendremos las curvas dibujadas en la siguiente figura. Observando esta figura, podemos ver que la velocidad de calentamiento es mucho más rápida que la de enfriamiento, y que la cota máxima alcanzada es tanto más alta cuanto más próximo está el punto del arco.
Por otra parte, las velocidades de enfriamiento son siempre inferiores a las del metal fundido en cada momento, y tanto menores cuanto más alejado esté el punto del baño fundido.
4. Cambios de temperatura durante el soldeo.
El metal adyacente a una soldadura está expuesto a ciclos térmicos rápidos, produciéndose en esta región diferentes y complejos cambios metalúrgicos. Teóricamente, si tanto los ciclos térmicos implicados como la respuesta del metal o aleación al ciclo térmico particular fueran conocidos, los cambios resultantes en la microestructura y propiedades mecánicas podrían predecirse. Desgraciadamente, el estado actual de conocimientos apenas incluye información cuantitativa, tanto en relación con el ciclo térmico implicado como con los cambios metalúrgicos producidos en la zona afectada térmicamente por la soldadura. Sin embargo, existen acumulados datos considerables del efecto de las variables del arco de soldeo sobre la distribución de temperaturas en las proximidades de una soldadura; por ello, consideraremos aquí con algún detalle el proceso de soldeo por arco. Ciertas generalidades, aplicables cualitativamente a otros procesos de soldeo, serán también consideradas. Tales generalidades pueden ayudar al técnico de Construcciones Metálicas a la hora de entender la importancia de los efectos de la temperatura durante el soldeo.
4.1. Factores que influyen en los cambios de temperatura en el soldeo por arco.
Las investigaciones han demostrado que la distribución de temperaturas en el soldeo por arco manual está influenciada por los siguientes factores:
a) Aporte térmico. Por ejemplo, la tasa de generación de calor en una soldadura por arco manual realizada con 20 voltios, 200 amperios y una velocidad de desplazamiento de 250mm. por minuto es de 960 julio por mm.
b) Temperatura inicial de la chapa (o temperatura de precalentamiento).
c) Geometría de la soldadura. La geometría de la soldadura se refiere al espesor de la pieza, la forma y dimensión del depósito de soldadura y el ángulo entre las piezas a unir.
d) Características térmicas del material. Se definen por la conductividad térmica, la densidad, el calor específico y la difusividad térmica.
e) Dimensión del electrodo. Este factor es de importancia secundaria, pero influye en el tamaño efectivo de la fuente de calor.
Los cambios metalúrgicos en los aceros de construcción se producen tras la exposición a temperaturas entre la temperatura crítica inferior (Ac1) y la temperatura de fusión o de líquidos (es decir: entre unos 705º C y 1480º C respectivamente). Por lo tanto, cuando se establece el arco de soldeo en un acero de construcción, las regiones de la zona afectada térmicamente, ZAT, que alcancen valores puntuales de temperatura entre los límites arriba indicados, experimentarán cambios significativos en su microestructura y propiedades mecánicas.
4.2. Ciclos térmicos típicos en las soldaduras.
La figura siguiente muestra casos típicos de una familia de ciclos térmicos producidos en una chapa de 12,5 mm. de espesor por un arco de soldadura con un aporte térmico de 3.940 julios/mm. y con una temperatura inicial de la chapa de 27°C (temperatura ambiente). La curva superior representa el ciclo térmico en un punto situado a 10 mm. del centro del cordón que alcanza una temperatura máxima de 1365°C. La curva más baja corresponde al ciclo térmico en un punto a 25.5 mm. del centro del cordón donde se alcanza una temperatura máxima de 520ºC. Las curvas intermedias representan los correspondientes ciclos térmicos a distancias de 11,5; 14 Y 18 mm. desde el centro del cordón.
La forma de las 5 curvas mostradas en la figura son un modelo típico para todos los arcos de soldadura, se debe destacar que:
La temperatura máxima que se alcanza en un punto disminuye rápidamente con el aumento de la distancia entre el punto y el centro del cordón.
El tiempo necesario para alcanzar en un punto la temperatura máxima aumenta con la distancia desde el punto al centro del cordón.
Tanto la velocidad de calentamiento como la de enfriamiento en un punto disminuyen con el aumento de la distancia del punto al centro del cordón.
4.3. Efectos del aporte térmico y de la temperatura de precalentamiento.
La siguiente figura muestra el efecto del aporte térmico y de la temperatura de precalentamiento sobre la distribución de la temperatura máxima en la ZAT, zona afectada térmicamente, de una soldadura manual por arco de acero. Las dos curvas superiores comparan la distribución de las temperaturas máximas producida por un aporte térmico 3.940 julios/mm. con temperaturas de precalentamiento de 27°C y de 260°C. Las dos curvas inferiores presentan datos similares para un valor del aporte térmico de 1.970 julios/mm., mitad del anterior.
De la figura se desprende que:
Disminuyendo bien el aporte térmico o bien la temperatura de precalentamiento, se obtiene una distribución de temperaturas máximas en la zona térmicamente afectada por la soldadura con mayor pendiente.
Aumentando el aporte térmico se produce un significativo aumento en la distancia desde el centro del cordón al punto que experimenta una determinada temperatura máxima, para cualquier valor de la temperatura máxima.
Aumentando la temperatura de precalentamiento aumenta la distancia desde el centro del cordón a un punto que experimente una determinada temperatura máxima.
Se debe destacar que, en cada caso, la zona afectada térmicamente, ZAT, fácilmente visible en los aceros, se extiende desde la localización donde se alcanza una temperatura máxima igual a la de líquidus hasta donde el calentamiento alcanza justo la temperatura crítica inferior (Ac1). Por lo tanto, el ancho de las zonas afectadas térmicamente para cada una de las cuatro condiciones estudiadas es de 6,1; 11,1; 2,0 Y 3,2 mm., leyendo de arriba hacia abajo en la tabla siguiente.
La figura siguiente resume el efecto del aporte térmico y de la temperatura de precalentamiento sobre las formas de las curvas que representan ciclos térmicos en soldaduras reales. Los cuatro ciclos térmicos mostrados fueron escogidos por alcanzarse en todos ellos una temperatura máxima de 1365°C a diferentes distancias del centro del cordón.
Debe notarse que para las temperaturas máximas próximas a la de líquidos:
Para una determinada temperatura de precalentamiento, un aumento del aporte térmico causa un incremento del tiempo de exposición a temperaturas cercanas a la máxima y una disminución en la velocidad de enfriamiento.
Para un determinado aporte térmico, si se aumenta la temperatura de precalentamiento disminuye la velocidad de enfriamiento pero no se modifica sensiblemente el tiempo de exposición a temperaturas cercanas a la máxima.
La tabla siguiente, recopilación de lo representado en la figura anterior, resume el tiempo de exposición a temperaturas por encima de 1090°C y la velocidad de enfriamiento a 650°C para los Cuatro ciclos térmicos representados.
En ella se puede ver que para una temperatura de precalentamiento de 27°C (temperatura ambiente), aumentando el doble el aporte térmico, desde 1.970 a 3.940julios/mm., aumenta el tiempo por encima de 1090°C de 5 a 16,5 segundos y disminuye la velocidad de enfriamiento a 650°C de 14 a 4,4 ºC/s.
4.4. Efectos del espesor y de la geometría de la soldadura.
El efecto del espesor sobre los ciclos térmicos en soldadura puede verse en la siguiente figura. Los datos que se muestran comparan ciclos térmicos, con una temperatura máxima de 1200º C, de soldaduras a tope de chapas con 6,2; 12,5 Y 25,4 mm. de espesor, realizadas con un aporte térmico de 1.970 julios/mm. Se puede ver que la velocidad de enfriamiento tiende a aumentar cuando lo hace el espesor de las chapas, mientras que el tiempo a elevada temperatura tiende a disminuir cuando el espesor, de las chapas aumenta. El efecto del espesor es algo complejo y el modelo del flujo de calor cambia considerablemente de chapas delgadas a chapas gruesas. En chapas delgadas, las isotermas de temperatura tienden a extenderse verticalmente hacia abajo en el interior de la chapa formando superficies curvas casi perpendiculares a la superficie de la chapa. Por otro lado, con chapas muy gruesas las isotermas tienden a aproximarse a superficies de revolución alrededor del eje longitudinal de soldadura. Por lo tanto, el modelo del flujo de calor cambia de flujo en dos dimensiones para chapas muy delgadas, a flujo en tres dimensiones para chapas muy gruesas. Este cambio explica de una forma cualitativa la influencia conocida
del espesor sobre las velocidades de enfriamiento. El mismo efecto se presenta, aunque en menor grado, en las soldaduras en ángulo, donde el camino adicional para el flujo de calor llega a tener influencia en chapas aún más delgadas debido a la geometría de la unión.
Destacamos el hecho de que las velocidades de enfriamiento para las soldaduras en ángulo son, por término medio, tres o cuatro veces las de las soldaduras a tope en chapas de 12 mm. de espesor. Sin embargo, esta diferencia llega a ser menos pronunciada con chapas más gruesas y durante la última pasada de las soldaduras en ángulo.
4.5. Efecto de las características térmicas del material.
No se dispone de datos cuantitativos que nos muestren el efecto de las características térmicas del material. Sin embargo los razonamientos siguientes pueden ser de utilidad:
Cuanto más baja sea la difusividad térmica del material, más pronunciada será la distribución de las temperaturas máximas.
Cuanto más alta sea la difusividad térmica, más alta será la velocidad de enfriamiento para un ciclo térmico con una determinada temperatura máxima.
Cuanto más alta sea la difusividad térmica, más corto será el tiempo expuesto a elevada temperatura para un ciclo térmico con una determinada temperatura máxima.
En la tabla siguiente se indica la difusividad térmica a temperatura ambiente y la temperatura de fusión para ciertos metales de interés técnico.
5. Ecuación del máximo de temperatura
La predicción, o interpretación, de las transformaciones metalúrgicas en un punto del metal sólido próximo a una soldadura, requiere algunos conocimientos acerca de cómo se alcanza el valor de temperatura máximo en un determinado lugar. Por ejemplo, en el soldeo a tope con penetración completa y de una sola pasada realizada en chapa, la distribución de las temperaturas máximas, en el metal base adyacente a la soldadura, viene dada por la ecuación:
donde:
Tp= Temperatura máxima (C) a una distancia Y (mm) del extremo o contorno del metal fundido (La ecuación solo es válida para puntos situados en la ZAT, no para puntos situados en el metal fundido).
T0= Temperatura inicial de la chapa (C).
Tm= Temperatura de fusión (C).
Hnet= Energía aportada neta = f1EI/V (E= voltios, I= amperios, f1=rendimiento de la transferencia de calor, V= velocidad de traslación de la fuente de calor en mm/seg)
Ρ = densidad del material (g/mm3)
C = calor específico del metal sólido (J/gxC)
t = espesor de la chapa
Y = distancia al contorno del metal fundido
La ecuación del máximo de temperatura se puede utilizar con diferentes propósitos entre los que se encuentran:
- Determinación de la temperatura máxima en puntos determinados de la ZAT.
- Estimación del ancho de la ZAT
- Demostrar el efecto causado por el precalentamiento sobre el ancho de la ZAT
Por ejemplo, se efectúa una soldadura sobre acero con penetración completa y de una sola pasada empleando los siguientes parámetros.
La temperatura máxima calculada a distancias de 1.5 y 3 mm del contorno del metal fundido serán:
Para Y = 1.5 mm
Para Y = 3 mm
Como era de esperar, la temperatura máxima disminuye cuando nos alejamos de la zona soldada. También puede observarse que para Y=0 tenemos Tp=Tm, lo que significa que la temperatura máxima justo donde termina la zona de fusión es igual a la temperatura de fusión del material.
5.1. Cálculo del ancho de la ZAT.
Uno de los empleos más interesantes de la ecuación que nos da la temperatura máxima en un punto, es el de cálculo de la anchura de la ZAT por la soldadura. Sin embargo, para calcular la anchura con exactitud debe identificarse, el extremo de la ZAT más alejado de la soldadura mediante un valor máximo de la temperatura en dicho extremo, este valor de la temperatura tiene, a su vez, que corresponder con algún cambio estructural o de las propiedades del material que se suelda. Por ejemplo, la mayoría de los aceros al carbono, o de baja aleación, tienen un contorno definido, que puede observarse una vez pulida y atacada químicamente la sección transversal de la soldadura, en aquellos puntos que ha alcanzado una temperatura máxima de 730º C. Si suponemos que él contorno así definido nos fija el contorno más alejado de la ZAT, podemos calcular la anchura de ésta correspondiente al ejemplo anterior. En este caso del problema es determinar el valor de Y para el cual Tp = 730º C.
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 5,9mm.
Por lo anterior, puede predecirse que el contorno característico de los puntos que alcanzaron 730º C está a 5,9 mm. del perímetro de la zona de metal fundido, o que una región de 5,9 mm. de ancho, adyacente al metal fundido, ha cambiado estructuralmente y puede quedar afectada por el calor durante el soldeo.
Si el acero hubiese sido templado y revenido, revenido a 430º C, entonces cualquier región calentada por encima de los 430º C habrá sufrido, en teoría, un "sobre-revenido" y puede exhibir propiedades modificadas. Es razonable considerar la zona modificada como "afectada por el calor" con extremo más alejado situado donde Tp = 430º C.
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 14,2mm.
Los aceros que admiten el tratamiento de temple y revenido generalmente se les da un precalentamiento antes de empezar a soldar. Este precalentamiento afecta a la ZAT ensanchándola. Refiriéndonos al ejemplo anterior, si la temperatura de precalentamiento es T0= 200º C tenemos:
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 28,4mm.
Se ve que con este procedimiento el ancho de la ZAT se ha duplicado.
Finalmente, una de las conclusiones más simple e importante que se deduce de la ecuación del máximo de temperatura es la de que el ancho de la ZAT es directamente proporcional a la energía neta aportada. Utilizando de nuevo el ejemplo anterior, pero sin precalentamiento, si suponemos que la energía neta aportada aumenta un 50%, tendremos que Hnet = 1080 J/mm.
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 21,3mm. O sea el ancho de la ZAT ha aumentado también un 50%.
A pesar de que la ecuación del máximo de temperatura es de gran utilidad, es importante no olvidar las limitaciones existentes sobre su aplicación. La limitación más importante es que la ecuación sólo es aplicable a chapas delgadas en las cuales la conducción del calor se efectúa en direcciones paralelas al plano de la chapa. La ecuación se aplica en procesos de pasadas únicas de penetración completa, soldeo o corte térmico, con independencia del espesor de la chapa. De hecho, también se aplica a cualquier soldadura por arco de penetración completa con menos de 4 pasadas. La ecuación puede aplicarse sobre la base de una por pasada, sin embargo, la temperatura entre pasadas, aquella a la cual la zona de soldadura se enfría entre una y otra pasada, puede considerarse como un valor de T0 en la ecuación del máximo de temperatura.
6. Velocidad de enfriamiento.
El siguiente aspecto en importancia a tener en cuenta durante el flujo térmico es la velocidad de enfriamiento de la soldadura. Después de que un punto, en el metal fundido, o en sus proximidades, haya alcanzado su máximo de temperatura, la velocidad a la cual se enfría puede tener un significativo efecto sobre el estructura metalúrgica, las propiedades, o incluso la pureza del metal base. Esto es de principal interés en los aceros tratados térmicamente.
6.1. Ecuación de la velocidad de enfriamiento para chapas gruesas y delgadas.
Los cálculos y comparaciones de las velocidades de enfriamiento requieren una cuidadosa especificación de las condiciones en que se producen. Indicar solamente "velocidad de enfriamiento" de una soldadura no es adecuado, debido a que la velocidad de enfriamiento varía, como el gradiente térmico, con la posición y el tiempo. El método más útil es determinar la velocidad de enfriamiento sobre el eje de la soldadura en el momento en que el metal está a una temperatura determinada de interés, Tc. A temperaturas por debajo de la de fusión, la velocidad de enfriamiento en la soldadura y en su zona afectada térmicamente inmediata es substancialmente independiente de la posición.
En los aceros al carbono y de baja aleación, la temperatura de interés está en las proximidades de la "nariz" perlítica de temperaturas sobre el diagrama tiempo-temperatura-transformación (diagrama TTT). La temperatura exacta no es crítica pero debe ser la misma para todos los cálculos y comparaciones. Un valor de Tc = 550º C es suficiente para la mayoría de los aceros.
El uso práctico más importante de la ecuación de la velocidad de enfriamiento es el cálculo de los requisitos de precalentamiento. Por ejemplo, cuando las chapas son relativamente gruesas y se necesitan varias pasadas, más de seis para completar la unión, la velocidad de enfriamiento, R, viene dada por:
Donde:
R = Velocidad de enfriamiento en un punto sobre el eje central de la soldadura (C/seg) en el momento justo en que el punto se está enfriando a la temperatura de interés Tc.
k= Conductividad térmica del metal (J/mm, x seg, x C)
Estrictamente hablando, la velocidad de enfriamiento es máxima sobre el eje central de la soldadura, y es este máximo el que nos viene dado por la ecuación.
Sin embargo, la velocidad de enfriamiento en las proximidades de la zona fundida es sólo un pequeño tanto por ciento menos que la del eje central de la soldadura. Consiguientemente, la ecuación de la velocidad de enfriamiento se aplica a toda la soldadura y a la inmediata ZAT.
Si las chapas son relativamente delgadas, requiriendo menos de cuatro pasadas, la fórmula es:
La distinción entre chapa gruesa y delgada requiere algunas explicaciones. La ecuación para chapas gruesas se emplea cuando el flujo de calor es tridimensional, hacia abajo tanto como hacia los laterales de la soldadura. La ecuación de chapas gruesas se podría aplicar, por ejemplo, a un pequeño cordón depositado sobre una chapa de espesor grueso. La ecuación para chapas delgadas se aplicaría a cualquier pasada única, soldadura de penetración completa, o corte térmico. Algunas veces, no es fácil determinar si la chapa es gruesa o delgada debido a que estos términos no tienen un significado absoluto. Por esta razón, es útil definir una cantidad adimensional “denominada espesor relativo de la chapa” r.
La ecuación para chapas gruesas se aplica cuando r es mayor de 0,9 y la ecuación de chapas delgadas cuando r es menor que 0,6. Cuando r está comprendido entre 0,6 y 0,9 la ecuación de las chapas gruesas da una velocidad de enfriamiento demasiada alta y la ecuación de las chapas delgadas una velocidad que es demasiado baja. Sin embargo, si se efectúa una división arbitraria a un valor de r = 0,75, considerando los valores más altos como chapas gruesas y los que estén por debajo como chapas delgadas, el error máximo no suele exceder del 15% en los cálculos de la velocidad de enfriamiento, siendo menor aún el error al aplicar las ecuaciones para calcular las necesidades de precalentamiento.
6.2. Temperatura de precalentamiento y velocidad de enfriamiento crítica.
De las ecuaciones de la velocidad de enfriamiento, se deduce que un aumento de la temperatura inicial T0 del metal base produce una reducción de la velocidad de enfriamiento. Este es el motivo por el cual se suelen precalentar los aceros fácilmente endurecibles. Para cada composición química de los aceros, existe una velocidad de enfriamiento crítica; si la velocidad de enfriamiento del metal de soldadura supera este valor cítrico, se formarán estructuras martensíticas duras en la ZAT, existiendo el riesgo de agrietamiento. La ecuación de la velocidad de enfriamiento puede utilizarse para:
- Determinar la velocidad de enfriamiento crítica en determinadas condiciones de soldeo.
- Calcular las temperaturas de precalentamiento.
La forma más simple de determinar la velocidad de enfriamiento crítica es depositar una serie de cordones sobre el material base manteniendo constantes todos los parámetros excepto la velocidad de soldeo.
Por ejemplo supongamos E=25 V; I = 300 A; t = 6 mm.; f1 = 0,9; T0 = 25º C.; Tc = 550º C. y que los cordones se han depositado con unas velocidades de 6, 7, 8, 9 y 10 mm/seg. Efectuando ensayos de dureza, se encuentra que las estructuras duras solamente se desarrollaron en las ZAT de los cordones depositados a 9 y 10 mm/seg.
La conclusión que se deduce es que la velocidad de enfriamiento crítica se produce con una velocidad de soldeo de alrededor de los 8 mm/seg. El cordón depositado con esta velocidad experimenta una velocidad de enfriamiento que debe considerarse en este caso como máxima.
En estas circunstancias el aporte térmico es:
y el espesor relativo es
por lo tanto, podemos aplicar la ecuación para chapas delgadas, resultando:
De los valores anteriores deducimos que 6 C/seg. es aproximadamente la velocidad de enfriamiento crítica en las condiciones de soldeo establecidas. Esta velocidad de enfriamiento puede conseguirse mediante el empleo de un cierto precalentamiento.
Por ejemplo, si las condiciones de soldeo son: E=25V, I=250ª, V=7mm/seg, t= 9mm, f1=0,9 y suponemos válida la ecuación para chapas delgadas tenemos:
Donde Hnet=25(250)0,9/7=804 J/mm
por lo que T0=162º C
y el espesor relativo es
con lo que la aplicación de la ecuación de chapas delgadas fue correcta.
Si la temperatura inicial es de 162º C ó mayor, la velocidad de enfriamiento no superará los 6º C/seg. y no se nos formarán estructuras frágiles en las ZAT.
El enfriamiento de las soldaduras depende de los posibles caminos de conducción de calor que existan en las proximidades del metal base frío, como se observa en la siguiente figura. En algunas ocasiones es necesario modificar las ecuaciones de la velocidad de enfriamiento para uniones a tope o para el depósito de cordones sobre chapas. Si tenemos que soldar una unión en T con chapas de 9 mm. de espesor, tendremos 3 caminos de conducción en lugar de los dos que teníamos al soldar a tope. La ecuación de la velocidad de enfriamiento se modifica consecuentemente; disminuyendo el aporte térmico efectivo mediante la introducción de un factor de 2/3.
Debido a este más rápido enfriamiento, serían necesarias temperaturas de precalentamiento superiores que las equivalentes en uniones a tope. Una situación similar se nos presenta en el soldeo en ángulo de chapas de gran espesor. Si en las condiciones anteriores se deposita un cordón en ángulo entre 2 chapas de 50 mm de espesor, la soldadura estará rodeada por una mayor cantidad de metal frío que si hubiera sido depositado sobre una chapa del mismo espesor. Como en el ejemplo anterior, se debe introducir un factor reductor del aporte térmico.
Las variables que afectan a la velocidad de enfriamiento y a la distribución de temperaturas máximas, distintas de las inherentes a las características del material, son la temperatura inicial, espesor y aporte térmico. Si precalentamos para controlar la velocidad de enfriamiento, la temperatura requerida puede variar ampliamente en función de las otras condiciones, pudiendo ser necesarios precalentamientos altos al soldar chapas gruesas con aportes térmicos bajos, esencialmente en uniones en ángulo.
En el soldeo de aceros endurecibles, la velocidad de enfriamiento crítica es una característica del acero y debe determinarse, en las condiciones en que vaya a ser soldado. Aunque los diagramas TTT están publicados para todos los aceros, éstos han sido obtenidos bajo condiciones relacionadas con tratamientos térmicos convencionales, que no son las circunstancias especiales que se presentan en las ZAT de las soldaduras. Por lo general, las ZAT se endurecen más fácilmente que el mismo acero sometido a un tratamiento térmico, esto significa que en estas zonas la velocidad de enfriamiento crítica es menor.
La selección de la temperatura de precalentamiento debe efectuarse teniendo en cuenta tanto los cálculos teóricos como la experiencia práctica. La temperatura de precalentamiento óptima es aquella que mantiene una velocidad de enfriamiento ligeramente inferior a la velocidad de enfriamiento crítica, con un cierto margen de seguridad. El precalentamiento excesivo, además de incrementar las condiciones desfavorables para el soldador, aumenta el tamaño de la ZAT.
La temperatura de precalentamiento no debe considerarse como una propiedad fija del acero a soldar; es la velocidad de enfriamiento la que debe considerarse como un parámetro para cada tipo de acero, pues el establecer, como por ejemplo se hace en los aceros endurecibles, que la temperatura de precalentamiento es de 200º C. sin especificar otra cosa, puede ser que en ciertos casos sea demasiado alto y en otros demasiado bajo.
La anterior figura es el diagrama TTT (tiempo-temperatura-transformación) correspondiente a un tipo de acero. Las zonas rayadas representan las áreas de transformación de la austenita, indicativas de que una curva de enfriamiento que las atraviese produciría en el metal la transformación indicativas en cada una de ellas, debiéndose procurar, por tanto, que dicha curva evite la zona señalada A/M (formación de martensita) o A/B (formación de bainita). De aquí la importancia de que cuando se presume un enfriamiento rápido, por ejemplo, cuando el material es muy grueso, se rebaje la velocidad de enfriamiento de la pieza aumentando la temperatura de la misma por medio de un precalentamiento y aún de un postcalentamiento si fuese necesario.
7. Tiempo de solidificación.
La velocidad a la cual el metal fundido solidifica durante el soldeo, puede tener un efecto acusado sobre su estructura metalúrgica, propiedades, facilidad de tratamiento térmico y contenido de impurezas. El tiempo de solidifición, St (seg.) del metal fundido depende del aporte térmico neto y viene dado por la fórmula:
donde St = tiempo de solificación, tiempo transcurrido desde el principio hasta el final de la solidificación en un punto determinado del metal fundido (seg.) y L = calor de fusión (J/mm3).
El tiempo de solidificación es función del aporte térmico y de la temperatura inicial. Si, por ejemplo, se deposita sobre una chapa un cordón de soldadura con un aporte térmico de 800 J/mm con una temperatura inicial de 25º C tenemos:
Si comparamos con cualquier otro proceso de fundición, la solidificación del baño fundido durante el soldeo es extremadamente rápida. Por esa razón no es adecuado describir la estructura del metal fundido como una estructura de fundición; la estructura que se obtiene al solidificar la soldadura, tiene características específicas distintas de cualesquiera otras estructuras. La principal razón por la cual el metal de soldadura se enfría mucho más rápidamente que las fundiciones clásicas, es que el baño fundido está en un mejor contacto con el metal frío que le rodea y que actúa como molde.
7.1. Efecto del espacio interdendrítico.
La ecuación de solidificación nos muestra que el tiempo de solidificación es proporcional al aporte térmico. El tiempo solidificación afecta de una forma directa a la estructura del metal de soldadura. La mayoría de las aleaciones empleadas en la industria enfrían en forma dendrítica, una característica estructural importante del metal de soldadura es el espacio entre dendritas (granos). Este espacio es proporcional a la raíz cuadrada del tiempo de solidificación. Por ejemplo ;si comparamos 2 pasadas de soldadura, una de las cuales se deposita con un aporte térmico 4 veces mayor que la otra, la distancia entre dendritas será 2 veces mayor. En otras palabras, cuando mayor sea el aporte térmico, se producirá una estructura más grosera, estructura que influye directamente sobre las propiedades y capacidad de respuesta de la soldadura a los tratamientos térmicos. En la mayoría de los metales, la resistencia, ductilidad y tenacidad son superiores cuanto menor son los espacios entre dendritas, favoreciéndose, al mismo tiempo, la facilidad de ser tratados térmicamente.
7.2. Efecto del aporte térmico.
El principal factor que más significativamente influye, durante los sucesos térmicos que se producen en el soldeo, es el aporte térmico, el cual actúa sobre la distribución de las temperaturas máximas, la velocidad de enfriamiento y el tiempo de solidificación. También existe unna relación directa, aunque algo inexacta, entre el aporte térmico y las dimensiones de la soldadura. Las modificaciones de otros parámetros tales como tensión, intensidad o velocidad de soldeo, afectan solamente de la misma forma en que se modifica el aporte térmico. Suponiendo 2 pasadas de soldadura depositadas bajo las condiciones.
Pasada 1
Pasada 2
E=
25V
25 V
1=
250 A
500 A
V=
7 mm/seg
14 mm/seg
f1 =
0,9
0,9
t=
9mm
9mm
To=
162°C
162°C
Hnet =
804 J/mm
804 J/mm
Se puede ver que no presentan diferencias importantes en la distribución de la temperatura máxima, velocidad de enfriamiento o estructura dendrítica. Hay, sin embargo, diferencias substanciales en relación con la penetración, contorno del cordón, presencia o ausencia de mordeduras y otros defectos. En otras palabras, podemos decir que el aporte térmico no es el único factor que influye en la calidad de la soldadura, pero si es el principal factor que influye sobre las propiedades originadas durante el flujo térmico.
Por consideraciones metalúrgicas, generalmente, se aconsejan aportes térmicos bajos, ya que la ZAT se reduce y las características de los metales base se mejoran al tener estructuras dendríticas finas. Pensando solamente en este sentido, nos lleva a la utilización de muchos cordones pequeños en lugar de pocos cordones grandes para obtener una determinada soldadura.
Factores económicos nos llevan, por otro lado, a la consideración de emplear grandes pasadas de soldadura debido a un mayor incremento de la productividad. Sin embargo, también es aconsejable, desde el punto de vista metalúrgico, reducir la velocidad de enfriamiento en el soldeo de metales férreos fácilmente endurecibles, pudiendo significar esto un aumento de aporte térmico. Un caso extremo es el soldeo oxiacetilénico de las fundiciones, donde a causa de que el rendimiento de fusión es muy bajo, el aporte térmico es muy elevado produciéndose velocidades de enfriamiento suficientemente bajas que evitan la formación de estructuras frágiles.
A fin de controlar los sucesos metalúrgicos en soldadura, deben quedar establecidas las condiciones térmicas en el metal fundido y en sus proximidades. En particular ha de conocerse:
- La distribución del máximo o pico de temperaturas en la zona térmica afectada.
- La velocidad de enfriamiento en el metal fundido y en la zona térmica afectada.
- La velocidad de solidificación del metal fundido.
2. Distribución de la temperatura.
Veamos cómo afecta el calor proporcionado por el foco térmico a los materiales durante su soldeo.
Supongamos (figura siguiente) que una llama o arco eléctrico se aplica sobre la superficie AB y que pudiéramos colocar termómetros distribuidos inmediatamente debajo de la superficie, tal como se indica en la figura. Si no existiera propagación del calor obtendríamos una zona calentada directamente por el foco calorífico, que alcanzaría la temperatura de fusión y el resto del metal permanecería a la temperatura ambiente, como se muestra en la línea continua. En la realidad, sin embargo, los metales son buenos conductores; sus átomos pasan rápidamente el calor a sus vecinos. Por otra parte, el calor para fundir el metal no se suministra instantáneamente, el calor del arco es un producto de voltios, amperios y tiempo. Las lecturas los termómetros tomarán la distribución representada por la curva de trazos, que habrá tenido en cuenta las leyes de la conducción y el tiempo.
Ahora bien, el soplete o el arco no permanecen estacionarios, sino que se desplazan alejándose de la sección que hemos considerado. La zona que ha recibido directamente el calor del arco y sus proximidades comenzarán su enfriamiento, es decir, descenderán de temperatura, mientras que las más alejadas irán recibiendo el calor de sus vecinas más próximas a la zona calentada, y elevarán su temperatura. Al cabo de, digamos, uno, dos, tres, etc. segundos, las curvas de distribución de temperatura en esa sección considerada irán variando, como se muestra en la siguiente figura, transformándose la curva, según va pasando el tiempo y se va alejando el foco calorífico, en otra cada vez más tendida, hasta que es prácticamente horizontal y termina confundiéndose con una recta cuando se alcanza la temperatura ambiente.
Para la determinación de la forma de las curvas citadas influyen principalmente los siguientes factores:
1. El baño fundido, que actúa como foco de calor más o menos permanente.
2. La masa de metal base, que absorbe el calor.
3. La temperatura inicial del metal base, que incide sobre el gradiente de temperatura.
3. Gradiente de temperatura.
Llamamos gradiente de temperatura a la diferencia de esta magnitud entre dos puntos que distan entre sí una unidad de longitud. El salto de temperatura nos determina la velocidad del flujo de calor entre ambos puntos. Por lo tanto, cuanta mayor diferencia de temperaturas haya, mayor será la velocidad de enfriamiento o de calentamiento. El gradiente entre dos puntos no es constante con el tiempo, como puede verse en la anterior figura. En un instante dado (el segundo 1) la curva de distribución, considerada entre dos puntos, es la curva B, mientras que en el siguiente segundo, es la curva C, que da entre los mismos puntos un salto de temperatura menor.
De análoga manera, tampoco la temperatura en un punto determinado permanece fija. En la misma figura, en el punto correspondiente al centro, por ejemplo, vemos que las temperaturas correspondientes a dos curvas son distintas y por lo tanto varían con el tiempo. Si representamos la variación de las temperaturas correspondientes a los puntos 1, 2, 3 y 4 a lo largo del tiempo obtendremos las curvas dibujadas en la siguiente figura. Observando esta figura, podemos ver que la velocidad de calentamiento es mucho más rápida que la de enfriamiento, y que la cota máxima alcanzada es tanto más alta cuanto más próximo está el punto del arco.
Por otra parte, las velocidades de enfriamiento son siempre inferiores a las del metal fundido en cada momento, y tanto menores cuanto más alejado esté el punto del baño fundido.
4. Cambios de temperatura durante el soldeo.
El metal adyacente a una soldadura está expuesto a ciclos térmicos rápidos, produciéndose en esta región diferentes y complejos cambios metalúrgicos. Teóricamente, si tanto los ciclos térmicos implicados como la respuesta del metal o aleación al ciclo térmico particular fueran conocidos, los cambios resultantes en la microestructura y propiedades mecánicas podrían predecirse. Desgraciadamente, el estado actual de conocimientos apenas incluye información cuantitativa, tanto en relación con el ciclo térmico implicado como con los cambios metalúrgicos producidos en la zona afectada térmicamente por la soldadura. Sin embargo, existen acumulados datos considerables del efecto de las variables del arco de soldeo sobre la distribución de temperaturas en las proximidades de una soldadura; por ello, consideraremos aquí con algún detalle el proceso de soldeo por arco. Ciertas generalidades, aplicables cualitativamente a otros procesos de soldeo, serán también consideradas. Tales generalidades pueden ayudar al técnico de Construcciones Metálicas a la hora de entender la importancia de los efectos de la temperatura durante el soldeo.
4.1. Factores que influyen en los cambios de temperatura en el soldeo por arco.
Las investigaciones han demostrado que la distribución de temperaturas en el soldeo por arco manual está influenciada por los siguientes factores:
a) Aporte térmico. Por ejemplo, la tasa de generación de calor en una soldadura por arco manual realizada con 20 voltios, 200 amperios y una velocidad de desplazamiento de 250mm. por minuto es de 960 julio por mm.
b) Temperatura inicial de la chapa (o temperatura de precalentamiento).
c) Geometría de la soldadura. La geometría de la soldadura se refiere al espesor de la pieza, la forma y dimensión del depósito de soldadura y el ángulo entre las piezas a unir.
d) Características térmicas del material. Se definen por la conductividad térmica, la densidad, el calor específico y la difusividad térmica.
e) Dimensión del electrodo. Este factor es de importancia secundaria, pero influye en el tamaño efectivo de la fuente de calor.
Los cambios metalúrgicos en los aceros de construcción se producen tras la exposición a temperaturas entre la temperatura crítica inferior (Ac1) y la temperatura de fusión o de líquidos (es decir: entre unos 705º C y 1480º C respectivamente). Por lo tanto, cuando se establece el arco de soldeo en un acero de construcción, las regiones de la zona afectada térmicamente, ZAT, que alcancen valores puntuales de temperatura entre los límites arriba indicados, experimentarán cambios significativos en su microestructura y propiedades mecánicas.
4.2. Ciclos térmicos típicos en las soldaduras.
La figura siguiente muestra casos típicos de una familia de ciclos térmicos producidos en una chapa de 12,5 mm. de espesor por un arco de soldadura con un aporte térmico de 3.940 julios/mm. y con una temperatura inicial de la chapa de 27°C (temperatura ambiente). La curva superior representa el ciclo térmico en un punto situado a 10 mm. del centro del cordón que alcanza una temperatura máxima de 1365°C. La curva más baja corresponde al ciclo térmico en un punto a 25.5 mm. del centro del cordón donde se alcanza una temperatura máxima de 520ºC. Las curvas intermedias representan los correspondientes ciclos térmicos a distancias de 11,5; 14 Y 18 mm. desde el centro del cordón.
La forma de las 5 curvas mostradas en la figura son un modelo típico para todos los arcos de soldadura, se debe destacar que:
La temperatura máxima que se alcanza en un punto disminuye rápidamente con el aumento de la distancia entre el punto y el centro del cordón.
El tiempo necesario para alcanzar en un punto la temperatura máxima aumenta con la distancia desde el punto al centro del cordón.
Tanto la velocidad de calentamiento como la de enfriamiento en un punto disminuyen con el aumento de la distancia del punto al centro del cordón.
4.3. Efectos del aporte térmico y de la temperatura de precalentamiento.
La siguiente figura muestra el efecto del aporte térmico y de la temperatura de precalentamiento sobre la distribución de la temperatura máxima en la ZAT, zona afectada térmicamente, de una soldadura manual por arco de acero. Las dos curvas superiores comparan la distribución de las temperaturas máximas producida por un aporte térmico 3.940 julios/mm. con temperaturas de precalentamiento de 27°C y de 260°C. Las dos curvas inferiores presentan datos similares para un valor del aporte térmico de 1.970 julios/mm., mitad del anterior.
De la figura se desprende que:
Disminuyendo bien el aporte térmico o bien la temperatura de precalentamiento, se obtiene una distribución de temperaturas máximas en la zona térmicamente afectada por la soldadura con mayor pendiente.
Aumentando el aporte térmico se produce un significativo aumento en la distancia desde el centro del cordón al punto que experimenta una determinada temperatura máxima, para cualquier valor de la temperatura máxima.
Aumentando la temperatura de precalentamiento aumenta la distancia desde el centro del cordón a un punto que experimente una determinada temperatura máxima.
Se debe destacar que, en cada caso, la zona afectada térmicamente, ZAT, fácilmente visible en los aceros, se extiende desde la localización donde se alcanza una temperatura máxima igual a la de líquidus hasta donde el calentamiento alcanza justo la temperatura crítica inferior (Ac1). Por lo tanto, el ancho de las zonas afectadas térmicamente para cada una de las cuatro condiciones estudiadas es de 6,1; 11,1; 2,0 Y 3,2 mm., leyendo de arriba hacia abajo en la tabla siguiente.
La figura siguiente resume el efecto del aporte térmico y de la temperatura de precalentamiento sobre las formas de las curvas que representan ciclos térmicos en soldaduras reales. Los cuatro ciclos térmicos mostrados fueron escogidos por alcanzarse en todos ellos una temperatura máxima de 1365°C a diferentes distancias del centro del cordón.
Debe notarse que para las temperaturas máximas próximas a la de líquidos:
Para una determinada temperatura de precalentamiento, un aumento del aporte térmico causa un incremento del tiempo de exposición a temperaturas cercanas a la máxima y una disminución en la velocidad de enfriamiento.
Para un determinado aporte térmico, si se aumenta la temperatura de precalentamiento disminuye la velocidad de enfriamiento pero no se modifica sensiblemente el tiempo de exposición a temperaturas cercanas a la máxima.
La tabla siguiente, recopilación de lo representado en la figura anterior, resume el tiempo de exposición a temperaturas por encima de 1090°C y la velocidad de enfriamiento a 650°C para los Cuatro ciclos térmicos representados.
En ella se puede ver que para una temperatura de precalentamiento de 27°C (temperatura ambiente), aumentando el doble el aporte térmico, desde 1.970 a 3.940julios/mm., aumenta el tiempo por encima de 1090°C de 5 a 16,5 segundos y disminuye la velocidad de enfriamiento a 650°C de 14 a 4,4 ºC/s.
4.4. Efectos del espesor y de la geometría de la soldadura.
El efecto del espesor sobre los ciclos térmicos en soldadura puede verse en la siguiente figura. Los datos que se muestran comparan ciclos térmicos, con una temperatura máxima de 1200º C, de soldaduras a tope de chapas con 6,2; 12,5 Y 25,4 mm. de espesor, realizadas con un aporte térmico de 1.970 julios/mm. Se puede ver que la velocidad de enfriamiento tiende a aumentar cuando lo hace el espesor de las chapas, mientras que el tiempo a elevada temperatura tiende a disminuir cuando el espesor, de las chapas aumenta. El efecto del espesor es algo complejo y el modelo del flujo de calor cambia considerablemente de chapas delgadas a chapas gruesas. En chapas delgadas, las isotermas de temperatura tienden a extenderse verticalmente hacia abajo en el interior de la chapa formando superficies curvas casi perpendiculares a la superficie de la chapa. Por otro lado, con chapas muy gruesas las isotermas tienden a aproximarse a superficies de revolución alrededor del eje longitudinal de soldadura. Por lo tanto, el modelo del flujo de calor cambia de flujo en dos dimensiones para chapas muy delgadas, a flujo en tres dimensiones para chapas muy gruesas. Este cambio explica de una forma cualitativa la influencia conocida
del espesor sobre las velocidades de enfriamiento. El mismo efecto se presenta, aunque en menor grado, en las soldaduras en ángulo, donde el camino adicional para el flujo de calor llega a tener influencia en chapas aún más delgadas debido a la geometría de la unión.
Destacamos el hecho de que las velocidades de enfriamiento para las soldaduras en ángulo son, por término medio, tres o cuatro veces las de las soldaduras a tope en chapas de 12 mm. de espesor. Sin embargo, esta diferencia llega a ser menos pronunciada con chapas más gruesas y durante la última pasada de las soldaduras en ángulo.
4.5. Efecto de las características térmicas del material.
No se dispone de datos cuantitativos que nos muestren el efecto de las características térmicas del material. Sin embargo los razonamientos siguientes pueden ser de utilidad:
Cuanto más baja sea la difusividad térmica del material, más pronunciada será la distribución de las temperaturas máximas.
Cuanto más alta sea la difusividad térmica, más alta será la velocidad de enfriamiento para un ciclo térmico con una determinada temperatura máxima.
Cuanto más alta sea la difusividad térmica, más corto será el tiempo expuesto a elevada temperatura para un ciclo térmico con una determinada temperatura máxima.
En la tabla siguiente se indica la difusividad térmica a temperatura ambiente y la temperatura de fusión para ciertos metales de interés técnico.
5. Ecuación del máximo de temperatura
La predicción, o interpretación, de las transformaciones metalúrgicas en un punto del metal sólido próximo a una soldadura, requiere algunos conocimientos acerca de cómo se alcanza el valor de temperatura máximo en un determinado lugar. Por ejemplo, en el soldeo a tope con penetración completa y de una sola pasada realizada en chapa, la distribución de las temperaturas máximas, en el metal base adyacente a la soldadura, viene dada por la ecuación:
donde:
Tp= Temperatura máxima (C) a una distancia Y (mm) del extremo o contorno del metal fundido (La ecuación solo es válida para puntos situados en la ZAT, no para puntos situados en el metal fundido).
T0= Temperatura inicial de la chapa (C).
Tm= Temperatura de fusión (C).
Hnet= Energía aportada neta = f1EI/V (E= voltios, I= amperios, f1=rendimiento de la transferencia de calor, V= velocidad de traslación de la fuente de calor en mm/seg)
Ρ = densidad del material (g/mm3)
C = calor específico del metal sólido (J/gxC)
t = espesor de la chapa
Y = distancia al contorno del metal fundido
La ecuación del máximo de temperatura se puede utilizar con diferentes propósitos entre los que se encuentran:
- Determinación de la temperatura máxima en puntos determinados de la ZAT.
- Estimación del ancho de la ZAT
- Demostrar el efecto causado por el precalentamiento sobre el ancho de la ZAT
Por ejemplo, se efectúa una soldadura sobre acero con penetración completa y de una sola pasada empleando los siguientes parámetros.
La temperatura máxima calculada a distancias de 1.5 y 3 mm del contorno del metal fundido serán:
Para Y = 1.5 mm
Para Y = 3 mm
Como era de esperar, la temperatura máxima disminuye cuando nos alejamos de la zona soldada. También puede observarse que para Y=0 tenemos Tp=Tm, lo que significa que la temperatura máxima justo donde termina la zona de fusión es igual a la temperatura de fusión del material.
5.1. Cálculo del ancho de la ZAT.
Uno de los empleos más interesantes de la ecuación que nos da la temperatura máxima en un punto, es el de cálculo de la anchura de la ZAT por la soldadura. Sin embargo, para calcular la anchura con exactitud debe identificarse, el extremo de la ZAT más alejado de la soldadura mediante un valor máximo de la temperatura en dicho extremo, este valor de la temperatura tiene, a su vez, que corresponder con algún cambio estructural o de las propiedades del material que se suelda. Por ejemplo, la mayoría de los aceros al carbono, o de baja aleación, tienen un contorno definido, que puede observarse una vez pulida y atacada químicamente la sección transversal de la soldadura, en aquellos puntos que ha alcanzado una temperatura máxima de 730º C. Si suponemos que él contorno así definido nos fija el contorno más alejado de la ZAT, podemos calcular la anchura de ésta correspondiente al ejemplo anterior. En este caso del problema es determinar el valor de Y para el cual Tp = 730º C.
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 5,9mm.
Por lo anterior, puede predecirse que el contorno característico de los puntos que alcanzaron 730º C está a 5,9 mm. del perímetro de la zona de metal fundido, o que una región de 5,9 mm. de ancho, adyacente al metal fundido, ha cambiado estructuralmente y puede quedar afectada por el calor durante el soldeo.
Si el acero hubiese sido templado y revenido, revenido a 430º C, entonces cualquier región calentada por encima de los 430º C habrá sufrido, en teoría, un "sobre-revenido" y puede exhibir propiedades modificadas. Es razonable considerar la zona modificada como "afectada por el calor" con extremo más alejado situado donde Tp = 430º C.
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 14,2mm.
Los aceros que admiten el tratamiento de temple y revenido generalmente se les da un precalentamiento antes de empezar a soldar. Este precalentamiento afecta a la ZAT ensanchándola. Refiriéndonos al ejemplo anterior, si la temperatura de precalentamiento es T0= 200º C tenemos:
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 28,4mm.
Se ve que con este procedimiento el ancho de la ZAT se ha duplicado.
Finalmente, una de las conclusiones más simple e importante que se deduce de la ecuación del máximo de temperatura es la de que el ancho de la ZAT es directamente proporcional a la energía neta aportada. Utilizando de nuevo el ejemplo anterior, pero sin precalentamiento, si suponemos que la energía neta aportada aumenta un 50%, tendremos que Hnet = 1080 J/mm.
De donde: Yz= Ancho de la ZAT = 21,3mm. O sea el ancho de la ZAT ha aumentado también un 50%.
A pesar de que la ecuación del máximo de temperatura es de gran utilidad, es importante no olvidar las limitaciones existentes sobre su aplicación. La limitación más importante es que la ecuación sólo es aplicable a chapas delgadas en las cuales la conducción del calor se efectúa en direcciones paralelas al plano de la chapa. La ecuación se aplica en procesos de pasadas únicas de penetración completa, soldeo o corte térmico, con independencia del espesor de la chapa. De hecho, también se aplica a cualquier soldadura por arco de penetración completa con menos de 4 pasadas. La ecuación puede aplicarse sobre la base de una por pasada, sin embargo, la temperatura entre pasadas, aquella a la cual la zona de soldadura se enfría entre una y otra pasada, puede considerarse como un valor de T0 en la ecuación del máximo de temperatura.
6. Velocidad de enfriamiento.
El siguiente aspecto en importancia a tener en cuenta durante el flujo térmico es la velocidad de enfriamiento de la soldadura. Después de que un punto, en el metal fundido, o en sus proximidades, haya alcanzado su máximo de temperatura, la velocidad a la cual se enfría puede tener un significativo efecto sobre el estructura metalúrgica, las propiedades, o incluso la pureza del metal base. Esto es de principal interés en los aceros tratados térmicamente.
6.1. Ecuación de la velocidad de enfriamiento para chapas gruesas y delgadas.
Los cálculos y comparaciones de las velocidades de enfriamiento requieren una cuidadosa especificación de las condiciones en que se producen. Indicar solamente "velocidad de enfriamiento" de una soldadura no es adecuado, debido a que la velocidad de enfriamiento varía, como el gradiente térmico, con la posición y el tiempo. El método más útil es determinar la velocidad de enfriamiento sobre el eje de la soldadura en el momento en que el metal está a una temperatura determinada de interés, Tc. A temperaturas por debajo de la de fusión, la velocidad de enfriamiento en la soldadura y en su zona afectada térmicamente inmediata es substancialmente independiente de la posición.
En los aceros al carbono y de baja aleación, la temperatura de interés está en las proximidades de la "nariz" perlítica de temperaturas sobre el diagrama tiempo-temperatura-transformación (diagrama TTT). La temperatura exacta no es crítica pero debe ser la misma para todos los cálculos y comparaciones. Un valor de Tc = 550º C es suficiente para la mayoría de los aceros.
El uso práctico más importante de la ecuación de la velocidad de enfriamiento es el cálculo de los requisitos de precalentamiento. Por ejemplo, cuando las chapas son relativamente gruesas y se necesitan varias pasadas, más de seis para completar la unión, la velocidad de enfriamiento, R, viene dada por:
Donde:
R = Velocidad de enfriamiento en un punto sobre el eje central de la soldadura (C/seg) en el momento justo en que el punto se está enfriando a la temperatura de interés Tc.
k= Conductividad térmica del metal (J/mm, x seg, x C)
Estrictamente hablando, la velocidad de enfriamiento es máxima sobre el eje central de la soldadura, y es este máximo el que nos viene dado por la ecuación.
Sin embargo, la velocidad de enfriamiento en las proximidades de la zona fundida es sólo un pequeño tanto por ciento menos que la del eje central de la soldadura. Consiguientemente, la ecuación de la velocidad de enfriamiento se aplica a toda la soldadura y a la inmediata ZAT.
Si las chapas son relativamente delgadas, requiriendo menos de cuatro pasadas, la fórmula es:
La distinción entre chapa gruesa y delgada requiere algunas explicaciones. La ecuación para chapas gruesas se emplea cuando el flujo de calor es tridimensional, hacia abajo tanto como hacia los laterales de la soldadura. La ecuación de chapas gruesas se podría aplicar, por ejemplo, a un pequeño cordón depositado sobre una chapa de espesor grueso. La ecuación para chapas delgadas se aplicaría a cualquier pasada única, soldadura de penetración completa, o corte térmico. Algunas veces, no es fácil determinar si la chapa es gruesa o delgada debido a que estos términos no tienen un significado absoluto. Por esta razón, es útil definir una cantidad adimensional “denominada espesor relativo de la chapa” r.
La ecuación para chapas gruesas se aplica cuando r es mayor de 0,9 y la ecuación de chapas delgadas cuando r es menor que 0,6. Cuando r está comprendido entre 0,6 y 0,9 la ecuación de las chapas gruesas da una velocidad de enfriamiento demasiada alta y la ecuación de las chapas delgadas una velocidad que es demasiado baja. Sin embargo, si se efectúa una división arbitraria a un valor de r = 0,75, considerando los valores más altos como chapas gruesas y los que estén por debajo como chapas delgadas, el error máximo no suele exceder del 15% en los cálculos de la velocidad de enfriamiento, siendo menor aún el error al aplicar las ecuaciones para calcular las necesidades de precalentamiento.
6.2. Temperatura de precalentamiento y velocidad de enfriamiento crítica.
De las ecuaciones de la velocidad de enfriamiento, se deduce que un aumento de la temperatura inicial T0 del metal base produce una reducción de la velocidad de enfriamiento. Este es el motivo por el cual se suelen precalentar los aceros fácilmente endurecibles. Para cada composición química de los aceros, existe una velocidad de enfriamiento crítica; si la velocidad de enfriamiento del metal de soldadura supera este valor cítrico, se formarán estructuras martensíticas duras en la ZAT, existiendo el riesgo de agrietamiento. La ecuación de la velocidad de enfriamiento puede utilizarse para:
- Determinar la velocidad de enfriamiento crítica en determinadas condiciones de soldeo.
- Calcular las temperaturas de precalentamiento.
La forma más simple de determinar la velocidad de enfriamiento crítica es depositar una serie de cordones sobre el material base manteniendo constantes todos los parámetros excepto la velocidad de soldeo.
Por ejemplo supongamos E=25 V; I = 300 A; t = 6 mm.; f1 = 0,9; T0 = 25º C.; Tc = 550º C. y que los cordones se han depositado con unas velocidades de 6, 7, 8, 9 y 10 mm/seg. Efectuando ensayos de dureza, se encuentra que las estructuras duras solamente se desarrollaron en las ZAT de los cordones depositados a 9 y 10 mm/seg.
La conclusión que se deduce es que la velocidad de enfriamiento crítica se produce con una velocidad de soldeo de alrededor de los 8 mm/seg. El cordón depositado con esta velocidad experimenta una velocidad de enfriamiento que debe considerarse en este caso como máxima.
En estas circunstancias el aporte térmico es:
y el espesor relativo es
por lo tanto, podemos aplicar la ecuación para chapas delgadas, resultando:
De los valores anteriores deducimos que 6 C/seg. es aproximadamente la velocidad de enfriamiento crítica en las condiciones de soldeo establecidas. Esta velocidad de enfriamiento puede conseguirse mediante el empleo de un cierto precalentamiento.
Por ejemplo, si las condiciones de soldeo son: E=25V, I=250ª, V=7mm/seg, t= 9mm, f1=0,9 y suponemos válida la ecuación para chapas delgadas tenemos:
Donde Hnet=25(250)0,9/7=804 J/mm
por lo que T0=162º C
y el espesor relativo es
con lo que la aplicación de la ecuación de chapas delgadas fue correcta.
Si la temperatura inicial es de 162º C ó mayor, la velocidad de enfriamiento no superará los 6º C/seg. y no se nos formarán estructuras frágiles en las ZAT.
El enfriamiento de las soldaduras depende de los posibles caminos de conducción de calor que existan en las proximidades del metal base frío, como se observa en la siguiente figura. En algunas ocasiones es necesario modificar las ecuaciones de la velocidad de enfriamiento para uniones a tope o para el depósito de cordones sobre chapas. Si tenemos que soldar una unión en T con chapas de 9 mm. de espesor, tendremos 3 caminos de conducción en lugar de los dos que teníamos al soldar a tope. La ecuación de la velocidad de enfriamiento se modifica consecuentemente; disminuyendo el aporte térmico efectivo mediante la introducción de un factor de 2/3.
Debido a este más rápido enfriamiento, serían necesarias temperaturas de precalentamiento superiores que las equivalentes en uniones a tope. Una situación similar se nos presenta en el soldeo en ángulo de chapas de gran espesor. Si en las condiciones anteriores se deposita un cordón en ángulo entre 2 chapas de 50 mm de espesor, la soldadura estará rodeada por una mayor cantidad de metal frío que si hubiera sido depositado sobre una chapa del mismo espesor. Como en el ejemplo anterior, se debe introducir un factor reductor del aporte térmico.
Las variables que afectan a la velocidad de enfriamiento y a la distribución de temperaturas máximas, distintas de las inherentes a las características del material, son la temperatura inicial, espesor y aporte térmico. Si precalentamos para controlar la velocidad de enfriamiento, la temperatura requerida puede variar ampliamente en función de las otras condiciones, pudiendo ser necesarios precalentamientos altos al soldar chapas gruesas con aportes térmicos bajos, esencialmente en uniones en ángulo.
En el soldeo de aceros endurecibles, la velocidad de enfriamiento crítica es una característica del acero y debe determinarse, en las condiciones en que vaya a ser soldado. Aunque los diagramas TTT están publicados para todos los aceros, éstos han sido obtenidos bajo condiciones relacionadas con tratamientos térmicos convencionales, que no son las circunstancias especiales que se presentan en las ZAT de las soldaduras. Por lo general, las ZAT se endurecen más fácilmente que el mismo acero sometido a un tratamiento térmico, esto significa que en estas zonas la velocidad de enfriamiento crítica es menor.
La selección de la temperatura de precalentamiento debe efectuarse teniendo en cuenta tanto los cálculos teóricos como la experiencia práctica. La temperatura de precalentamiento óptima es aquella que mantiene una velocidad de enfriamiento ligeramente inferior a la velocidad de enfriamiento crítica, con un cierto margen de seguridad. El precalentamiento excesivo, además de incrementar las condiciones desfavorables para el soldador, aumenta el tamaño de la ZAT.
La temperatura de precalentamiento no debe considerarse como una propiedad fija del acero a soldar; es la velocidad de enfriamiento la que debe considerarse como un parámetro para cada tipo de acero, pues el establecer, como por ejemplo se hace en los aceros endurecibles, que la temperatura de precalentamiento es de 200º C. sin especificar otra cosa, puede ser que en ciertos casos sea demasiado alto y en otros demasiado bajo.
La anterior figura es el diagrama TTT (tiempo-temperatura-transformación) correspondiente a un tipo de acero. Las zonas rayadas representan las áreas de transformación de la austenita, indicativas de que una curva de enfriamiento que las atraviese produciría en el metal la transformación indicativas en cada una de ellas, debiéndose procurar, por tanto, que dicha curva evite la zona señalada A/M (formación de martensita) o A/B (formación de bainita). De aquí la importancia de que cuando se presume un enfriamiento rápido, por ejemplo, cuando el material es muy grueso, se rebaje la velocidad de enfriamiento de la pieza aumentando la temperatura de la misma por medio de un precalentamiento y aún de un postcalentamiento si fuese necesario.
7. Tiempo de solidificación.
La velocidad a la cual el metal fundido solidifica durante el soldeo, puede tener un efecto acusado sobre su estructura metalúrgica, propiedades, facilidad de tratamiento térmico y contenido de impurezas. El tiempo de solidifición, St (seg.) del metal fundido depende del aporte térmico neto y viene dado por la fórmula:
donde St = tiempo de solificación, tiempo transcurrido desde el principio hasta el final de la solidificación en un punto determinado del metal fundido (seg.) y L = calor de fusión (J/mm3).
El tiempo de solidificación es función del aporte térmico y de la temperatura inicial. Si, por ejemplo, se deposita sobre una chapa un cordón de soldadura con un aporte térmico de 800 J/mm con una temperatura inicial de 25º C tenemos:
Si comparamos con cualquier otro proceso de fundición, la solidificación del baño fundido durante el soldeo es extremadamente rápida. Por esa razón no es adecuado describir la estructura del metal fundido como una estructura de fundición; la estructura que se obtiene al solidificar la soldadura, tiene características específicas distintas de cualesquiera otras estructuras. La principal razón por la cual el metal de soldadura se enfría mucho más rápidamente que las fundiciones clásicas, es que el baño fundido está en un mejor contacto con el metal frío que le rodea y que actúa como molde.
7.1. Efecto del espacio interdendrítico.
La ecuación de solidificación nos muestra que el tiempo de solidificación es proporcional al aporte térmico. El tiempo solidificación afecta de una forma directa a la estructura del metal de soldadura. La mayoría de las aleaciones empleadas en la industria enfrían en forma dendrítica, una característica estructural importante del metal de soldadura es el espacio entre dendritas (granos). Este espacio es proporcional a la raíz cuadrada del tiempo de solidificación. Por ejemplo ;si comparamos 2 pasadas de soldadura, una de las cuales se deposita con un aporte térmico 4 veces mayor que la otra, la distancia entre dendritas será 2 veces mayor. En otras palabras, cuando mayor sea el aporte térmico, se producirá una estructura más grosera, estructura que influye directamente sobre las propiedades y capacidad de respuesta de la soldadura a los tratamientos térmicos. En la mayoría de los metales, la resistencia, ductilidad y tenacidad son superiores cuanto menor son los espacios entre dendritas, favoreciéndose, al mismo tiempo, la facilidad de ser tratados térmicamente.
7.2. Efecto del aporte térmico.
El principal factor que más significativamente influye, durante los sucesos térmicos que se producen en el soldeo, es el aporte térmico, el cual actúa sobre la distribución de las temperaturas máximas, la velocidad de enfriamiento y el tiempo de solidificación. También existe unna relación directa, aunque algo inexacta, entre el aporte térmico y las dimensiones de la soldadura. Las modificaciones de otros parámetros tales como tensión, intensidad o velocidad de soldeo, afectan solamente de la misma forma en que se modifica el aporte térmico. Suponiendo 2 pasadas de soldadura depositadas bajo las condiciones.
Pasada 1
Pasada 2
E=
25V
25 V
1=
250 A
500 A
V=
7 mm/seg
14 mm/seg
f1 =
0,9
0,9
t=
9mm
9mm
To=
162°C
162°C
Hnet =
804 J/mm
804 J/mm
Se puede ver que no presentan diferencias importantes en la distribución de la temperatura máxima, velocidad de enfriamiento o estructura dendrítica. Hay, sin embargo, diferencias substanciales en relación con la penetración, contorno del cordón, presencia o ausencia de mordeduras y otros defectos. En otras palabras, podemos decir que el aporte térmico no es el único factor que influye en la calidad de la soldadura, pero si es el principal factor que influye sobre las propiedades originadas durante el flujo térmico.
Por consideraciones metalúrgicas, generalmente, se aconsejan aportes térmicos bajos, ya que la ZAT se reduce y las características de los metales base se mejoran al tener estructuras dendríticas finas. Pensando solamente en este sentido, nos lleva a la utilización de muchos cordones pequeños en lugar de pocos cordones grandes para obtener una determinada soldadura.
Factores económicos nos llevan, por otro lado, a la consideración de emplear grandes pasadas de soldadura debido a un mayor incremento de la productividad. Sin embargo, también es aconsejable, desde el punto de vista metalúrgico, reducir la velocidad de enfriamiento en el soldeo de metales férreos fácilmente endurecibles, pudiendo significar esto un aumento de aporte térmico. Un caso extremo es el soldeo oxiacetilénico de las fundiciones, donde a causa de que el rendimiento de fusión es muy bajo, el aporte térmico es muy elevado produciéndose velocidades de enfriamiento suficientemente bajas que evitan la formación de estructuras frágiles.
Tratamientos superficiales y especiales
1. Introducción.
La superficie de una pieza después de su elaboración ya sea por deformación plástica o por arranque de viruta tiene el aspecto indicado en la siguiente figura:
La parte externa muestra el material deformado por la herramienta de corte o matriz de forma. La capa deformada puede contener contaminantes procedentes de los aceites de corte, polvo, virutas o capa de óxido.
En aplicaciones industriales las imperfecciones superficiales o rugosidad y los contaminantes hacen necesario tratar la superficie metálica con el fin de evitar fenómenos de fricción, desgaste, corrosión y/o fatiga.
La ingeniería de superficies es una nueva disciplina que trata las técnicas o procedimientos clásicos y modernos en los tratamientos superficiales y recubrimientos de los materiales. Desde tratamientos termoquímicos tradicionales, tecnologías de vacío (PVD y eVO), haces de iones o tecnologías láser y plasma, entre otras.
En los tratamientos superficiales se modifica la composición y la estructura superficial del material. Mientras que los recubrimientos adicionan un material diferente sobre la superficie a proteger. En ambos casos se incrementa la resistencia de la superficie del material para incrementar su vida en servicio, retardando fenómenos como la fatiga, oxidación o desgaste.
- Recubrimiento. Deposición de una capa dura sobre la pieza a tratar.
- Recubrimientos por conversión. Formación de capas superficiales de óxido, fosfatos o cromados que protegen al material de la corrosión. Los más empleados son el anodinado (del aluminio y titanio), pavonado, fosfatado y cromatado.
- Recubrimiento por chapado. La protección del metal base se realiza mediante láminas que lo protegen frente a la corrosión. El acero se recubre con chapas de acero inoxidable, latón, níquel y cobre. La aplicación de las láminas se realiza por laminación conjunta del metal base y del recubrimiento.
- Tratamiento termoquímico. La superficie de la pieza tratada es modificada químicamente por la adición de carbono o nitrógeno que aumenta la dureza. Los tratamientos térmicos posteriores endurecen la superficie.
- Temple superficial. La superficie de la pieza es calentada rápidamente hasta el estado austenítico a una profundidad controlada y es enfriada rápidamente. Se endurece un espesor determinado manteniendo el núcleo con las mismas características iniciales. Se distingue el temple a la llama o flameado y el temple por inducción.
- Deposición por inmersión. La superficie a endurecer es recubierta por capas duras de espesor controlado por procedimientos electrolíticos. La pieza a recubrir actúa como cátodo y el material de aportación como ánodo.
- Metalización. Consiste en aportar el material de recubrimiento sobre la pieza a tratar mediante su aportación por medio de una pistola de pulverización. La pistola proyecta el material en estado fundido.
- Endurecimiento por deformación plástica. La deformación plástica confiere acritud al material conformado.
- Deformación plástica superficial. La proyección de granallas o bolas a elevada velocidad sobre la superficie de la pieza la endurece por deformación plástica.
- Pinturas. Recubrimiento en forma de capas finas formadas por la aplicación de un polvo en suspensión sobre una mezcla líquida que al evaporarse o por reacción forma la capa impermeable y adherente que decora y protege al material base.
- Recubrimiento por CVD (Chemical Vapour Deposition). Deposición de recubrimientos duro por deposición del material en fase vapor a temperaturas cercanas a los 1000°C. Seguido por un tratamiento térmico en vacío según el tipo de material. Las capas obtenidas son duras y adherentes.
- Recubrimiento por PVD (Physical Vapour Deposition). Es la deposición física de materiales duros a temperaturas de entre 200 y 500°C. Se emplea en el recubrimiento de herramientas de corte.
2. Endurecimiento por deformación plástica (en frío y en caliente).
La deformación plástica, ya sea en frío o en caliente, provoca el endurecimiento del metal tratado por el incremento de la densidad de dislocaciones. El tratamiento térmico de recocido permite eliminar o modificar la acritud causada por la deformación plástica y controlar el grado de dureza final del material.
En la anterior figura se observan las primeras tres etapas en la conformación de tornillos por deformación plástica y se ve la variación de las propiedades mecánicas con el trabajo en frio. La ductibilidad disminuye con la deformación plástica en frío mientras que la dureza y la resistencia aumentan.
En los procesos de fabricación mecánica en los que se produce la conformación por deformación plástica se controlan las propiedades finales del producto por la combinación de deformación y recocido.
En un ensayo de tracción uniaxial, cuando se sobrepasa el límite elástico y la probeta es descargada, acumula cierta deformación plástica permanente además de endurecerse por acritud. Si después de la deformación la probeta vuelve a cargarse uniaxialmente, se observa que el límite elástico y la resistencia a la tracción son más altos y el metal tiene menor ductilidad. Así, los procesos de deformación plástica acumulan dureza y fragilidad al deformar el material.
El coeficiente de acritud depende de la estructura cristalina por definir el número de planos de fácil deslizamiento de las dislocaciones. Así, los metales con estructuras hexagonal compacta (HC) tienen menor coeficiente de acritud, le siguen los metales con estructura cúbica centrada en el cuerpo (BCC) y los mejores son los metales con estructura cúbica centrada en las caras (FCC). Esta es la razón por la que el grado de deformación y de endurecimiento admitido por distintos metales no es igual.
El porcentaje de trabajo en frio sufrido en la conformación se determina en función de la relación porcentual de las áreas iniciales y finales de la pieza procesada. (Tema 1. Ductibilidad).
La deformación plástica en frío tiene ventajas muy beneficiosas para las piezas conformadas. Se tienen excelentes acabados superficiales y buenas tolerancias dimensionales al mismo tiempo que el proceso es relativamente económico. Sin embargo, la ductilidad, conductividad y resistencia a la corrosión disminuyen con el trabajo en frío.
La mayoría de las piezas conformadas por deformación plástica en frío adquieren acritud y un gran endurecimiento. Por ello, en la mayoría de los casos deben tratarse térmicamente con un recocido contra acritud. El recocido regula el endurecimiento y otras propiedades adquiridas durante la deformación. Se realiza en tres etapas:
a) Recuperación. Se efectúa a bajas temperaturas y elimina las tensiones internas que adquiere el material durante su conformación. Recupera la conductividad.
b) Recristalización. A temperaturas mayores. Elimina por completo el endurecimiento por disminuir la densidad de dislocaciones.
c) Crecimiento de grano. Se produce a mayor temperatura.
El trabajo en caliente permite realizar grandes deformaciones plásticas sin fragilizar al material. En este procedimiento se combinan los efectos endurecedores de la deformación y los efectos del ablandamiento por la temperatura.
Los materiales superplásticos pueden estirarse grandes magnitudes sin sufrir estricción ni rotura durante su conformado. Es el caso de la aleación eutéctica estaño-plomo, algunos aceros inoxidables y ciertas aleaciones de titanio.
3. Tratamientos termoquímicos de los metales
Los tratamientos termoquímicos son procedimientos normalizados en los que además de practicar calentamientos y enfriamientos se modifica la composición química superficial de las piezas tratadas por la adición de carbono, nitrógeno, azufre, etc.
La modificación de la composición química superficial de la pieza se realiza para conseguir superficies duras y mejorar su comportamiento al desgaste y a la penetración. Al ser tratamientos que únicamente modifican la capa exterior de las piezas tratadas, el núcleo no se verá modificado y será tenaz.
Los principales tratamientos termoquímicos son la cementación, nitruración, cianuración, carbonitruración y sulfinuzación.
- Cementación. Consiste en adicionar carbono a la superficie de la pieza a tratar a temperaturas superiores a la crítica Ac3. Se aplica a aceros hipoeutectoides (bajo contenido de carbono) y se consiguen incrementos de dureza superficial y muy buena tenacidad en el núcleo después de practicar la difusión de los átomos de carbono y practicar un temple. La martensita obtenida en la superficie por el incremento de carbono que permite desplazar las curvas TTT hacia la derecha, mientras que en el núcleo la penetración del temple es prácticamente nula.
- Nitruración. El endurecimiento se produce por la difusión de nitrógeno a la capa superficial de la pieza tratada a temperaturas cercanas a los 520°C. Se consigue elevada dureza superficial y excelente resistencia a la corrosión.
- Cianuración. Es un procedimiento mixto (cementación + nitruración), puesto que el endurecimiento superficial se produce por la difusión simultánea de carbono (como en la cementación) y nitrógeno (como en la nitruración), a elevadas temperaturas (500-900°C). De este modo se consiguen superficies resistentes al desgaste y a la corrosión.
- Carbonitruración. Se trata de un procedimiento semejante al anterior (adición de carbono y nitrógeno) para mejorar las propiedades superficiales de resistencia al desgaste y corrosión, pero la forma de practicarlo es diferente. Mientras que en la cianuración se realiza en atmósferas gaseosas, en la carbonitruración se practica en baños de cianuro.
- Sulfinuzación. Se introduce en la superficie de la pieza a tratar carbono, nitrógeno y elevadas concentraciones de azufre por procedimientos de difusión en baños a temperaturas cercanas a las 570°C. El objeto del tratamiento consiste en mejorar la resistencia al desgaste sin aumentar apreciablemente la dureza y favoreciendo la lubricación.
Existen otros procedimientos como la silización (silicio), boruración (boro), cementación de metales (zinc, aluminio, cromo, estaño, cobalto, molibdeno, titanio, etc.), sherardización (zinc), calorización (aluminio) y cromización (cromo), entre otros.
3.1. Cementación
Es un tratamiento termoquímico que permite obtener piezas con gran resistencia superficial y núcleo tenaz en los aceros de entre 0,10 y 0,20% de carbono.
Consiste en adicionar carbono a la superficie de la pieza a tratar mediante procedimientos de difusión a temperaturas de austenización. La adición de carbono provoca el incremento de éste, en la capa superficial de la pieza, por lo que después de la cementación, se practica un temple obteniendo de esta forma superficies duras y resistentes al desgaste, junto con buena ductilidad y resiliencia del núcleo.
La pieza a tratar con bajo contenido de carbono recibe por procesos difusivos el carbono procedente del agente de carburización a temperaturas comprendidas entre los 850 y los 950°C. La penetración del carbono en la estructura austenítica del acero se mejora con el tratamiento a elevada temperatura donde el carbono tiene mayor solubilidad en la austenita. Mayores temperaturas y tiempos consiguen difusiones más profundas con espesores más grandes de la capa cementada. El temple posterior mantiene el núcleo tenaz y la superficie dura.
La cementación puede practicarse de diferentes formas en función del tipo de cementante empleado (sólido, líquido y gaseoso) y puede practicarse varios tratamientos térmicos al finalizar la cementación en función de la composición del acero tratado (de baja, media y alta aleación).
Los factores que deben tenerse en cuenta al practicar una cementación son la composición del acero a cementar, los tipos de cementantes utilizados, la temperatura de cementación seleccionada y los tiempos empleados para provocar la difusión de los átomos de carbono.
Composición del acero a cementar. Los aceros más empleados son los de bajo contenido de carbono (inferior a 0,30% C).
También se emplean aceros aleados con cromo, níquel y molibdeno. Los elementos de aleación desplazan las curvas TTT hacia la derecha aumentando la templabilidad y facilitando al mismo tiempo el temple en aceite y en piezas de espesor considerable. Los aceros de alta aleación con más de un 5% de elementos de aleación aumentan mucho más la templabilidad por lo que se emplean en piezas de gran volumen.
Tipos de cementantes. El cementante debe difundir carbono a la superficie de la pieza en estado atómico.
Pueden utilizarse cementantes sólidos (cementantes Caron), cementantes líquidos (cianuro sódico, cloruro bárico, cloruro sódico y carbonato sódico), y cementantes gaseosos (metano, propano y butano como gas activo y óxidos de carbono, nitrógeno e hidrógeno como gas portador). Los tipos de cementación son:
- La cementación sólida se realiza en un horno con el cementante Caran (60% carbón vegetal y un 40% de carbonato de bario), que rodea la pieza a cementar. El conjunto se introduce en una caja con cierre para evitar la entrada directa del fuego.
- En la cementación gaseosa (carburización al gas) se hace circular un gas sobre la pieza a calentar.
- La cementación líquida o por inmersión consiste en introducir la pieza a tratar en un baño caliente de sal de cianuro. El cianuro puede liberar nitrógeno obteniéndose un doble efecto, la carburización y la nitruración.
Temperatura de cementación. La temperatura de cementación debe estar comprendida entre la Ac3 (por encima de la temperatura crítica) y los 1000°C. Las altas temperaturas favorecen el proceso de difusión debido a que incrementa la movilidad y energía de los átomos favoreciendo la migración de los mismos, sin embargo, el incremento descontrolado de la temperatura puede provocar el sobrecalentamiento y el incremento del tamaño de grano.
Tiempo de cementación. El tiempo de cementación influye en el espesor de la capa cementada. Mayores tiempos de contacto con el cementante conseguirá capas de espesor mayor. Debe tenerse en cuenta que la relación tiempo-espesor no es lineal sino parabólica, lo que nos indica que a medida que transcurre el tiempo el espesor de la capa crecerá de forma más lenta debido a la saturación de átomos de carbono en la capa de la pieza tratada.
3.2. Nitruración
Es un procedimiento de endurecimiento superficial donde el elemento a difundir es el nitrógeno. La absorción de éste por parte del acero se produce cuando el acero contiene los elementos de aleación adecuados que permiten formar nitruros de gran dureza. Los principales elementos de aleación son el aluminio, el cromo y el vanadio.
La nitruración se realiza a temperaturas cercanas a los 550°C en atmósfera gaseosa de amoniaco (NH3) durante un período de entre 25 y 100 horas en función del espesor de la capa requerida. A esas temperaturas, el gas de amoníaco (NH3) se disocia y libera nitrógeno atómico capaz de difundir en el hierro. El nitrógeno al combinarse con los elementos de aleación forma nitruros que dan elevada dureza.
Mediante la nitruración se consiguen los siguientes efectos:
a) Capas superficiales duras sin necesidad de tratar térmicamente a la pieza después de la difusión.
b) Las capas creadas son resistentes al desgaste y con bajo coeficiente de rozamiento.
c) Ausencia de deformación superficial, grietas u otros defectos por no tener tensiones residuales en las piezas.
Los efectos conseguidos permiten emplear la nitruración en piezas que requieran capas duras, resistentes al desgaste y con buen coeficiente de rozamiento como son engranajes, cigüeñales y herramientas de metrología.
En la nitruración deben tenerse en cuenta cuatro factores: composición química del acero, propiedades del agente nitrurante, temperatura y tiempo de exposición.
Composición química del acero. Los aceros que admiten nitruración deben contener elementos de aleación como el aluminio, vanadio y cromo, ya que el nitrógeno forma nitruros con ellos e incrementa sustancialmente su dureza.
Agente nitrurante. El amoníaco (NH3) es el responsable de la producción de nitrógeno atómico que difunde en el acero. El caudal del gas y la temperatura son factores a tener en cuenta.
Temperatura y tiempo. La temperatura de descomposición del amoniaco es de 525°C. Temperaturas mayores pueden descomponer los nitruros formados y eliminar la dureza conseguida. Los tiempos de nitruración dependen de la profundidad de la capa deseada. Diez horas de tratamiento produce una capa nitrurada de aproximadamente 0,1 mm.
3.3. Carbonitruración
Es otro procedimiento de endurecimiento superficial cuyo objeto es obtener capas duras y resistentes por la adición superficial de carbono y nitrógeno. Puede considerarse un tratamiento mixto de cementación y nitruración y podría compararse con la cementación líquida.
El proceso se realiza a temperaturas comprendidas entre 660 y 860°C en atmósferas de hidrocarburos, amoníaco y óxidos de carbono. La difusión del carbono y nitrógeno y el tratamiento térmico de temple posterior permite obtener excelentes propiedades superficiales.
3.4. Cianuración
Es la creación de una capa superficial rica en nitrógeno y carbono por la difusión de estos elementos de un baño líquido. El baño es una mezcla de cloruro, cianuro y carbonato sódico y la temperatura del proceso está comprendida entre 800 y 900°C.
Después de la difusión del nitrógeno y del carbono se templan las piezas tratadas y el incremento de la dureza obtenido es debido a la transformación martensítica superficial y no a la formación de nitruros. El nitrógeno se disuelve en la austenita y disminuye la temperatura de inicio de transformación martensítica (Ms), favoreciendo la templabiliad y necesitando enfriamientos menos energéticos (aire).
3.5. Sulfinización
El tratamiento termoquímico se produce por la creación de una capa superficial rica en azufre, nitrógeno y carbono. La capa sulfinuzada (rica en azufre) no incrementa la dureza superficial de la pieza pero mejora su resistencia al desgaste y lubricación evitando fallos como el gripado de los elementos móviles.
El desgaste de las capas superficiales provoca que la capa rica en azufre no sea eliminada sino que migre hacia el núcleo de la pieza manteniendo sus propiedades de forma permanente. Se emplea en el tratamiento de herramientas de corte y en todas aquellas aplicaciones que están sometidas a desgaste continuo.
3.6. Otros procedimientos
Otros tratamientos termoquímicos que introducen elementos por difusión en la superficie de las piezas son la silización, boruración, sherardización y cromización, entre otros.
4. Tratamientos termoquímicos de los metales
Son tratamientos térmicos que afectan únicamente a la superficie de la pieza tratada, dejando el núcleo intacto con la estructura y las propiedades iniciales.
Con el temple por inducción y el temple a la llama se obtienen piezas de elevada dureza superficial (hasta 6 mm de profundidad), elevada resistencia a la fatiga y al desgaste, manteniendo el núcleo flexible y dúctil, pues no llega a endurecerse durante el tratamiento.
Permite endurecer zonas delimitadas de una pieza, dejando el resto sin tratar. Así se templan engranajes, cigüeñales y semiejes.
4.1. Temple por inducción
Utiliza un inductor formado por varias espiras de cobre que adoptan la forma de la zona a templar (circular, cuadrada, etc.). Por el inductor pasa una corriente de alta frecuencia (100-500000 Hz.), que por las corrientes inducidas de Foucoult, calienta a elevada temperatura la zona seleccionada de la pieza.
Se pueden realizar calentamientos muy rápidos a elevadas temperaturas acortando el tiempo de temple. Para ello se requieren aceros con microestructuras que permitan que los carburos puedan disolverse rápidamente en la austenita, ya que en estos casos la difusión es más rápida. Los carburos deben ser pequeños y estar homogeneamente repartidos por toda la estructura. Es típico de los aceros hipoeutectonides (0,4 - 0,5% C) normalizados o recocidos, con estructura formada por perlita y ferrita.
Los aceros con carburos grandes no son apropiados para el temple por inducción ya que necesitan temperaturas de más de 150°C por encima de AC3 para poder disolverlos en la austenita y obtener una estructura uniforme previa al enfriamiento. Las altas temperaturas a las que debe llevarse la superficie de la pieza provocan el crecimiento de grano austenítico y la obtención, después del enfriamiento, de estructuras bastas de martensita y austenita retenida no transformada.
La dureza de la capa templada depende del porcentaje de carbono superficial del acero. Se emplean aceros de 0,4 y 0,5% C a los que previamente se les ha realizado un bonificado o normalizado. Después del temple por inducción las piezas deben ser revenidas a 200°C para minimizar el tensionado de la martensita.
4.2. Temple a la llama o endurecimiento por flameado
Es un procedimiento de endurecimiento por temple superficial aplicado a aceros (0,3% y 0,6% C) y fundiciones que se realiza calentando la superficie mediante una llama oxiacetilénica y enfriando rápidamente.
Se emplea en grandes piezas o estructuras por el movimiento de uno o varios sopletes y enfriando con chorros de agua, aire o por inmersión en baños de agua o aceite.
Se obtienen capas templadas más profundas y duras que en los tratamientos termoquímicos y muy parecidas a las de temple por inducción. Los espesores templados dependen del tiempo en que la llama se encuentra sobre la superficie de la pieza, de la composición química, de la forma de la pieza, de la templabilidad del acero y del medio de enfriamiento. La profundidad del temple depende de la intensidad de la llama, el tiempo de calentamiento y el tamaño de la pieza. Pueden obtenerse espesores de hasta 6 milímetros.
Al igual que en el temple por inducción, después debe realizarse un revenido a 200°C para disminuir la dureza y aumentar la tenacidad.
Se emplea en los casos en los que se desea endurecer una superficie específica de una pieza sin afectar a otras ni al núcleo. También en los casos en que las piezas, por su tamaño, no puedan introducirse en un horno y realizarse un tratamiento másico.
Uno de los principales problemas es la falta de adherencia entre la capa exterior dura y el núcleo. La transición brusca entre las capas puede provocar desconchamientos por falta de adhesión. Para evitarlo se emplean aceros con menos de 0,6% C. Cuando se aplica en aceros aleados se obtiene mayor penetración del temple y menor variación de dureza entre el núcleo y la superficie.
Uno de los principales problemas es la falta de adherencia entre la capa exterior dura y el núcleo. La transición brusca entre las capas puede provocar desconchamientos por falta de adhesión. Para evitarlo se emplean aceros con menos de 0,6% C. Cuando se aplica en aceros aleados se obtiene mayor penetración del temple y menor variación de dureza entre el núcleo y la superficie.
En la siguiente figura se observa una instalación automática para la realización del flameado o temple a la llama. En la primera operación el soplete oxiacetilénico calienta la pieza. En la segunda de las etapas se enfría mediante un chorro de agua. En la segunda figura se produce el calentamiento y enfriamiento simultáneamente durante el desplazamiento de la pieza a tratar.
5. Preparación de las superficies
La preparación previa de las superficies es una etapa básica antes de crear el recubrimiento protector. Las operaciones previas son el desengrasado y decapado.
Desengrasado y decapado. El desengrasado es un procedimiento que elimina los residuos grasos procedentes del proceso de mecanización (aceites de corte y lubricantes). Se emplean disolventes orgánicos como el tricloroetileno y el percloroetileno y un rociado final con agua a presión.
El decapado es una operación mecánica realizada por la acción de un abrasivo con la que se pretende eliminar la capa de óxido superficial de las piezas tratadas o el resto de anteriores recubrimientos. Los procedimientos empleados son químicos, mecánicos y electrolíticos. El decapado químico se realiza por inmersión de las piezas en ácido sulfúrico o clorhídrico diluido. El decapado electrolítico elimina el óxido superficial de las piezas cuando éstas actúan como ánodos en un electrolito de ácido sulfúrico. El último de los procedimientos, el decapado mecánico emplea distintos tipos de muelas o telas abrasivas de dureza y tamaño de grano variable. Como abrasivos más importantes el corindón y el carburundo.
Arenado. Es otro procedimiento de eliminación de óxido superficial que consiste en la proyección de partículas abrasivas de pequeño tamaño de grano a elevada velocidad sobre la pieza a tratar con el fin de eliminar la capa de óxido superficial y mejorar la resistencia a la fatiga. Las partículas proyectadas de grano fino son de alúmina, sílice o corindón.
Shot Peenig o granallado. El objeto del granallado es doble. Se consigue eliminar la capa de óxido superficial además de incrementar la resistencia a la fatiga de la pieza tratada.
6. Recubrimientos por conversión
Formación de capas superficiales de óxido, fosfatos o cromados que protegen al material de la corrosión. Los más empleados son el anodizado (del aluminio y titanio), pavonado, fosfatado y cromatado.
Anodizado. Tratamiento por el que se genera una capa protectora y estable de óxido sobre la superficie de la pieza tratada con objeto de protegerla frente a la oxidación e incrementar su resistencia al desgaste. Se aplica a aluminio, titanio, magnesio y zinc.
El proceso consiste en colocar el metal a tratar en una cuba de electrólisis conectado al polo positivo (ánodo), como polo negativo (cátodo) un material inerte en una disolución iónica y la participación de una corriente eléctrica.
El anodizado mejora las propiedades físicas y químicas de la superficie tratada. Se incrementa la dureza superficial, la resistencia a desgaste y a la abrasión. Además la capa creada es resistente a agentes químicos y atmosféricos.
En el aluminio la capa de óxido producida es dura y adherente y se obtiene por tratamiento electrolítico donde el aluminio actúa como ánodo en una disolución electrolítica ácida (ácido sulfúrico o crómico). La capa de óxido admite ser coloreada.
Una variante es el anodizado duro que se realiza en las mismas condiciones que procedimiento habitual pero en este caso se emplean temperaturas inferiores a los 0°C y elevadas densidades de corriente. La capa obtenida es más gruesa y resistente.
Pavonado. Tratamiento por el que se deposita una capa de cloruros o sulfuros metálicos sobre la superficie de la pieza a recubrir con el objeto de mejorar su respuesta frente a la oxidación.
En los aceros la capa formada es de óxido ferroso-férrico (Fe304 y Fe203) de color azul-negro. El tratamiento se realiza en baños de sales fundidas oxidantes (nitrato sódico) a temperaturas comprendidas entre 250 y 400°C.
Fosfatado. Tratamiento por el que se obtiene una capa de fosfato sobre la superficie de la pieza a proteger además de ofrecer excelente facilidad de adhesión a pinturas.
El fosfatado se realiza por la inmersión del acero en solución de ácido fosfórico, nitrato de cinc y otras sales a temperaturas y tiempos establecidos según el proceso. La capa generada es anticorrosiva y admite el pintado posterior. Se emplea como tratamiento de acabado en carrocerías de automóviles.
Cromatado. Se obtiene una capa de óxido de cromo pasiva sobre la superficie de la pieza a proteger resistente a la corrosión. Se mejora la adherencia y la resistencia a la corrosión además de dar un acabado decorativo. Es un procedimiento de conversión económico y rápido, pero se emplea cada vez menos por sus efectos contaminantes y cancerígenos.
7. Recubrimientos por inmersión
La pieza a recubrir se sumerge en un baño con el metal protector fundido. El espesor de la capa recubierta es de entre 0,01 y 0,1 mm y la adherencia es buena. Se emplean principalmente el galvanizado y el estañado. En ambos casos el metal protector tiene un punto de fusión relativamente bajo.
Tanto en el galvanizado (capa de cinc) como en el estañado (capa de estaño) la película o capa creada sobre el material a proteger tiene dos zonas. La exterior o superficial está compuesta por el metal protector prácticamente puro. La zona interior o en contacto con el metal base estará formada por un compuesto intermetálico generado por la difusión de átomos del metal protector sobre el metal base.
Galvanizado. Consiste en recubrir el hierro o acero con una capa de cinc. El proceso se realiza por inmersión de la pieza a recubrir en un baño de cinc caliente en estado fundido a unos 450°C. El cinc es anódico respecto del hierro por lo que el acero queda protegido frente a la corrosión atmosférica y agua aunque la capa de recubrimiento no sea homogénea.
El recubrimiento conseguido por el galvanizado presenta una excelente adherencia porque el cinc se alea con el acero base. La protección frente a la corrosión conseguida incrementa la vida en servicio de las piezas tratadas hasta 8 años más sin necesidad de mantenimiento y en condiciones atmosféricas adversas. El tiempo de protección es proporcional al espesor de la capa y el tipo de atmósfera.
Las ventajas del galvanizado frente a otros tratamientos se deben a la excelente tenacidad del recubrimiento ya que el cinc se une al acero base por la formación de una capa de aleación cinc-hierro. El recubrimiento es resistente al choque y a la abrasión. La protección anticorrosiva se debe a su acción catódica frente al hierro y no es necesario que el acero quede completamente recubierto para su protección catódica. Además admite soldadura y pintura.
Estañado. El recubrimiento generado sobre la superficie de la pieza a proteger es de estaño. El proceso se realiza por inmersión de la pieza a recubrir en un baño caliente de estaño fundido. El estañado mejora el comportamiento de las superficies tratadas frente a la corrosión atmosférica y las disoluciones acuosas neutras.
Emplomado. El recubrimiento generado sobre la superficie de la pieza a proteger está formado por una aleación plomo-estaño ya que el plomo puro no forma aleación con el hierro y dificulta su adhesión metalúrgica.
Aluminizado. El recubrimiento es de aluminio y se emplea en la protección del acero. Es resistente a la corrosión y ofrece un buen aspecto superficial.
El procedimiento de inmersión del acero en aluminio es posterior a la deposición inicial de una capa de cinc o estaño que mejora la adherencia del aluminio y evita la oxidación del material base.
8. Recubrimientos electrolíticos
También denominados tratamientos galvánicos. Producen una película protectora de níquel, cobre, cromo o cinc de entre 0,001 y 0,01 milímetros sobre la pieza a proteger actuando ésta como cátodo y el metal protector como ánodo en un electrolito con elevada concentración del metal en forma de sulfatos o cianuro.
Los principales tratamientos son el cincado, niquelado, cromado, cobreado y cadmiado.
Cincado. Permite obtener un recubrimiento electrolítico de cinc sobre las superficies de la pieza a proteger. El cinc ofrece una excelente resistencia a la corrosión, acabado uniforme y brillante.
La pieza a proteger se sumerge en un electrolito de sulfato de cinc y cloruro amónico actuando como cátodo y el cinc, metal protector, actuando como ánodo. El hierro recubierto con cinc queda protegido por tener menor potencial electroquímico de forma que se corroerá y el hierro permanecerá inalterado.
Niquelado. El recubrimiento electrolítico se realiza con níquel y las piezas a recubrir pueden ser de hierro, acero, cobre, aluminio y latón. Se obtienen capas resistentes a la corrosión y con acabado brillante y uniforme. El electrolito empleado en el niquelado es el sulfato de níquel, ácido bórico y cloruro de níquel. En ocasiones se recubren las piezas con cobre (cobreado) para crear una cada fina, homogénea y proteger el metal base de la corrosión después de depositar níquel.
Cromado. El cromo es el metal empleado como recubrimiento. Confiere mayor dureza que el níquel y el cinc al mismo tiempo que presenta una excelente resistencia a la corrosión con espesores de capa de 0,001 milímetros.
La pieza a recurrir actúa como cátodo inmerso en un electrolito formado por una solución de ácido crómico y sulfúrico diluido. El cromo actúa como ánodo. Para una mejor adherencia del cromo se suelen niquelar las piezas previamente.
Cromado duro. Se realiza de forma semejante al cromado pero con densidades de corriente y temperaturas del electrolito mayores. Se obtienen mayores espesores de la capa (0,05 a 0,1 milímetros) y mejores propiedades.
El cromado duro confiere mayor dureza, gran resistencia al desgaste y excelente resistencia a la corrosión. Además, las piezas tratadas pueden ser mecanizadas por rectificado ajustándose a las tolerancias de fabricación y pueden ser pulidas para obtener acabados con textura, mates o brillantes.
Cobreado. Se emplea cobre como recubrimiento en un electrolito formado por una solución de sulfato de cobre y ácido sulfúrico. Como cátodo la pieza a proteger y como ánodo cobre puro. El cobreado se realiza para preparar las superficies antes de realizar el niquelado y para proteger las superficies de las piezas de acero que deban someterse a tratamientos termoquímicos como la cementación, nitruración, cianuración, etc.
9. Recubrimientos por metalización
Técnica de recubrimiento por deposición, por proyección de un metal en estado líquido sobre la superficie del material a proteger. La proyección se realiza después de llevar al material protector por encima de su temperatura de fusión y proyectarlo a elevada velocidad sobre la pieza. La solidificación posterior genera el recubrimiento. Como metal protector puede emplearse cinc, plomo y aluminio.
El pulverizador está formado por un soplete encargado de fundir el material de recubrimiento y una fuente impulsora (aire comprimido). En función del procedimiento de fusión y del medio de proyección se distinguen varias técnicas de metalización por proyección: proyección a la llama, proyección por arco eléctrico y proyección por plasma.
Con los recubrimientos por metalización se mejora la resistencia a la corrosión y al desgaste. Además se utiliza para recargar piezas desgastadas y mejorar el aspecto decorativo superficial.
10. Recubrimientos superficiales modernos
Se distinguen técnicas más sofisticadas de recubrimientos superficiales de entre las que se destacan: CVD o Deposición Química en Vapor, PVD o Deposición Física en Vapor, HVOF o la proyección térmica a elevada velocidad, la proyección por plasma, el tratamiento superficial con láser y el bombardeo iónico.
CVD o Deposición Química en Vapor. Deposición de recubrimiento duro por deposición del material en fase vapor a temperaturas cercanas a los 1000°C. Seguido por un tratamiento térmico en vacío según el tipo de material.
Se consiguen recubrimientos de elevada dureza, adherentes, de espesores comprendidos entre 5 y 10 µm. La principal aplicación es el recubrimiento de herramientas de deformación plástica en frío.
PVD o Deposición Física en Vapor. Es la deposición física de materiales duros a temperaturas inferiores al CVD comprendidas entre 200 y 500°C. Se emplea en el recubrimiento de herramientas de arranque de viruta y estampación.
El recubrimiento se realiza por la evaporación de la aleación o metal a depositar y su deposición sobre la superficie a recubrir. Se emplean dos técnicas de evaporación: la evaporación por arco eléctrico y el pulverizado o sputtering. La primera técnica genera capas adherentes y duras mientras que la segunda crea recubrimientos de baja rugosidad.
El recubrimiento es estable dimensionalmente. Mejora la resistencia al desgaste abrasivo, adhesivo y a la corrosión.
HVOF o la proyección térmica a elevada velocidad. Permite obtener un recubrimiento mediante la proyección de partículas en estado fundido a elevada velocidad. Para ello se hacen reaccionar dos gases (comburente: oxígeno y combustible: propano) generando una onda de combustión exotérmica donde los gases pueden alcanzar velocidades muy elevadas y temperaturas de hasta 3000°C.
La reacción de los gases se realiza dentro de una pistola de proyección, en la zona de combustión. Una chispa eléctrica provoca la ignición de los gases dentro de la pequeña zona de combustión incrementando la presión y evacuando los gases a elevada velocidad por el cañón de proyección.
Las temperaturas alcanzadas en HVOF son menores que en otros procesos (Plasma) por lo que permite proyectar materiales que puedan degradarse térmicamente. La alta velocidad garantiza una buena adherencia, baja porosidad y elevada densidad de la película recubierta.
La proyección térmica se emplea cuando es necesario mejorar las propiedades superficiales de piezas que estén sometidas a desgaste, oxidación o corrosión.
La proyección por plasma. La proyección por plasma permite crear un recubrimiento sobre el substrato del material a proteger mediante la proyección de un material protector a elevada temperatura.
Los materiales empleados en la proyección por plasma son muy variadas, desde metales y aleaciones, cerámicas e incluso plásticos.
La técnica consiste en proyectar el material en forma de material fundido sobre la superficie a proteger mediante el empleo de una llama es estado plasmático (12500°C). El material fundido solidifica sobre el substrato a proteger y por la elevada velocidad de impacto genera un recubrimiento compacto.
La generación de la llama plasmática se realiza en una pistola (pistola de proyección por plasma) en la que se hacen pasar un gas inerte (argón o nitrógeno) por un arco eléctrico generado entre dos electrodos. El gas, debido al arco eléctrico, se disocia transformándose en ión y electrones muy energéticos (llama plasmática).
El material protector se introduce en la pistola en forma de polvo y es acelerado, fundido y proyectado por el haz plasmático sobre la superficie a recubrir.
Tratamiento superficial con láser. El láser se emplea como medio de calentamiento selectivo pues permite irradiar pequeñas superficies en pocos segundos, llevándolas al estado austenítico y templando por enfriamiento rápido posterior.
El temple por láser permite obtener superficies duras y resistentes capaces de soportar fatiga y desgaste.
Bombardeo iónico. El bombardeo iónico de superficies consiste en acelerar iones y hacerlos impactar sobre la superficie del material a tratar.
Los iones son átomos a los que se les ha arrancado uno o más de sus electrones y quedan cargados eléctricamente, imprescindible para poder acelerarlos mediante campos magnéticos.
La superficie de una pieza después de su elaboración ya sea por deformación plástica o por arranque de viruta tiene el aspecto indicado en la siguiente figura:
La parte externa muestra el material deformado por la herramienta de corte o matriz de forma. La capa deformada puede contener contaminantes procedentes de los aceites de corte, polvo, virutas o capa de óxido.
En aplicaciones industriales las imperfecciones superficiales o rugosidad y los contaminantes hacen necesario tratar la superficie metálica con el fin de evitar fenómenos de fricción, desgaste, corrosión y/o fatiga.
La ingeniería de superficies es una nueva disciplina que trata las técnicas o procedimientos clásicos y modernos en los tratamientos superficiales y recubrimientos de los materiales. Desde tratamientos termoquímicos tradicionales, tecnologías de vacío (PVD y eVO), haces de iones o tecnologías láser y plasma, entre otras.
En los tratamientos superficiales se modifica la composición y la estructura superficial del material. Mientras que los recubrimientos adicionan un material diferente sobre la superficie a proteger. En ambos casos se incrementa la resistencia de la superficie del material para incrementar su vida en servicio, retardando fenómenos como la fatiga, oxidación o desgaste.
- Recubrimiento. Deposición de una capa dura sobre la pieza a tratar.
- Recubrimientos por conversión. Formación de capas superficiales de óxido, fosfatos o cromados que protegen al material de la corrosión. Los más empleados son el anodinado (del aluminio y titanio), pavonado, fosfatado y cromatado.
- Recubrimiento por chapado. La protección del metal base se realiza mediante láminas que lo protegen frente a la corrosión. El acero se recubre con chapas de acero inoxidable, latón, níquel y cobre. La aplicación de las láminas se realiza por laminación conjunta del metal base y del recubrimiento.
- Tratamiento termoquímico. La superficie de la pieza tratada es modificada químicamente por la adición de carbono o nitrógeno que aumenta la dureza. Los tratamientos térmicos posteriores endurecen la superficie.
- Temple superficial. La superficie de la pieza es calentada rápidamente hasta el estado austenítico a una profundidad controlada y es enfriada rápidamente. Se endurece un espesor determinado manteniendo el núcleo con las mismas características iniciales. Se distingue el temple a la llama o flameado y el temple por inducción.
- Deposición por inmersión. La superficie a endurecer es recubierta por capas duras de espesor controlado por procedimientos electrolíticos. La pieza a recubrir actúa como cátodo y el material de aportación como ánodo.
- Metalización. Consiste en aportar el material de recubrimiento sobre la pieza a tratar mediante su aportación por medio de una pistola de pulverización. La pistola proyecta el material en estado fundido.
- Endurecimiento por deformación plástica. La deformación plástica confiere acritud al material conformado.
- Deformación plástica superficial. La proyección de granallas o bolas a elevada velocidad sobre la superficie de la pieza la endurece por deformación plástica.
- Pinturas. Recubrimiento en forma de capas finas formadas por la aplicación de un polvo en suspensión sobre una mezcla líquida que al evaporarse o por reacción forma la capa impermeable y adherente que decora y protege al material base.
- Recubrimiento por CVD (Chemical Vapour Deposition). Deposición de recubrimientos duro por deposición del material en fase vapor a temperaturas cercanas a los 1000°C. Seguido por un tratamiento térmico en vacío según el tipo de material. Las capas obtenidas son duras y adherentes.
- Recubrimiento por PVD (Physical Vapour Deposition). Es la deposición física de materiales duros a temperaturas de entre 200 y 500°C. Se emplea en el recubrimiento de herramientas de corte.
2. Endurecimiento por deformación plástica (en frío y en caliente).
La deformación plástica, ya sea en frío o en caliente, provoca el endurecimiento del metal tratado por el incremento de la densidad de dislocaciones. El tratamiento térmico de recocido permite eliminar o modificar la acritud causada por la deformación plástica y controlar el grado de dureza final del material.
En la anterior figura se observan las primeras tres etapas en la conformación de tornillos por deformación plástica y se ve la variación de las propiedades mecánicas con el trabajo en frio. La ductibilidad disminuye con la deformación plástica en frío mientras que la dureza y la resistencia aumentan.
En los procesos de fabricación mecánica en los que se produce la conformación por deformación plástica se controlan las propiedades finales del producto por la combinación de deformación y recocido.
En un ensayo de tracción uniaxial, cuando se sobrepasa el límite elástico y la probeta es descargada, acumula cierta deformación plástica permanente además de endurecerse por acritud. Si después de la deformación la probeta vuelve a cargarse uniaxialmente, se observa que el límite elástico y la resistencia a la tracción son más altos y el metal tiene menor ductilidad. Así, los procesos de deformación plástica acumulan dureza y fragilidad al deformar el material.
El coeficiente de acritud depende de la estructura cristalina por definir el número de planos de fácil deslizamiento de las dislocaciones. Así, los metales con estructuras hexagonal compacta (HC) tienen menor coeficiente de acritud, le siguen los metales con estructura cúbica centrada en el cuerpo (BCC) y los mejores son los metales con estructura cúbica centrada en las caras (FCC). Esta es la razón por la que el grado de deformación y de endurecimiento admitido por distintos metales no es igual.
El porcentaje de trabajo en frio sufrido en la conformación se determina en función de la relación porcentual de las áreas iniciales y finales de la pieza procesada. (Tema 1. Ductibilidad).
La deformación plástica en frío tiene ventajas muy beneficiosas para las piezas conformadas. Se tienen excelentes acabados superficiales y buenas tolerancias dimensionales al mismo tiempo que el proceso es relativamente económico. Sin embargo, la ductilidad, conductividad y resistencia a la corrosión disminuyen con el trabajo en frío.
La mayoría de las piezas conformadas por deformación plástica en frío adquieren acritud y un gran endurecimiento. Por ello, en la mayoría de los casos deben tratarse térmicamente con un recocido contra acritud. El recocido regula el endurecimiento y otras propiedades adquiridas durante la deformación. Se realiza en tres etapas:
a) Recuperación. Se efectúa a bajas temperaturas y elimina las tensiones internas que adquiere el material durante su conformación. Recupera la conductividad.
b) Recristalización. A temperaturas mayores. Elimina por completo el endurecimiento por disminuir la densidad de dislocaciones.
c) Crecimiento de grano. Se produce a mayor temperatura.
El trabajo en caliente permite realizar grandes deformaciones plásticas sin fragilizar al material. En este procedimiento se combinan los efectos endurecedores de la deformación y los efectos del ablandamiento por la temperatura.
Los materiales superplásticos pueden estirarse grandes magnitudes sin sufrir estricción ni rotura durante su conformado. Es el caso de la aleación eutéctica estaño-plomo, algunos aceros inoxidables y ciertas aleaciones de titanio.
3. Tratamientos termoquímicos de los metales
Los tratamientos termoquímicos son procedimientos normalizados en los que además de practicar calentamientos y enfriamientos se modifica la composición química superficial de las piezas tratadas por la adición de carbono, nitrógeno, azufre, etc.
La modificación de la composición química superficial de la pieza se realiza para conseguir superficies duras y mejorar su comportamiento al desgaste y a la penetración. Al ser tratamientos que únicamente modifican la capa exterior de las piezas tratadas, el núcleo no se verá modificado y será tenaz.
Los principales tratamientos termoquímicos son la cementación, nitruración, cianuración, carbonitruración y sulfinuzación.
- Cementación. Consiste en adicionar carbono a la superficie de la pieza a tratar a temperaturas superiores a la crítica Ac3. Se aplica a aceros hipoeutectoides (bajo contenido de carbono) y se consiguen incrementos de dureza superficial y muy buena tenacidad en el núcleo después de practicar la difusión de los átomos de carbono y practicar un temple. La martensita obtenida en la superficie por el incremento de carbono que permite desplazar las curvas TTT hacia la derecha, mientras que en el núcleo la penetración del temple es prácticamente nula.
- Nitruración. El endurecimiento se produce por la difusión de nitrógeno a la capa superficial de la pieza tratada a temperaturas cercanas a los 520°C. Se consigue elevada dureza superficial y excelente resistencia a la corrosión.
- Cianuración. Es un procedimiento mixto (cementación + nitruración), puesto que el endurecimiento superficial se produce por la difusión simultánea de carbono (como en la cementación) y nitrógeno (como en la nitruración), a elevadas temperaturas (500-900°C). De este modo se consiguen superficies resistentes al desgaste y a la corrosión.
- Carbonitruración. Se trata de un procedimiento semejante al anterior (adición de carbono y nitrógeno) para mejorar las propiedades superficiales de resistencia al desgaste y corrosión, pero la forma de practicarlo es diferente. Mientras que en la cianuración se realiza en atmósferas gaseosas, en la carbonitruración se practica en baños de cianuro.
- Sulfinuzación. Se introduce en la superficie de la pieza a tratar carbono, nitrógeno y elevadas concentraciones de azufre por procedimientos de difusión en baños a temperaturas cercanas a las 570°C. El objeto del tratamiento consiste en mejorar la resistencia al desgaste sin aumentar apreciablemente la dureza y favoreciendo la lubricación.
Existen otros procedimientos como la silización (silicio), boruración (boro), cementación de metales (zinc, aluminio, cromo, estaño, cobalto, molibdeno, titanio, etc.), sherardización (zinc), calorización (aluminio) y cromización (cromo), entre otros.
3.1. Cementación
Es un tratamiento termoquímico que permite obtener piezas con gran resistencia superficial y núcleo tenaz en los aceros de entre 0,10 y 0,20% de carbono.
Consiste en adicionar carbono a la superficie de la pieza a tratar mediante procedimientos de difusión a temperaturas de austenización. La adición de carbono provoca el incremento de éste, en la capa superficial de la pieza, por lo que después de la cementación, se practica un temple obteniendo de esta forma superficies duras y resistentes al desgaste, junto con buena ductilidad y resiliencia del núcleo.
La pieza a tratar con bajo contenido de carbono recibe por procesos difusivos el carbono procedente del agente de carburización a temperaturas comprendidas entre los 850 y los 950°C. La penetración del carbono en la estructura austenítica del acero se mejora con el tratamiento a elevada temperatura donde el carbono tiene mayor solubilidad en la austenita. Mayores temperaturas y tiempos consiguen difusiones más profundas con espesores más grandes de la capa cementada. El temple posterior mantiene el núcleo tenaz y la superficie dura.
La cementación puede practicarse de diferentes formas en función del tipo de cementante empleado (sólido, líquido y gaseoso) y puede practicarse varios tratamientos térmicos al finalizar la cementación en función de la composición del acero tratado (de baja, media y alta aleación).
Los factores que deben tenerse en cuenta al practicar una cementación son la composición del acero a cementar, los tipos de cementantes utilizados, la temperatura de cementación seleccionada y los tiempos empleados para provocar la difusión de los átomos de carbono.
Composición del acero a cementar. Los aceros más empleados son los de bajo contenido de carbono (inferior a 0,30% C).
También se emplean aceros aleados con cromo, níquel y molibdeno. Los elementos de aleación desplazan las curvas TTT hacia la derecha aumentando la templabilidad y facilitando al mismo tiempo el temple en aceite y en piezas de espesor considerable. Los aceros de alta aleación con más de un 5% de elementos de aleación aumentan mucho más la templabilidad por lo que se emplean en piezas de gran volumen.
Tipos de cementantes. El cementante debe difundir carbono a la superficie de la pieza en estado atómico.
Pueden utilizarse cementantes sólidos (cementantes Caron), cementantes líquidos (cianuro sódico, cloruro bárico, cloruro sódico y carbonato sódico), y cementantes gaseosos (metano, propano y butano como gas activo y óxidos de carbono, nitrógeno e hidrógeno como gas portador). Los tipos de cementación son:
- La cementación sólida se realiza en un horno con el cementante Caran (60% carbón vegetal y un 40% de carbonato de bario), que rodea la pieza a cementar. El conjunto se introduce en una caja con cierre para evitar la entrada directa del fuego.
- En la cementación gaseosa (carburización al gas) se hace circular un gas sobre la pieza a calentar.
- La cementación líquida o por inmersión consiste en introducir la pieza a tratar en un baño caliente de sal de cianuro. El cianuro puede liberar nitrógeno obteniéndose un doble efecto, la carburización y la nitruración.
Temperatura de cementación. La temperatura de cementación debe estar comprendida entre la Ac3 (por encima de la temperatura crítica) y los 1000°C. Las altas temperaturas favorecen el proceso de difusión debido a que incrementa la movilidad y energía de los átomos favoreciendo la migración de los mismos, sin embargo, el incremento descontrolado de la temperatura puede provocar el sobrecalentamiento y el incremento del tamaño de grano.
Tiempo de cementación. El tiempo de cementación influye en el espesor de la capa cementada. Mayores tiempos de contacto con el cementante conseguirá capas de espesor mayor. Debe tenerse en cuenta que la relación tiempo-espesor no es lineal sino parabólica, lo que nos indica que a medida que transcurre el tiempo el espesor de la capa crecerá de forma más lenta debido a la saturación de átomos de carbono en la capa de la pieza tratada.
3.2. Nitruración
Es un procedimiento de endurecimiento superficial donde el elemento a difundir es el nitrógeno. La absorción de éste por parte del acero se produce cuando el acero contiene los elementos de aleación adecuados que permiten formar nitruros de gran dureza. Los principales elementos de aleación son el aluminio, el cromo y el vanadio.
La nitruración se realiza a temperaturas cercanas a los 550°C en atmósfera gaseosa de amoniaco (NH3) durante un período de entre 25 y 100 horas en función del espesor de la capa requerida. A esas temperaturas, el gas de amoníaco (NH3) se disocia y libera nitrógeno atómico capaz de difundir en el hierro. El nitrógeno al combinarse con los elementos de aleación forma nitruros que dan elevada dureza.
Mediante la nitruración se consiguen los siguientes efectos:
a) Capas superficiales duras sin necesidad de tratar térmicamente a la pieza después de la difusión.
b) Las capas creadas son resistentes al desgaste y con bajo coeficiente de rozamiento.
c) Ausencia de deformación superficial, grietas u otros defectos por no tener tensiones residuales en las piezas.
Los efectos conseguidos permiten emplear la nitruración en piezas que requieran capas duras, resistentes al desgaste y con buen coeficiente de rozamiento como son engranajes, cigüeñales y herramientas de metrología.
En la nitruración deben tenerse en cuenta cuatro factores: composición química del acero, propiedades del agente nitrurante, temperatura y tiempo de exposición.
Composición química del acero. Los aceros que admiten nitruración deben contener elementos de aleación como el aluminio, vanadio y cromo, ya que el nitrógeno forma nitruros con ellos e incrementa sustancialmente su dureza.
Agente nitrurante. El amoníaco (NH3) es el responsable de la producción de nitrógeno atómico que difunde en el acero. El caudal del gas y la temperatura son factores a tener en cuenta.
Temperatura y tiempo. La temperatura de descomposición del amoniaco es de 525°C. Temperaturas mayores pueden descomponer los nitruros formados y eliminar la dureza conseguida. Los tiempos de nitruración dependen de la profundidad de la capa deseada. Diez horas de tratamiento produce una capa nitrurada de aproximadamente 0,1 mm.
3.3. Carbonitruración
Es otro procedimiento de endurecimiento superficial cuyo objeto es obtener capas duras y resistentes por la adición superficial de carbono y nitrógeno. Puede considerarse un tratamiento mixto de cementación y nitruración y podría compararse con la cementación líquida.
El proceso se realiza a temperaturas comprendidas entre 660 y 860°C en atmósferas de hidrocarburos, amoníaco y óxidos de carbono. La difusión del carbono y nitrógeno y el tratamiento térmico de temple posterior permite obtener excelentes propiedades superficiales.
3.4. Cianuración
Es la creación de una capa superficial rica en nitrógeno y carbono por la difusión de estos elementos de un baño líquido. El baño es una mezcla de cloruro, cianuro y carbonato sódico y la temperatura del proceso está comprendida entre 800 y 900°C.
Después de la difusión del nitrógeno y del carbono se templan las piezas tratadas y el incremento de la dureza obtenido es debido a la transformación martensítica superficial y no a la formación de nitruros. El nitrógeno se disuelve en la austenita y disminuye la temperatura de inicio de transformación martensítica (Ms), favoreciendo la templabiliad y necesitando enfriamientos menos energéticos (aire).
3.5. Sulfinización
El tratamiento termoquímico se produce por la creación de una capa superficial rica en azufre, nitrógeno y carbono. La capa sulfinuzada (rica en azufre) no incrementa la dureza superficial de la pieza pero mejora su resistencia al desgaste y lubricación evitando fallos como el gripado de los elementos móviles.
El desgaste de las capas superficiales provoca que la capa rica en azufre no sea eliminada sino que migre hacia el núcleo de la pieza manteniendo sus propiedades de forma permanente. Se emplea en el tratamiento de herramientas de corte y en todas aquellas aplicaciones que están sometidas a desgaste continuo.
3.6. Otros procedimientos
Otros tratamientos termoquímicos que introducen elementos por difusión en la superficie de las piezas son la silización, boruración, sherardización y cromización, entre otros.
4. Tratamientos termoquímicos de los metales
Son tratamientos térmicos que afectan únicamente a la superficie de la pieza tratada, dejando el núcleo intacto con la estructura y las propiedades iniciales.
Con el temple por inducción y el temple a la llama se obtienen piezas de elevada dureza superficial (hasta 6 mm de profundidad), elevada resistencia a la fatiga y al desgaste, manteniendo el núcleo flexible y dúctil, pues no llega a endurecerse durante el tratamiento.
Permite endurecer zonas delimitadas de una pieza, dejando el resto sin tratar. Así se templan engranajes, cigüeñales y semiejes.
4.1. Temple por inducción
Utiliza un inductor formado por varias espiras de cobre que adoptan la forma de la zona a templar (circular, cuadrada, etc.). Por el inductor pasa una corriente de alta frecuencia (100-500000 Hz.), que por las corrientes inducidas de Foucoult, calienta a elevada temperatura la zona seleccionada de la pieza.
Se pueden realizar calentamientos muy rápidos a elevadas temperaturas acortando el tiempo de temple. Para ello se requieren aceros con microestructuras que permitan que los carburos puedan disolverse rápidamente en la austenita, ya que en estos casos la difusión es más rápida. Los carburos deben ser pequeños y estar homogeneamente repartidos por toda la estructura. Es típico de los aceros hipoeutectonides (0,4 - 0,5% C) normalizados o recocidos, con estructura formada por perlita y ferrita.
Los aceros con carburos grandes no son apropiados para el temple por inducción ya que necesitan temperaturas de más de 150°C por encima de AC3 para poder disolverlos en la austenita y obtener una estructura uniforme previa al enfriamiento. Las altas temperaturas a las que debe llevarse la superficie de la pieza provocan el crecimiento de grano austenítico y la obtención, después del enfriamiento, de estructuras bastas de martensita y austenita retenida no transformada.
La dureza de la capa templada depende del porcentaje de carbono superficial del acero. Se emplean aceros de 0,4 y 0,5% C a los que previamente se les ha realizado un bonificado o normalizado. Después del temple por inducción las piezas deben ser revenidas a 200°C para minimizar el tensionado de la martensita.
4.2. Temple a la llama o endurecimiento por flameado
Es un procedimiento de endurecimiento por temple superficial aplicado a aceros (0,3% y 0,6% C) y fundiciones que se realiza calentando la superficie mediante una llama oxiacetilénica y enfriando rápidamente.
Se emplea en grandes piezas o estructuras por el movimiento de uno o varios sopletes y enfriando con chorros de agua, aire o por inmersión en baños de agua o aceite.
Se obtienen capas templadas más profundas y duras que en los tratamientos termoquímicos y muy parecidas a las de temple por inducción. Los espesores templados dependen del tiempo en que la llama se encuentra sobre la superficie de la pieza, de la composición química, de la forma de la pieza, de la templabilidad del acero y del medio de enfriamiento. La profundidad del temple depende de la intensidad de la llama, el tiempo de calentamiento y el tamaño de la pieza. Pueden obtenerse espesores de hasta 6 milímetros.
Al igual que en el temple por inducción, después debe realizarse un revenido a 200°C para disminuir la dureza y aumentar la tenacidad.
Se emplea en los casos en los que se desea endurecer una superficie específica de una pieza sin afectar a otras ni al núcleo. También en los casos en que las piezas, por su tamaño, no puedan introducirse en un horno y realizarse un tratamiento másico.
Uno de los principales problemas es la falta de adherencia entre la capa exterior dura y el núcleo. La transición brusca entre las capas puede provocar desconchamientos por falta de adhesión. Para evitarlo se emplean aceros con menos de 0,6% C. Cuando se aplica en aceros aleados se obtiene mayor penetración del temple y menor variación de dureza entre el núcleo y la superficie.
Uno de los principales problemas es la falta de adherencia entre la capa exterior dura y el núcleo. La transición brusca entre las capas puede provocar desconchamientos por falta de adhesión. Para evitarlo se emplean aceros con menos de 0,6% C. Cuando se aplica en aceros aleados se obtiene mayor penetración del temple y menor variación de dureza entre el núcleo y la superficie.
En la siguiente figura se observa una instalación automática para la realización del flameado o temple a la llama. En la primera operación el soplete oxiacetilénico calienta la pieza. En la segunda de las etapas se enfría mediante un chorro de agua. En la segunda figura se produce el calentamiento y enfriamiento simultáneamente durante el desplazamiento de la pieza a tratar.
5. Preparación de las superficies
La preparación previa de las superficies es una etapa básica antes de crear el recubrimiento protector. Las operaciones previas son el desengrasado y decapado.
Desengrasado y decapado. El desengrasado es un procedimiento que elimina los residuos grasos procedentes del proceso de mecanización (aceites de corte y lubricantes). Se emplean disolventes orgánicos como el tricloroetileno y el percloroetileno y un rociado final con agua a presión.
El decapado es una operación mecánica realizada por la acción de un abrasivo con la que se pretende eliminar la capa de óxido superficial de las piezas tratadas o el resto de anteriores recubrimientos. Los procedimientos empleados son químicos, mecánicos y electrolíticos. El decapado químico se realiza por inmersión de las piezas en ácido sulfúrico o clorhídrico diluido. El decapado electrolítico elimina el óxido superficial de las piezas cuando éstas actúan como ánodos en un electrolito de ácido sulfúrico. El último de los procedimientos, el decapado mecánico emplea distintos tipos de muelas o telas abrasivas de dureza y tamaño de grano variable. Como abrasivos más importantes el corindón y el carburundo.
Arenado. Es otro procedimiento de eliminación de óxido superficial que consiste en la proyección de partículas abrasivas de pequeño tamaño de grano a elevada velocidad sobre la pieza a tratar con el fin de eliminar la capa de óxido superficial y mejorar la resistencia a la fatiga. Las partículas proyectadas de grano fino son de alúmina, sílice o corindón.
Shot Peenig o granallado. El objeto del granallado es doble. Se consigue eliminar la capa de óxido superficial además de incrementar la resistencia a la fatiga de la pieza tratada.
6. Recubrimientos por conversión
Formación de capas superficiales de óxido, fosfatos o cromados que protegen al material de la corrosión. Los más empleados son el anodizado (del aluminio y titanio), pavonado, fosfatado y cromatado.
Anodizado. Tratamiento por el que se genera una capa protectora y estable de óxido sobre la superficie de la pieza tratada con objeto de protegerla frente a la oxidación e incrementar su resistencia al desgaste. Se aplica a aluminio, titanio, magnesio y zinc.
El proceso consiste en colocar el metal a tratar en una cuba de electrólisis conectado al polo positivo (ánodo), como polo negativo (cátodo) un material inerte en una disolución iónica y la participación de una corriente eléctrica.
El anodizado mejora las propiedades físicas y químicas de la superficie tratada. Se incrementa la dureza superficial, la resistencia a desgaste y a la abrasión. Además la capa creada es resistente a agentes químicos y atmosféricos.
En el aluminio la capa de óxido producida es dura y adherente y se obtiene por tratamiento electrolítico donde el aluminio actúa como ánodo en una disolución electrolítica ácida (ácido sulfúrico o crómico). La capa de óxido admite ser coloreada.
Una variante es el anodizado duro que se realiza en las mismas condiciones que procedimiento habitual pero en este caso se emplean temperaturas inferiores a los 0°C y elevadas densidades de corriente. La capa obtenida es más gruesa y resistente.
Pavonado. Tratamiento por el que se deposita una capa de cloruros o sulfuros metálicos sobre la superficie de la pieza a recubrir con el objeto de mejorar su respuesta frente a la oxidación.
En los aceros la capa formada es de óxido ferroso-férrico (Fe304 y Fe203) de color azul-negro. El tratamiento se realiza en baños de sales fundidas oxidantes (nitrato sódico) a temperaturas comprendidas entre 250 y 400°C.
Fosfatado. Tratamiento por el que se obtiene una capa de fosfato sobre la superficie de la pieza a proteger además de ofrecer excelente facilidad de adhesión a pinturas.
El fosfatado se realiza por la inmersión del acero en solución de ácido fosfórico, nitrato de cinc y otras sales a temperaturas y tiempos establecidos según el proceso. La capa generada es anticorrosiva y admite el pintado posterior. Se emplea como tratamiento de acabado en carrocerías de automóviles.
Cromatado. Se obtiene una capa de óxido de cromo pasiva sobre la superficie de la pieza a proteger resistente a la corrosión. Se mejora la adherencia y la resistencia a la corrosión además de dar un acabado decorativo. Es un procedimiento de conversión económico y rápido, pero se emplea cada vez menos por sus efectos contaminantes y cancerígenos.
7. Recubrimientos por inmersión
La pieza a recubrir se sumerge en un baño con el metal protector fundido. El espesor de la capa recubierta es de entre 0,01 y 0,1 mm y la adherencia es buena. Se emplean principalmente el galvanizado y el estañado. En ambos casos el metal protector tiene un punto de fusión relativamente bajo.
Tanto en el galvanizado (capa de cinc) como en el estañado (capa de estaño) la película o capa creada sobre el material a proteger tiene dos zonas. La exterior o superficial está compuesta por el metal protector prácticamente puro. La zona interior o en contacto con el metal base estará formada por un compuesto intermetálico generado por la difusión de átomos del metal protector sobre el metal base.
Galvanizado. Consiste en recubrir el hierro o acero con una capa de cinc. El proceso se realiza por inmersión de la pieza a recubrir en un baño de cinc caliente en estado fundido a unos 450°C. El cinc es anódico respecto del hierro por lo que el acero queda protegido frente a la corrosión atmosférica y agua aunque la capa de recubrimiento no sea homogénea.
El recubrimiento conseguido por el galvanizado presenta una excelente adherencia porque el cinc se alea con el acero base. La protección frente a la corrosión conseguida incrementa la vida en servicio de las piezas tratadas hasta 8 años más sin necesidad de mantenimiento y en condiciones atmosféricas adversas. El tiempo de protección es proporcional al espesor de la capa y el tipo de atmósfera.
Las ventajas del galvanizado frente a otros tratamientos se deben a la excelente tenacidad del recubrimiento ya que el cinc se une al acero base por la formación de una capa de aleación cinc-hierro. El recubrimiento es resistente al choque y a la abrasión. La protección anticorrosiva se debe a su acción catódica frente al hierro y no es necesario que el acero quede completamente recubierto para su protección catódica. Además admite soldadura y pintura.
Estañado. El recubrimiento generado sobre la superficie de la pieza a proteger es de estaño. El proceso se realiza por inmersión de la pieza a recubrir en un baño caliente de estaño fundido. El estañado mejora el comportamiento de las superficies tratadas frente a la corrosión atmosférica y las disoluciones acuosas neutras.
Emplomado. El recubrimiento generado sobre la superficie de la pieza a proteger está formado por una aleación plomo-estaño ya que el plomo puro no forma aleación con el hierro y dificulta su adhesión metalúrgica.
Aluminizado. El recubrimiento es de aluminio y se emplea en la protección del acero. Es resistente a la corrosión y ofrece un buen aspecto superficial.
El procedimiento de inmersión del acero en aluminio es posterior a la deposición inicial de una capa de cinc o estaño que mejora la adherencia del aluminio y evita la oxidación del material base.
8. Recubrimientos electrolíticos
También denominados tratamientos galvánicos. Producen una película protectora de níquel, cobre, cromo o cinc de entre 0,001 y 0,01 milímetros sobre la pieza a proteger actuando ésta como cátodo y el metal protector como ánodo en un electrolito con elevada concentración del metal en forma de sulfatos o cianuro.
Los principales tratamientos son el cincado, niquelado, cromado, cobreado y cadmiado.
Cincado. Permite obtener un recubrimiento electrolítico de cinc sobre las superficies de la pieza a proteger. El cinc ofrece una excelente resistencia a la corrosión, acabado uniforme y brillante.
La pieza a proteger se sumerge en un electrolito de sulfato de cinc y cloruro amónico actuando como cátodo y el cinc, metal protector, actuando como ánodo. El hierro recubierto con cinc queda protegido por tener menor potencial electroquímico de forma que se corroerá y el hierro permanecerá inalterado.
Niquelado. El recubrimiento electrolítico se realiza con níquel y las piezas a recubrir pueden ser de hierro, acero, cobre, aluminio y latón. Se obtienen capas resistentes a la corrosión y con acabado brillante y uniforme. El electrolito empleado en el niquelado es el sulfato de níquel, ácido bórico y cloruro de níquel. En ocasiones se recubren las piezas con cobre (cobreado) para crear una cada fina, homogénea y proteger el metal base de la corrosión después de depositar níquel.
Cromado. El cromo es el metal empleado como recubrimiento. Confiere mayor dureza que el níquel y el cinc al mismo tiempo que presenta una excelente resistencia a la corrosión con espesores de capa de 0,001 milímetros.
La pieza a recurrir actúa como cátodo inmerso en un electrolito formado por una solución de ácido crómico y sulfúrico diluido. El cromo actúa como ánodo. Para una mejor adherencia del cromo se suelen niquelar las piezas previamente.
Cromado duro. Se realiza de forma semejante al cromado pero con densidades de corriente y temperaturas del electrolito mayores. Se obtienen mayores espesores de la capa (0,05 a 0,1 milímetros) y mejores propiedades.
El cromado duro confiere mayor dureza, gran resistencia al desgaste y excelente resistencia a la corrosión. Además, las piezas tratadas pueden ser mecanizadas por rectificado ajustándose a las tolerancias de fabricación y pueden ser pulidas para obtener acabados con textura, mates o brillantes.
Cobreado. Se emplea cobre como recubrimiento en un electrolito formado por una solución de sulfato de cobre y ácido sulfúrico. Como cátodo la pieza a proteger y como ánodo cobre puro. El cobreado se realiza para preparar las superficies antes de realizar el niquelado y para proteger las superficies de las piezas de acero que deban someterse a tratamientos termoquímicos como la cementación, nitruración, cianuración, etc.
9. Recubrimientos por metalización
Técnica de recubrimiento por deposición, por proyección de un metal en estado líquido sobre la superficie del material a proteger. La proyección se realiza después de llevar al material protector por encima de su temperatura de fusión y proyectarlo a elevada velocidad sobre la pieza. La solidificación posterior genera el recubrimiento. Como metal protector puede emplearse cinc, plomo y aluminio.
El pulverizador está formado por un soplete encargado de fundir el material de recubrimiento y una fuente impulsora (aire comprimido). En función del procedimiento de fusión y del medio de proyección se distinguen varias técnicas de metalización por proyección: proyección a la llama, proyección por arco eléctrico y proyección por plasma.
Con los recubrimientos por metalización se mejora la resistencia a la corrosión y al desgaste. Además se utiliza para recargar piezas desgastadas y mejorar el aspecto decorativo superficial.
10. Recubrimientos superficiales modernos
Se distinguen técnicas más sofisticadas de recubrimientos superficiales de entre las que se destacan: CVD o Deposición Química en Vapor, PVD o Deposición Física en Vapor, HVOF o la proyección térmica a elevada velocidad, la proyección por plasma, el tratamiento superficial con láser y el bombardeo iónico.
CVD o Deposición Química en Vapor. Deposición de recubrimiento duro por deposición del material en fase vapor a temperaturas cercanas a los 1000°C. Seguido por un tratamiento térmico en vacío según el tipo de material.
Se consiguen recubrimientos de elevada dureza, adherentes, de espesores comprendidos entre 5 y 10 µm. La principal aplicación es el recubrimiento de herramientas de deformación plástica en frío.
PVD o Deposición Física en Vapor. Es la deposición física de materiales duros a temperaturas inferiores al CVD comprendidas entre 200 y 500°C. Se emplea en el recubrimiento de herramientas de arranque de viruta y estampación.
El recubrimiento se realiza por la evaporación de la aleación o metal a depositar y su deposición sobre la superficie a recubrir. Se emplean dos técnicas de evaporación: la evaporación por arco eléctrico y el pulverizado o sputtering. La primera técnica genera capas adherentes y duras mientras que la segunda crea recubrimientos de baja rugosidad.
El recubrimiento es estable dimensionalmente. Mejora la resistencia al desgaste abrasivo, adhesivo y a la corrosión.
HVOF o la proyección térmica a elevada velocidad. Permite obtener un recubrimiento mediante la proyección de partículas en estado fundido a elevada velocidad. Para ello se hacen reaccionar dos gases (comburente: oxígeno y combustible: propano) generando una onda de combustión exotérmica donde los gases pueden alcanzar velocidades muy elevadas y temperaturas de hasta 3000°C.
La reacción de los gases se realiza dentro de una pistola de proyección, en la zona de combustión. Una chispa eléctrica provoca la ignición de los gases dentro de la pequeña zona de combustión incrementando la presión y evacuando los gases a elevada velocidad por el cañón de proyección.
Las temperaturas alcanzadas en HVOF son menores que en otros procesos (Plasma) por lo que permite proyectar materiales que puedan degradarse térmicamente. La alta velocidad garantiza una buena adherencia, baja porosidad y elevada densidad de la película recubierta.
La proyección térmica se emplea cuando es necesario mejorar las propiedades superficiales de piezas que estén sometidas a desgaste, oxidación o corrosión.
La proyección por plasma. La proyección por plasma permite crear un recubrimiento sobre el substrato del material a proteger mediante la proyección de un material protector a elevada temperatura.
Los materiales empleados en la proyección por plasma son muy variadas, desde metales y aleaciones, cerámicas e incluso plásticos.
La técnica consiste en proyectar el material en forma de material fundido sobre la superficie a proteger mediante el empleo de una llama es estado plasmático (12500°C). El material fundido solidifica sobre el substrato a proteger y por la elevada velocidad de impacto genera un recubrimiento compacto.
La generación de la llama plasmática se realiza en una pistola (pistola de proyección por plasma) en la que se hacen pasar un gas inerte (argón o nitrógeno) por un arco eléctrico generado entre dos electrodos. El gas, debido al arco eléctrico, se disocia transformándose en ión y electrones muy energéticos (llama plasmática).
El material protector se introduce en la pistola en forma de polvo y es acelerado, fundido y proyectado por el haz plasmático sobre la superficie a recubrir.
Tratamiento superficial con láser. El láser se emplea como medio de calentamiento selectivo pues permite irradiar pequeñas superficies en pocos segundos, llevándolas al estado austenítico y templando por enfriamiento rápido posterior.
El temple por láser permite obtener superficies duras y resistentes capaces de soportar fatiga y desgaste.
Bombardeo iónico. El bombardeo iónico de superficies consiste en acelerar iones y hacerlos impactar sobre la superficie del material a tratar.
Los iones son átomos a los que se les ha arrancado uno o más de sus electrones y quedan cargados eléctricamente, imprescindible para poder acelerarlos mediante campos magnéticos.
Curvas TTT/TEC y tratamientos térmicos
1. Curvas tiempo, temperatura y transformación.
El diagrama Fe-C representa la transformación de la austenita cuando los enfriamientos son lentos o de equilibrio. Los productos finales de la transformación de la austenita en los aceros son la ferrita, cementita y la perlita.
Los enfriamientos rápidos de la austenita para obtener martensita no siguen el diagrama de equilibrio Fe-C por ser productos que no están en equilibrio. En estos casos el empleo del diagrama de equilibrio Fe-C no tiene sentido y en su lugar deben utilizarse las curvas “S” o diagramas TTT en el estudio de los tratamientos térmicos de temple, normalizado y recocido.
Los diagrama TTT (tiempo, temperatura y transformación) representan el tiempo necesario para transformar de forma isotérmica la austenita a una temperatura subcrítica específica y el producto de dicha transformación. Según el procedimiento seguido en el enfriamiento de la austenita se distinguen las transformaciones isotérmicas (curvas TTT) y las transformaciones por enfriamiento continuo (Curvas TEC).
Figura 1: Diagrama TTT para un acero eutectoide
• Curvas TTT. Enfriamiento isotérmico. Registran como se transforma la austenita en un enfriamiento isotérmico y muestra los constituyentes y sus propiedades mecánicas (dureza y resistencia a la tracción) obtenidos a diferentes tiempos de transformación.
• Curvas TEC. Enfriamiento continuo. Registran la transformación de la austenita cuando el enfriamiento hasta temperatura ambiente se realiza de forma continua.
Cada acero tiene sus propias curvas TTT o TEC y se diferencian de otros materiales por la capacidad de templabilidad y los constituyentes obtenidos a diferentes tiempos y temperaturas. Son necesarias cuando se pretende tratar térmicamente un acero y obtener unas propiedades mecánicas determinadas.
Las curvas TTT son representaciones importantes porque ayudan a conocer la forma de tratar térmicamente los diversos aceros para obtener las propiedades mecánicas deseadas en cada caso. Además de indicar cuanto tiempo se necesitará para que empiece la transformación a una temperatura subcrítica definida y cuanto tiempo necesitará para que la austenita esté completamente transformada. Además de los tiempos de transformación el diagrama informa sobre la constitución final obtenida, su dureza y en algunos casos su resistencia mecánica.
En el eje de abcisas se representa en escala logarítmica el tiempo de transformación en segundos. El eje de ordenadas, en su parte izquierda, indica las temperaturas de transformación y, en su parte derecha, puede incluirse el producto final obtenido y algunas propiedades mecánicas como la dureza o la resistencia mecánica.
Para su construcción deben realizarse, sobre el mismo material, estudios experimentales, basados en la congelación de la estructura austenítica a diferentes temperaturas y tiempos predeterminados. Evaluando en cada caso, su estructura metalográfica, los constituyentes obtenidos y la dureza del mismo. Los métodos metalográficos y dilatométricos son los más empleados en la construcción de las curvas “S”.
Método metalográfico. Consiste en calentar un conjunto de probetas del mismo material hasta su estado austenítico. Seguidamente se pasan a un baño de plomo o de sales a la temperatura de estudio. La extracción de las probetas a diferentes tiempos y su enfriamiento rápido permite que la austenita no transformada se convierta en martensita conservando los constituyentes obtenidos de forma isotérmica. La observación metalográfica posterior permite calcular el porcentaje de austenita transformada, su estructura y el porcentaje de austenita no transformada (martensita) para una misma temperatura y diferentes tiempos.
Método dilatométrico. La variación de la longitud de las probetas debido a las dilataciones-contracciones permiten conocer el tiempo requerido para que se produzca el inicio y fin de la transformación de las austenita. Los cambios volumétricos son debidos a las modificaciones microestructurales y son registrados por medio de un reloj micrométrico.
En la figura 2 se presenta el procedimiento de obtención de una curva TTT. En el eje de ordenadas se representa la temperatura y en el de abcisas el tiempo en escala logarítmica. La transformación isotérmica de la austenita se produce para cada una de las temperaturas del gráfico entre las líneas gruesas de inicio y fin de transformación. La línea más cercana al eje de ordenadas representa la de inicio de transformación mientras que la más lejana muestra el fin de la transformación. La línea discontinua representa el 50% de la transformación para cada una de las temperaturas.
Figura 2: Construcción del diagrama TTT para un acero
Entre las líneas de inicio y fin de transformación se tiene una línea discontinua que representa el 50% de la transformación de la austenita. La Cs representa la temperatura crítica superior, por encima de la cual la austenita es estable. Ms y Mf representan el inicio y fin de la transformación martensítica, respectivamente.
En el diagrama de la figura 3 se aprecia que entre la línea crítica superior (Cs) y la línea de inicio de transformación, la austenita es estable. Una vez pasada la curva de inicio de transformación ésta empieza a descomponerse para transformar, de forma isotérmica, en agregados de ferrita y cementita (parte superior del diagrama TTT).
Cuando la temperatura de transformación isotérmica se realiza a temperaturas próximas a la crítica superior (enfriamiento casi de equilibrio) se obtiene perlita gruesa. En este caso se necesitan algunos minutos para su inicio y más de un mes para su transformación total.
Figura 3: Diagrama TTT de un acero eutectoide (o,89% C)
Si el mismo enfriamiento isotérmico se realiza a temperaturas más bajas, de entre 500 y 600° C (nariz de la curva) el tiempo de transformación se reduce considerablemente (minutos) y el constituyente final obtenido es perlita fina. A temperaturas más bajas el comienzo de la transformación se retarda y el tiempo requerido para su transformación total aumenta. Los productos de la transformación son la bainita.
El incremento de la velocidad de enfriamiento provoca que los átomos sólo puedan difundir distancias cortas y la estructura final es más fina. La perlita fina se obtiene por enfriamiento más rápido que la perlita gruesa siendo sus propiedades mecánicas (límite elástico y resistencia a la tracción) mayores.
Figura 4: Distribución laminar de la perlita (Feα+Fe3C). Perlita fina y perlita gruesa
Cuando el enfriamiento es más lento (temperatura de enfriamiento isotérmica más alta) el proceso de difusión de los átomos de carbono en la austenita se realiza hacia la cementita (Fe3C) mientras que la difusión del hierro se produce hacia la ferrita (Feα). La distribución de los átomos en forma de láminas gruesas se debe al mayor tiempo de difusión disponible.
1.1. Constituyentes de la transformación isotérmica de la austenita
En la transformación de la austenita a temperatura constante pueden obtenerse tres estructuras típicas que dependen de la temperatura del tratamiento y que a su vez dividen el diagrama TTT en tres zonas distintas:
- Zona superior. Cerca de la temperatura crítica superior. Se obtiene perlita gruesa y perlita fina.
- Zona intermedia. Se obtiene vainita.
- Zona inferior. Se obtiene martensita.
En el mismo diagrama se incluyen las durezas obtenidas en cada uno de los enfriamientos. Para temperaturas de transformación bajas se obtienen mayores durezas. Así, la martensita es más dura que la bainita y ésta más dura que la perlita, cuyos enfriamientos son más lentos.
Ejercicio resuelto 1
Determinar sobre el gráfico el siguiente enfriamiento isotérmico para un acero de un 0,7% de carbono.
a) Enfriamiento rápido desde el estado austenítico (Fey) hasta los 450°C, mantenimiento isotérmico a 450°C durante 18 segundos y enfriamiento rápido hasta temperatura ambiente.
b) Enfriamiento rápido desde el estado austenítico (Fey) hasta los 300°C, mantenimiento isotérmico a 300°C durante 4 horas.
Solución:
En el primer enfriamiento se obtiene un 50% de perlita fina y un 50% de martensita. En el segundo enfriamiento se obtiene bainita.
Ejercicio resuelto 2
Determinar sobre el gráfico los siguientes enfriamientos para un acero hipereutectoide inicialmente en estado austenítico e indicar de forma cualitativa los constituyentes obtenidos en la transformación:
a) Temple con agua hasta temperatura ambiente.
b) Enfriamiento rápido hasta los 600°C y mantenimiento durante 20 segundos. Posterior enfriamiento rápido hasta temperatura ambiente.
c) Enfriamiento rápido hasta 350°C y mantenimiento a esa temperatura durante 8 minutos. A continuación se practica un enfriamiento rápido hasta temperatura ambiente.
Solución:
En el primer caso se obtiene un 100% de martensita siguiendo la curva de enfriamiento A. Para el segundo enfriamiento se obtiene un 50% de perlita gruesa y un 50% de martensita (curva B). En el último de los enfriamientos se obtiene un 50% de bainita y un 50% de martensita (curva C). La martensita obtenida en cada uno de los tres casos se obtiene siempre y cuando se cruce la curva Mf.
1.2. Modificación de la posición y forma de las curvas TTT
Los siguientes diagramas TTT muestran las curvas de inicio y fin de transformación para dos aceros con diferentes porcentajes de carbono. Los aceros hipoeutectoides (0,008 - 0,89% C) tienen las curvas TTT muy cerca del eje de ordenadas mientras que los aceros hipereutectoides (0,89 - 1,76% C) las tienen más alejadas. En este último caso se dice que el acero tiene mayor templabilidad o facilidad de temple, puesto que puede obtenerse martensita con enfriamientos menos energéticos o rápidos.
Como puede verse el porcentaje de carbono de un acero es un factor que afecta a la posición de las curvas en el diagrama y por lo tanto a su templabilidad. Sin embargo, hay otros factores que pueden modificar la posición y forma de las curvas, y facilitar su tratamiento térmico. De entre ellos se destacan:
a) Composición química del acero. O porcentaje de carbono. Desplaza las curvas TTT hacia la derecha sin llegar a modificar excesivamente su forma. Los elementos de aleación adicionados al acero también pueden llegar a modificar las curvas. Los elementos carburantes como el cromo, molibdeno, wolframio y titanio desplazan las curvas a la derecha y en la mayoría de los casos modifican su forma. Los elementos no carburantes como el níquel, silicio, manganeso desplazan las curvas hacia la derecha sin modificar su forma.
b) Tamaño de grano austenítico. Un gran tamaño de grano desplaza las curvas hacia la derecha como si se tratara de un acero de alta aleación. El tamaño de grano fino desplaza las curvas hacia la izquierda. El tamaño de grano austenítico depende, en gran parte, del tiempo de mantenimiento a la temperatura de austenización. Un acero, bajo en carbono y de baja templabilidad, puede incrementar su tamaño de grano austenítico al mantenerlo a la temperatura austenítica durante un tiempo excesivo. En este caso, el acero tendrá las curvas TTT desplazadas hacia la derecha con una buena templabilidad. Sin embargo, los productos de transformación obtenidos (martensita, bainita o perlita) resultan groseros, con propiedades mecánicas (resistencia mecánica, límite elástico y resilencia) malas y no apropiadas en la mayoría de aplicaciones industriales.
c) Segregación química. Los aceros que están fuertemente segregados químicamente tienen las curvas desplazadas hacia la izquierda empeorando su templabilidad.
2. Templabilidad o penetración del temple.
Se define la templabilidad como la capacidad que tiene un acero para realizar la transformación martensítica en toda su sección.
Si se estudian las curvas TEC (Transformación de la austenita por enfriamiento continuo) de un redondo de acero a una velocidad de enfriamiento relativamente rápida se cruza la curva Ms (martesite Start) y todo el producto de transformación de la austenita pasará a ser martensita, si el enfriamiento llega a Mf (martensite Finish). Estas curvas de velocidad de enfriamiento son teóricas y sólo pueden ser aplicadas en los contornos exteriores de las piezas tratadas. El núcleo o interior de las piezas templadas tiene velocidades de enfriamiento menores y decrecientes, respecto a la superficie debido a la diferente velocidad de extracción del calor o enfriamiento en las diferentes profundidades de la pieza.
Es por ello que en piezas de secciones grandes y cuando la velocidad de enfriamiento es muy rápida el exterior queda templado (martensita) pero el porcentaje de transformación martensítica disminuye desde el exterior hacia el núcleo.
La primera curva con enfriamiento Ve1 obtiene en toda la sección martesita. En las curvas Ve2 y Ve3 se obtienen secciones con menor porcentaje de transformación martensítica.
Los aceros son de alta templabilidad cuando son capaces de quedar completamente templados en toda su sección. La templabilidad es medida como la aptitud para penetrar, por parte de la transformación martensítica en el interior de la pieza.
La templabilidad de un acero depende de la posición de las curvas TEC. Cuando la curva de inicio de transformación está desplazada hacia la derecha se dice que el acero tiene gran capacidad de temple o templabilidad pues la velocidad crítica de enfriamiento (Vce) necesaria para obtener un 100% de martensita en toda su sección es menos energética y será más fácil poderla realizar. Cuando las curvas TEC se encuentran desplazadas a la izquierda se requieren elevadas velocidades de enfriamiento y, en la mayoría de los casos, la templabilidad no será completa, pudiendo además, provocar tensiones por choque térmico.
Es por eso muy importante conocer la posición de las curvas TEC de un acero y los medios disponibles para poder modificar dichas curvas. Los desplazamientos a la derecha se pueden realizar modificando la composición química del acero y el tamaño de grano. Esta última opción no es recomendable por fragilizar la martensita obtenida. Las curvas TEC informan sobre la templabilidad de un acero con una composición química específica. Mismas piezas con idéntica composición química pueden tener diferente templabilidad por tener diferente tamaño de grano, inclusiones distintas o diferente acabado superficial, etc. En estos casos las curvas TEC sólo son orientativas y es necesario emplear procedimientos más precisos en la determinación de la templabilidad de un acero.
La evaluación de la templabilidad puede realizarse con varios procedimientos normalizados: ensayo Jominy, ensayo por curvas de dureza o por la evaluación macroscópica de la superficie templada.
2.1. Ensayo Jominy
Es un procedimiento normalizado que consiste en calentar una probeta normalizada del acero a evaluar hasta la temperatura de austenización completa y enfriarlo mediante un chorro de agua de caudal y temperatura constante normalizado. El chorro de agua enfría la parte inferior de la probeta de forma que se genera un gradiente de velocidades de enfriamiento a lo largo de su longitud. El extremo en contacto con el chorro de agua se templa sin dificultad mientras que en los extremos más alejados la velocidad de enfriamiento y el porcentaje templado es menor.
En la figura, se muestra una probeta Jominy y la instalación para el temple. La probeta tiene 25mm de diámetro y una longitud de 100mm. El chorro de agua a temperatura de entre 20 y 25º C y consigue obtener velocidades de enfriamiento decrecientes desde la zona templada (máxima velocidad de enfriamiento) hasta el extremo opuesto (mínima velocidad de enfriamiento). El procedimiento garantiza mismas velocidades de enfriamiento en toda su longitud ya que es independiente de la composición química del acero. Las condiciones de enfriamiento son iguales en aceros diferentes y permite su comparación.
Para cuantificar la templabilidad de la probeta en toda su longitud se rectifican dos generatrices en los extremos opuestos y se evalúa la dureza Rockwell (HRc) en puntos equidistantes y cada vez más alejados del extremo templado. Las durezas obtenidas se representan en un diagrama cartesiano como el indicado en la figura donde en el eje de ordenadas se representan las durezas HRc y en el de abcisas las distancias respecto de la zona templada.
La forma de las curvas informa sobre la templabilidad de un acero. Se mide en función de la variación de la dureza desde el extremo templado hasta el extremo más alejado. Para disminuciones pequeñas de la dureza en los diferentes intervalos mayor templabilidad tendrá el acero. La templabilidad máxima se obtiene cuando las curvas Jominy son totalmente rectas. En las gráficas adjuntas se aprecia como la dureza máxima obtenida se da en el extremo de la pieza en contacto con el chorro de agua (máxima velocidad de enfriamiento) y que depende únicamente del porcentaje de carbono. También se aprecia que los elementos de aleación modifican la forma de la curva y la dureza a medida que nos alejamos más del extremo templado.
2.2. Determinación de la templabilidad mediante curvas de dureza (curvas U).
En las empresas que no dispongan de las instalaciones descritas en el procedimiento Jominy (Norma UNE 7-279) también se puede determinar la templabilidad de un acero por la evaluación de la dureza de un redondo a diferentes profundidades. El procedimiento consiste en tornear redondos del acero previamente preparados por forja o laminación y calentarlos hasta austenizarlos por completo. Pueden prepararse redondos de diversos diámetros (50, 100, 150 Y 200 mm). El enfriamiento rápido transforma la austenita en martensita y la barra o redondo es cortado en forma de discos midiéndose la dureza HRc en toda su sección, desde la periferia al interior.
En la figura se muestra un redondo con marcas del ensayo de dureza Rockwell. Cada una de las durezas obtenidas son representadas en las curvas U donde además puede representarse la resistencia del acero. Las curvas de dureza se representan para varios diámetros (50, 100, 150, 200 Y 250 mm) utilizándose un único gráfico. Las curvas superiores y más pequeñas son las que representan los redondos de menor diámetro (50 y 100 mm), las curvas restantes representan los diámetros (150, 200 Y 250 mm)
Un procedimiento semejante al descrito puede realizarse sin utilizar durómetros. El procedimiento consiste en atacar la superficie del disco templado con Nital-5 (ácido nítrico al 5%). La zona que es atacada y reacciona con el reactivo cambia de color mientras que la templada queda de color blanco. Es un procedimiento cualitativo que informa hasta donde ha penetrado el temple en las condiciones del ensayo. El tamaño de grano también informa sobre la templabilidad del redondo. El grano fino exterior indica zona templada y el grano grueso interior representa la zona sin templar.
3. Tratamientos térmicos de los aceros.
3.1. Introducción
Los tratamientos térmicos son operaciones de calentamiento y enfriamiento a las que se somete un material para que tenga una transformación microestructural o macroestructural y mejore sus propiedades mecánicas.
El objeto de algunos tratamientos térmicos es mejorar la resistencia mecánica y dureza de un acero o fundición con el fin de garantizar un buen comportamiento durante su vida en servicio. Sin embargo, en otros casos, el objeto puede ser distinto, como en algunos tratamientos térmicos que se busca ductilidad y maleabilidad, propiedades que facilitan operaciones intermedias de conformación.
El mayor uso de los tratamientos térmicos se realiza en aceros, fundiciones, aleaciones de aluminio y de titanio.
Mediante la aplicación de los tratamientos térmicos se obtienen:
a) Propiedades mecánicas deseadas en las piezas tratadas.
b) Estructuras con menos dureza que facilitan las operaciones intermedias de fabricación (conformado por deformación plástica, arranque de viruta, etc.).
c) Eliminación de la acritud de las piezas deformadas en frío.
d) Eliminación de tensiones internas generadas en los procesos de deformación plástica en frío o soldadura.
e) Estructuras más homogéneas en aquellas piezas obtenidas por solidificación fuera del equilibrio.
f) Dureza y resistencia.
g) Modificación en las propiedades físicas y resistencia a agentes químicos.
Los tratamientos térmicos se clasifican en función del tipo de material metálico al que es aplicado en dos grandes grupos: tratamientos térmicos de los aceros y tratamientos térmicos de metales no férreos. Así mismo, se distingue entre tratamientos másicos, mixtos y superficiales.
Los tratamientos másicos son aquellos en el que el ciclo térmico afecta a toda la masa de la pieza y donde los enfriamientos pueden ser isotérmicos o continuos. Los tratamientos superficiales sólo afectan a la superficie de la pieza sin modificar las propiedades del núcleo. Por último, los tratamientos mixtos, también conocidos como tratamientos termoquímicos, modifican la superficie y el núcleo pero de forma diferente. Se realizan por ciclo térmico de calentamiento y enfriamiento y por la adición, mediante procesos difusivos, de elementos como el carbono y nitrógeno en la superficie de las piezas.
Los tratamientos termomecánicos además de ser tratamientos másicos, donde el ciclo térmico afecta a toda la masa de la pieza, se aplica un trabajo mecánico al mismo tiempo. Los más utilizados: ausforming, isoforming y laminación controlada.
En las aleaciones no férreas los tratamientos térmicos más usados son el recocido, temple y revenido y la solubilización y precipitación.
Todo tratamiento térmico se define según un ciclo térmico que establece la temperatura de las etapas de calentamiento, mantenimiento y enfriamiento.
3.2. Ciclo térmico
El ciclo térmico que caracteriza un tratamiento térmico puede ser parecido al indicado en la figura siguiente (aunque los hay más complejos). Se realiza un calentamiento de la pieza a una velocidad (Vc) definida según su pendiente, hasta llegar a la temperatura de mantenimiento (Tm), donde la pieza debe permanecer un tiempo de mantenimiento (tm) para homogeneizar la estructura. Posteriormente la pieza es enfriada con una velocidad de enfriamiento (VE). La velocidad de enfriamiento es uno de los parámetros más importantes en el ciclo térmico pues de ella dependerá la estructura final y las propiedades de la pieza tratada.
En la figura de la izquierda se muestra el ciclo térmico en un tratamiento térmico y en la figura de la izquierda se muestra un tratamiento térmico con dos ciclos.
La diferencia existente entre los diferentes tratamientos térmicos es la obtención de diferentes propiedades mecánicas en las piezas tratadas relacionadas con las microestructuras y macroestructuras obtenidas. De ahí que, la diferencia en las estructuras finales obtenidas, sean definidas en el ciclo térmico y por los parámetros (Vc, TM, tm y VE). Es por ello de gran importancia determinar cómo pueden afectar cada uno de estos parámetros.
a) La velocidad de calentamiento (Vc) no afectará en gran medida a las propiedades finales de la pieza sin embargo, por razones económicas se establecen velocidades de calentamiento lo más grande posible. No pueden realizarse calentamientos demasiado rápidos porque se producen gradientes térmicos en la sección de la pieza tratada que pueden provocar distorsiones y agrietamiento. Debe evitarse diferencias de temperatura mayores a 2üoC en distancias de 25 mm medidas en secciones transversales.
b) La temperatura de mantenimiento (TM) es importante sobre todo en los tratamientos térmicos críticos, donde se produce cambio alotrópico. La temperatura de mantenimiento determinará el tamaño de grano y la homogeneidad de la estructura final. En los tratamientos subcríticos, donde no se produce ninguna transformación alotrópica su importancia también es crítica, pues definirá la estructura final.
Temperaturas demasiado altas pueden fusionar los bordes de grano y facilitar la oxidación intergranular. En estos casos se dice que el acero se ha quemado. El acero es inservible, no puede utilizarse en ninguna aplicación y la situación es irreversible.
c) El tiempo de permanencia (tm) a la temperatura de mantenimiento también es un factor importante pues afectará al tamaño de grano, la homogeneidad química y térmica en toda la sección. El coste económico se incrementa a mayores tiempos de permanencia, sin embargo, deben tenerse en cuenta los aspectos siguientes:
o A mayores tiempos de permanencia mayor será el tamaño de grano y peores serán las estructuras finales obtenidas después del enfriamiento. El acero sobrecalentado por estar durante un tiempo excesivo a la TM presenta un tamaño de grano grueso perjudicial.
o El tiempo de permanencia debe ser suficiente para que se produzca la homogeneidad química en toda la pieza por los procesos difusivos. En el caso de los aceros el tiempo de permanencia debe garantizar que toda la estructura sea austenítica y depende del espesor, la temperatura de mantenimiento, la composición y la hetereogeneidad de la pieza a tratar.
d) Por último, la velocidad de enfriamiento (VE), es el factor de mayor importancia. De él depende la estructura final y las propiedades de la pieza tratada.
Existen otros parámetros que pueden afectar al resultado final del tratamiento térmico como pueden ser: la atmósfera del medio, el tipo y morfología de la estructura inicial, las tensiones internas de la pieza, etc.
3.3. Tratamientos térmicos subcríticos
En ellos el calentamiento no alcanza la temperatura crítica inferior A 1 Y por lo tanto no se llega a ningún grado de austenización. Los más utilizados industrialmente son: revenido (posterior al temple), recocido de eliminación de tensiones, recocido de globularización y recocido de recristalización.
3.3.1. Revenido
El revenido es un tratamiento térmico que se aplica a aquellas piezas que previamente han sido templadas (martensita) y poseen gran fragilidad, tensiones internas residuales y son difíciles de mecanizar por su gran dureza.
El revenido se realiza a temperaturas inferiores a AC1 (temperatura inferior a la eutectoide) para que la estructura de temple (martensita, BCT) evolucione a un estado más cercano al equilibrio. La modificación de los microconstituyentes afecta a las propiedades mecánicas, obteniendo menores durezas y resistencias, pero aumentando la ductilidad, el alargamiento, la resiliencia y tenacidad.
El revenido se efectúa a temperaturas de entre 200 y 650ºC y se consigue transformar la martensita (monofásica BCT) en martensita revenida, formada por ferrita y cementita. Una micrografía de martensita revenida debe mostrar perqueñas partículas de cementita homogéneamente repartidas en una matriz ferrítica. Suele ser tan dura y resistente como la martensita pero con un buen comportamiento dúctil y tenaz.
Se conoce con el nombre de bonificado al tratamiento térmico de temple y revenido. Su ciclo térmico se presenta en la figura siguiente.
Las características mecánicas obtenidas en el revenido dependen de la temperatura (tM) y del tiempo de mantenimiento (TM). Para temperaturas de mantenimiento mayores (cercanas a A1) se produce la mayor disminución de la resistencia mecánica y de la dureza, mientras que la ductilidad y la resiliencia aumentan.
Entre 200°C Y 400°C aparece una disminución en la ductilidad y la resiliencia que aumentan cuando la temperatura de mantenimiento es superior a 400°C. A este fenómeno se le conoce como fragilidad del revenido y suele aparecer en aceros aleados con cromo y manganeso. Su aparición es perjudicial por lo que se recomienda evitar tiempos prolongados a esas temperaturas y utilizar aceros con contenidos bajos en cromo y manganeso.
En la figura siguiente se observa la evolución de la resistencia mecánica, dureza, ductilidad y resiliencia con la temperatura de mantenimiento en un tratamiento térmico de revenido. La resistencia mecánica y la dureza disminuyen con la temperatura. Inicialmente lo hacen de forma lenta pero a partir de los 400°C lo hacen más rápidamente. La ductilidad y la resiliencia tienen un comportamiento inverso con un mínimo cerca de los 400°C que muestra la fragilidad del revenido.
La fragilidad del revenido se debe a la segregación de elementos como P, S, As y Sb, entre otros, hacia los bordes de grano provocando una frágil cohesión entre los granos cristalinos. El cromo y el manganeso potencian la segregación, mientras que elementos como el silicio y el molibdeno la minimizan.
3.3.2. Recocido
Son tratamientos térmicos subcríticos porque durante su calentamiento no se sobrepasa la temperatura crítica inferior y no se llega al estado austenítico. Se diferencian tres procedimientos principales en función de las propiedades buscadas: recocido de eliminación de tensiones, recocido de globalización y recocido de recristalización.
Recocido de eliminación de tensiones
Es un tratamiento subcrítico realizado a temperaturas entre 400 y 600°C que tiene como objetivo disminuir o eliminar las tensiones internas de las piezas que han sido conformadas en frío, solidificadas en molde o trabajadas en forja.
Consiste en mantener durante dos o tres horas la pieza a tratar a temperaturas de entre 400 y 600°C Y realizar un enfriamiento al aire. El enfriamiento consigue reordenar los átomos en conformaciones más estables.
La temperatura máxima del recocido debe ser aquella que no afecte a la estructura y propiedades mecánicas de la pieza. Así, por ejemplo, si se ha templado y revenido a una temperatura de 4S0°C y se realiza un recocido de eliminación de tensiones a SOO°C se sobrereviene la pieza, obteniendo durezas y resistencia mecánica muy inferiores a las deseadas. El recocido debe realizarse a temperaturas de SO°C inferiores a la del revenido.
Recocido de globulización
Es un tratamiento subcrítico que se realiza a temperaturas cercanas al punto crítico inferior Ac1, 723°C (aceros hipereutectoides), que tiene como objetivo facilitar el mecanizado y la deformación plástica de las piezas.
Se aplica a aceros con elevado porcentaje de carbono (0,6 y 1,5% C) y se considera como un tratamiento intermedio, pues con él sólo se facilita la conformación. Las propiedades finales deben obtenerse con otro tratamiento térmico.
La temperatura de calentamiento es de unos 700°C, muy cercana a Ac1 Y la pieza debe ser mantenida entre 5 y 20 horas, incluso más. La velocidad de enfriamiento debe ser muy lenta (0,5ºC/min).
La estructura de un acero eutectoide es perlita laminar. Cuando se realiza el recocido de globulización las láminas de la cementita (Fe3C) y otros carburas se rompen y globulizan. Después del recocido se obtienen partículas de cementita (Fe3C) de forma globular inmersas en una matriz ferrítica.
En la transformación de la microestructura en el recocido, paso de perlita laminar a ferrita y cementita (Fe3C) globular, la dureza del acero disminuye hasta la mínima con la globulización total.
Recocido de recristalización o contra acritud
Tratamiento térmico subcrítico aplicado para eliminar el endurecimiento o acritud adquirida por un metal o aleación cuando es deformado en frío (trefilado, estirado, laminado, etc.).
La deformación mediante trabajo en frío endurece el material mientras produce la forma deseada. Sin embargo, cuando se pretende realizar grandes deformaciones el grado de endurecimiento es tal que el material pierde tenacidad y se fragiliza pudiendo romper si se continúa deformándolo.
El comportamiento dependerá del tipo de material trabajado. El magnesio, por ejemplo, con estructura hexagonal compacta (HCP) tiene un número limitado de sistemas de deslizamiento por lo que sólo permite pequeñas deformaciones en frío antes de romperse.
Cuando se necesita deformar en frío un material con cierto endurecimiento o acritud debe realizarse el recocido de recristalización o contra acritud para mejorar su maleabilidad y ductilidad. La combinación de trabajo en frío y de recocido permite obtener grandes deformaciones.
Se efectúa a la temperatura de recristalización del metal o aleación, un 40% de la temperatura de fusión. En los aceros se realiza a unos 550°C durante 2 horas y posterior enfriamiento al aire. El componente final obtenido es un material blando y dúctil, que conserva el buen acabado superficial y dimensional obtenido en la deformación plástica en frío.
La ductilidad conseguida con el recocido en los aceros se debe a la recristalización de la ferrita. Cuando se calienta un acero a unos 550°C los granos de ferrita pierden la forma alargada producto de la deformación plástica y adquieren la forma equiaxial inicial. Los granos de perlita no adquieren la forma equiaxial en el tratamiento térmico es por ello que en procesos de deformación plástica se emplean aceros hipoeutectoides.
En el proceso de recocido contra acritud se distingues tres etapas: recuperación, recristalización y crecimiento de grano.
En la etapa de recuperación la estructura del material trabajado en frío tiene los granos alargados y gran número de dislocaciones entrecruzadas. En esta etapa la densidad de dislocaciones se mantiene constante y las propiedades mecánicas del material apenas cambian.
Sin embargo, la reordenación de las dislocaciones reduce las tensiones internas, se produce un aumento considerable de la conductividad eléctrica y se mejora la resistencia a la corrosión.
La recuperación es adecuada para eliminar las tensiones en materiales conductores que han sido fuertemente deformados en frío. Un ejemplo lo constituye el trefilado de cobre o aluminio, donde se busca la obtención de hilos de sección constante y elevada conductividad eléctrica.
Así pues, en la primera etapa del recocido se consiguen los siguientes efectos:
- Eliminación de los esfuerzos residuales.
- Reordenamiento de dislocaciones.
- Las propiedades mecánicas no se modifican pero sí las eléctricas (mejora la conductividad).
- La forma de los granos no se modifica y si se ha realizado un trefilado estos conservan la deformación.
En la etapa de recristalización se realiza a temperaturas mayores que la recuperación (400°C) y en ella se produce el crecimiento de nuevos granos con forma equiaxial y con baja densidad de dislocaciones. El material recupera su plasticidad.
Las propiedades mecánicas del material recristalizado cambian respecto del material de partida deformado en frío. Así, la dureza, la resistencia máxima, el límite elástico disminuyen y la ductilidad aumenta. En estas condiciones el material puede volverse a deformar en frío.
La recristalización es empleada en piezas que deben sufrir grandes embuticiones o fuertes estampadas para su conformación.
En la etapa de crecimiento de grano, a mayores temperaturas el tamaño de grano crece y se empeoran las propiedades mecánicas de la aleación.
3.3.3. Normalizado
Es un tratamiento térmico subcrítico semejante al recocido pero que se realiza a temperaturas más altas y la velocidad de enfriamiento es ligeramente más elevada (enfriamiento al aire).
Sus ventajas son la rapidez y facilidad de realización, las durezas finales son algo más elevadas y la estructura más fina.
3.4. Temple
Tratamiento térmico en el que se calienta el material por encima de la temperatura crítica superior (estado austenítico) y se enfría rápidamente para obtener martensita.
La transformación martensítica confiere al acero buenas propiedades mecánicas: dureza y resistencia a la tracción pero disminuye el alargamiento, la estricción y la resiliencia.
Cuando se ensayan diferentes velocidades de enfriamiento de la austenita, desde velocidades lentas (recocido), hasta velocidades muy rápidas, se obtienen estructuras diferentes. A bajas velocidades, cercanas a las de equilibrio, se obtiene perlita laminar gruesa muy blanda. A medida que la velocidad de enfriamiento aumenta, las estructuras obtenidas son diferentes, pasando de perlita gruesa, a más fina, sorbita e incluso troostita, con durezas cada vez mayores. Cuando la velocidad de enfriamiento es alta, se obtiene la martensita.
Es por ello que uno de los parámetros más importantes es la velocidad crítica de enfriamiento, que se define como la velocidad mínima necesaria para obtener martensita en toda la pieza (temple total).
La transformación de la austenita a martensita por enfriamiento rápido sigue un proceso atérmico en el que se produce un cambio alotrópico y de solubilidad de la austenita. La transformación no depende ni de la difusión ni del tiempo sino que únicamente depende de la temperatura y de la velocidad de enfriamiento.
En los aceros el cambio alotrópico se produce al transformar la austenita con la estructura FCC a martensita con estructura tetragonal centrada en el cuerpo (BCT). La estructura tetragonal se produce por el atrapamiento de átomos de carbono en posiciones intersticiales, evitando que la estructura transforme a FCC.
Durante la transformación no sucede ningún cambio químico de forma que la martensita tiene la misma composición química que la austenita de partida.
La dureza de la martensita obtenida depende del porcentaje de carbono del acero. Así, en los aceros con contenidos de carbono de entre 0,1 Y 0,4% C la dureza varía desde 30 a 60 HRc. Los aceros con contenidos mayores a 0,6% C la dureza es de 65 HRc. El mayor porcentaje de carbono crea martensita en forma de capas finas sobrepuestas de elevada dureza y gran fragilidad. Las propiedades son debidas a la ausencia de planos de deslizamiento que permiten el desplazamiento de las dislocaciones y al tamaño de grano que es fino.
En la siguiente figura se muestra la transformación martensítica de la austenita. Se produce la transformación desde una estrutura cúbica centrada en las caras (austenita) a una estructura tretagonal centrada en el cuerpo. Los átomos oscuros representados en el centro de las aristas representan la posición ocupada de forma intersticial por un átomo de carbono
3.4.1. Factores que afectan al temple
Para obtener estructuras totalmente martensíticas la velocidad de enfriamiento debe ser superior a la velocidad crítica de enfriamiento. Cuando la velocidad es inferior, el temple no será perfecto y se obtienen otras estructuras en función de la forma de las curvas TEC.
Los factores que pueden modificarse para asegurar el temple martensítico dependen de las características del material (composición química, tamaño de grano, estructura inicial de partida y homogeneidad de la austenita) y de las dimensiones, forma y medio de enfriamiento.
Composición del acero. Los aceros con gran porcentaje de carbono tienen las curvas TEC de inicio de transformación desplazadas hacia la derecha permitiendo realizar enfriamientos con velocidades críticas de enfriamiento menos energéticas.
Se considera la velocidad crítica de temple (VCE) en un diagrama TEC como la velocidad mínima de enfriamiento que garantiza la transformación total de la austenita en martensita. Gráficamente se representa con una curva de enfriamiento continuo que es tangente a la nariz de inicio de transformación.
Otros elementos de aleación también desplazan las curvas hacia la derecha como el manganeso y el cromo. Este último, el cromo, además de desplazarlas modifica su forma generando dos narices. En estos casos la velocidad de enfriamiento necesario para templar el acero se define como la tangente a la nariz más pronunciada y que exija el enfriamiento más energético.
En la siguiente figura se representa como el manganeso desplaza las curvas TEC hacia la derecha facilitando la operación de temple por necesitar enfriamientos menos energéticos. Las dos curvas son de un mismo acero con cantidades crecientes de manganeso.
El cromo por su parte además de desplazar las curvas hacia la derecha modifica su forma, como se observa en la siguiente figura. Una mayor adición de cromo puede generar la coexistencia de dos narices. En estos casos la velocidad crítica de enfriamiento se define por la tangente a la nariz que exige un enfriamiento más energético.
Tamaño de grano. El incremento del tamaño de grano austenítico provoca el desplazamiento de las curvas TEC hacia la derecha permitiendo realizar enfriamientos menos energéticos que con el grano fino y facilitando el temple.
Sin embargo, el incremento de tamaño de grano austenítico por largos tiempos de mantenimiento en el estado austenítico provoca estructuras martensíticas muy frágiles sin aplicación industrial.
Estructura preliminar. La temperatura y el tiempo de mantenimiento necesario para austenizar de forma homogénea un acero depende de la estructura inicial de partida. Los aceros hipoeutectoides requieren de tiempos cortos en su austenización por contener ferrita. Los aceros hipereutectoides, con elevado porcentaje de carbono y estructura cementítica, requieren mayores temperaturas y tiempos más prolongados para su austenización.
Cuando se tienen aceros aleados, los tiempos y temperaturas necesarias para la austenización son mayores cuando se aumentan el porcentaje de elementos de aleación, sobre todo cuando se tienen en forma de carburos.
Dimensiones y formas de las piezas. El enfriamiento provocado en una pieza depende de la relación superficie/volumen. En las piezas finas, la velocidad de enfriamiento es prácticamente la misma en la superficie que en el núcleo. No sucede lo mismo en las piezas gruesas debido al efecto masa que provoca mayores velocidades de enfriamiento en el exterior que en el interior.
La forma de las piezas también modifica la velocidad de enfriamiento por tener espesores y formas diferentes.
Modo de enfriamiento. La utilización de agua, aceites o sales fundidas con diferentes propiedades provocan enfriamientos más o menos energéticos.
La teoría de enfriamiento define tres etapas con diferente extracción de calor. En la primera etapa y cuando la pieza a enfriar es introducida a alta temperatura en el baño de enfriamiento se produce una capa de vapor que dificulta el enfriamiento. La segunda etapa, la más rápida, se produce cuando la fase de vapor existente entre la superficie de la pieza y el líquido de enfriamiento desaparece y es sustituido por líquido en ebullición. Las burbujas producidas en el baño son responsables de la rápida evacuación del calor. La tercera y última etapa es la más lenta y se inicia cuando la temperatura de la pieza y la del medio de enfriamiento es pequeña.
La elección del mejor medio de enfriamiento se da cuando la segunda etapa se mantiene durante el máximo tiempo posible y su velocidad de extracción es grande. Es por ello necesario seleccionar un medio de enfriamiento teniendo en cuenta su calor específico, calor de vaporización, viscosidad, temperatura de ebullición y conductividad térmica, además de su bajo poder de degradación. Los más empleados son: agua, aceite, plomo, mercurio y sales fundidas.
Estado de la superficie. La presencia de cascarilla, aceites de corte o residuos carbonosos por la cementación pueden disminuir la conductividad térmica y afectar a la primera etapa del enfriamiento (generación de la capa de vapor), disminuyendo la capacidad de enfriamiento.
3.4.2. Tipos de temple
Se distinguen varios tipos de temple en función de las técnicas operativas utilizadas, el medio de enfriamiento o de los resultados finales obtenidos. Los más empleados son: temple de austenización completa o incompleta, temple interrumpido en agua y aceite o agua y aire, temple isotérmico. Austempering y martempering, temple superficial (inducción o a la llama).
3.4.2.1. Temple de austenización completa
Consiste en calentar, generalmente aceros hipoeutectoides, por encima de la temperatura crítica superior (Ac3/Acm) unos 50°C hasta austenización homogénea y completa y posterior enfriamiento en agua, aceite, aire, etc., en función de la templabilidad. La velocidad de enfriamiento debe ser superior a la crítica y no cruzar la curva de inicio de transformación.
El constituyente obtenido es martensita cuando la austenización ha sido completa y la velocidad de enfriamiento superior o igual a la crítica.
3.4.2.2. Temple de austenización incompleta
Se aplica en aceros hipereutectoides calentando a temperaturas superiores (50°C) a la crítica superior Ac321. De esta forma sólo se transforma la perlita en austenita, quedando la cementita residual sin transformar. Al enfriar rápidamente a velocidad superior a la crítica la austenita se transforma en martensita y queda la cementita sin transformar.
3.4.2.3. Temple interrumpido
Son aplicados cuando se desea templar piezas complejas sin que se desarrollen tensiones internas por utilizar velocidades de enfriamiento demasiado rápidas.
Consisten en enfriar rápidamente durante los primeros instantes del enfriamiento para poder salvar la nariz de las curvas TTT y posteriormente enfriar con velocidades inferiores durante la transformación martensítica. De esta forma se obtienen piezas templadas sin deformaciones ni grietas.
Son dos los procedimientos más utilizados industrialmente y se distinguen por el medio de enfriamiento utilizado en cada una de las dos etapas:
- En agua y aceite. El enfriamiento inicial se realiza de forma energética con agua. Se obtienen velocidades de enfriamiento superiores a la crítica y se consigue salvar la nariz de la curva TTT. Posteriormente se cambia el medio de enfriamiento (aceite), menos energético y que permite transformar la austenita en martensita sin que las diferencias bruscas de temperatura provoquen grietas ni deformaciones acusadas.
- En agua y aire. Es parecido al anterior pero la interrupción del enfriamiento con agua se realiza a unos 225°C. A continuación se enfría al aire para que la transformación se produzca de forma suave y sin deformaciones.
3.4.2.4. Temple isotérmico
Se emplean dos tratamientos: austempering y martempering. Se caracterizan por realizar la transformación de la austenita a temperatura constante o a velocidad constante.
- Austempering. Consiste en calentar a temperatura superior a la crítica superior (Ac3 o AC321) para obtener austenita homogénea y después enfriar de forma energética hasta temperaturas de entre 200 y 500°C, por encima de la temperatura de inicio de transformación de la martensita (Ms), por debajo de la nariz de la curva TTT. La transformación de la austenita se realiza de forma isotérmica (a temperatura constante) obteniendo bainita.
La transformación isotérmica evita la aparición de tensiones internas (grietas y deformaciones), no necesitan revenidos posteriores y se obtiene mejor tenacidad que con el bonificado.
- Martempering. Es parecido al anterior pero el constituyente final obtenido no es bainita sino martensita. Se realiza efectuando un enfriamiento energético inicial, a velocidad superior a la crítica para no obtener estructuras intermedias como la perlita hasta unos 200 °C por encima de la temperatura de inicio de la transformación de la martensita (Ms). El enfriamiento isotérmico se realiza al aire y después de la transformación total de la austenita se efectúa un revenido.
Al igual que con el austempering la transformación isotérmica evita la aparición de tensiones internas y deformaciones, obteniendo una estructura final de martensita revenida.
3.5. Tratamientos termomecánicos
Son tratamientos en los que se combina la acción simultánea de una energía mecánica de deformación plástica permanente con la acción térmica para modificar la macroestructura del acero tratado y mejorar propiedades mecánicas como la dureza, elasticidad y tenacidad.
Se clasifican en función de la temperatura a la que se realizan en tratamientos en frío y tratamientos en caliente. Cuando el tratamiento se realiza a temperaturas superiores a la de recristalización del acero el tratamiento es en caliente, en caso contrario se dice que es en frío.
Los tratamientos en frío comprenden a la embutición y trefilado. Los tratamientos en caliente, la forja, extrusión, estirado y laminación.
- Tratamientos en frío. Incrementan la dureza y el límite elástico sin producirse difusión por la deformación plástica a temperaturas inferiores a la de recristalización. En los procedimientos asociados a la obtención de fuertes reducciones de sección provocan que las piezas se vuelvan duras y frágiles (acritud) y puedan romper si se sigue con la deformación. En estos casos deben tratarse térmicamente mediante recocido contra acritud que afina el grano, homogeneiza la estructura y permite seguir deformando plásticamente el metal.
- Tratamientos en caliente. Están basados en la aptitud que tienen ciertas aleaciones para recristalizar y crecer en tamaño de grano. La deformación plástica experimentada en un acero cuando es conformado a temperaturas superiores a la de recristalización es más fácil por tener mayor número de sistemas de deslizamiento debido a la agitación térmica. Además, a estas temperaturas se produce una disminución en la resistencia que oponen los granos en su deformación.
Durante la deformación plástica debe darse simultáneamente la recristalización de los granos deformados, así el material no adquiere acritud. La conformación en caliente permite obtener mayores deformaciones que en la conformación en frío y .con la aplicación de menores esfuerzos. Además el grano obtenido es más fino, no se tienen tensiones residuales y la resistencia mecánica es mayor.
El ausforming (forming, deformación, y aus, austenita) es un tratamiento termomecánico que permite deformar plásticamente una pieza y templarla posteriormente. Se realiza en los aceros que tienen curvas TTT con dos narices a temperaturas comprendidas entre los 400 y 600°C. A estas temperaturas los tiempos de inicio y final de transformación son largos y puede deformarse el acero sin temor a su transformación.
El acero se deforma a temperatura superior a Ms e inferior a la temperatura de recristalización sin que la austenita homogénea sufra transformación martensítica. Después de la deformación plástica y de acumular acritud se templa y reviene.
La combinación de la acritud por deformación, el temple y el revenido final hace que el acero adquiera unas propiedades mecánicas excelentes.
Para realizar el ausforming deben seguirse las cinco etapas indicadas en el siguiente diagrama. Inicialmente se calienta el acero hasta su estado austenítico. Se enfría en un horno a temperaturas comprendidas entre los 440 y 630°C Y se deforma isotérmicamente a esa temperatura. La deformación se realiza por forja, embutición profunda, laminación o extrusión. El material adquiere mayor dureza cuando mayor es la deformación aplicada. Después de su deformación se realiza el temple y se practica un revenido en función de las propiedades finales deseadas (tenacidad y dureza).
El diagrama Fe-C representa la transformación de la austenita cuando los enfriamientos son lentos o de equilibrio. Los productos finales de la transformación de la austenita en los aceros son la ferrita, cementita y la perlita.
Los enfriamientos rápidos de la austenita para obtener martensita no siguen el diagrama de equilibrio Fe-C por ser productos que no están en equilibrio. En estos casos el empleo del diagrama de equilibrio Fe-C no tiene sentido y en su lugar deben utilizarse las curvas “S” o diagramas TTT en el estudio de los tratamientos térmicos de temple, normalizado y recocido.
Los diagrama TTT (tiempo, temperatura y transformación) representan el tiempo necesario para transformar de forma isotérmica la austenita a una temperatura subcrítica específica y el producto de dicha transformación. Según el procedimiento seguido en el enfriamiento de la austenita se distinguen las transformaciones isotérmicas (curvas TTT) y las transformaciones por enfriamiento continuo (Curvas TEC).
Figura 1: Diagrama TTT para un acero eutectoide
• Curvas TTT. Enfriamiento isotérmico. Registran como se transforma la austenita en un enfriamiento isotérmico y muestra los constituyentes y sus propiedades mecánicas (dureza y resistencia a la tracción) obtenidos a diferentes tiempos de transformación.
• Curvas TEC. Enfriamiento continuo. Registran la transformación de la austenita cuando el enfriamiento hasta temperatura ambiente se realiza de forma continua.
Cada acero tiene sus propias curvas TTT o TEC y se diferencian de otros materiales por la capacidad de templabilidad y los constituyentes obtenidos a diferentes tiempos y temperaturas. Son necesarias cuando se pretende tratar térmicamente un acero y obtener unas propiedades mecánicas determinadas.
Las curvas TTT son representaciones importantes porque ayudan a conocer la forma de tratar térmicamente los diversos aceros para obtener las propiedades mecánicas deseadas en cada caso. Además de indicar cuanto tiempo se necesitará para que empiece la transformación a una temperatura subcrítica definida y cuanto tiempo necesitará para que la austenita esté completamente transformada. Además de los tiempos de transformación el diagrama informa sobre la constitución final obtenida, su dureza y en algunos casos su resistencia mecánica.
En el eje de abcisas se representa en escala logarítmica el tiempo de transformación en segundos. El eje de ordenadas, en su parte izquierda, indica las temperaturas de transformación y, en su parte derecha, puede incluirse el producto final obtenido y algunas propiedades mecánicas como la dureza o la resistencia mecánica.
Para su construcción deben realizarse, sobre el mismo material, estudios experimentales, basados en la congelación de la estructura austenítica a diferentes temperaturas y tiempos predeterminados. Evaluando en cada caso, su estructura metalográfica, los constituyentes obtenidos y la dureza del mismo. Los métodos metalográficos y dilatométricos son los más empleados en la construcción de las curvas “S”.
Método metalográfico. Consiste en calentar un conjunto de probetas del mismo material hasta su estado austenítico. Seguidamente se pasan a un baño de plomo o de sales a la temperatura de estudio. La extracción de las probetas a diferentes tiempos y su enfriamiento rápido permite que la austenita no transformada se convierta en martensita conservando los constituyentes obtenidos de forma isotérmica. La observación metalográfica posterior permite calcular el porcentaje de austenita transformada, su estructura y el porcentaje de austenita no transformada (martensita) para una misma temperatura y diferentes tiempos.
Método dilatométrico. La variación de la longitud de las probetas debido a las dilataciones-contracciones permiten conocer el tiempo requerido para que se produzca el inicio y fin de la transformación de las austenita. Los cambios volumétricos son debidos a las modificaciones microestructurales y son registrados por medio de un reloj micrométrico.
En la figura 2 se presenta el procedimiento de obtención de una curva TTT. En el eje de ordenadas se representa la temperatura y en el de abcisas el tiempo en escala logarítmica. La transformación isotérmica de la austenita se produce para cada una de las temperaturas del gráfico entre las líneas gruesas de inicio y fin de transformación. La línea más cercana al eje de ordenadas representa la de inicio de transformación mientras que la más lejana muestra el fin de la transformación. La línea discontinua representa el 50% de la transformación para cada una de las temperaturas.
Figura 2: Construcción del diagrama TTT para un acero
Entre las líneas de inicio y fin de transformación se tiene una línea discontinua que representa el 50% de la transformación de la austenita. La Cs representa la temperatura crítica superior, por encima de la cual la austenita es estable. Ms y Mf representan el inicio y fin de la transformación martensítica, respectivamente.
En el diagrama de la figura 3 se aprecia que entre la línea crítica superior (Cs) y la línea de inicio de transformación, la austenita es estable. Una vez pasada la curva de inicio de transformación ésta empieza a descomponerse para transformar, de forma isotérmica, en agregados de ferrita y cementita (parte superior del diagrama TTT).
Cuando la temperatura de transformación isotérmica se realiza a temperaturas próximas a la crítica superior (enfriamiento casi de equilibrio) se obtiene perlita gruesa. En este caso se necesitan algunos minutos para su inicio y más de un mes para su transformación total.
Figura 3: Diagrama TTT de un acero eutectoide (o,89% C)
Si el mismo enfriamiento isotérmico se realiza a temperaturas más bajas, de entre 500 y 600° C (nariz de la curva) el tiempo de transformación se reduce considerablemente (minutos) y el constituyente final obtenido es perlita fina. A temperaturas más bajas el comienzo de la transformación se retarda y el tiempo requerido para su transformación total aumenta. Los productos de la transformación son la bainita.
El incremento de la velocidad de enfriamiento provoca que los átomos sólo puedan difundir distancias cortas y la estructura final es más fina. La perlita fina se obtiene por enfriamiento más rápido que la perlita gruesa siendo sus propiedades mecánicas (límite elástico y resistencia a la tracción) mayores.
Figura 4: Distribución laminar de la perlita (Feα+Fe3C). Perlita fina y perlita gruesa
Cuando el enfriamiento es más lento (temperatura de enfriamiento isotérmica más alta) el proceso de difusión de los átomos de carbono en la austenita se realiza hacia la cementita (Fe3C) mientras que la difusión del hierro se produce hacia la ferrita (Feα). La distribución de los átomos en forma de láminas gruesas se debe al mayor tiempo de difusión disponible.
1.1. Constituyentes de la transformación isotérmica de la austenita
En la transformación de la austenita a temperatura constante pueden obtenerse tres estructuras típicas que dependen de la temperatura del tratamiento y que a su vez dividen el diagrama TTT en tres zonas distintas:
- Zona superior. Cerca de la temperatura crítica superior. Se obtiene perlita gruesa y perlita fina.
- Zona intermedia. Se obtiene vainita.
- Zona inferior. Se obtiene martensita.
En el mismo diagrama se incluyen las durezas obtenidas en cada uno de los enfriamientos. Para temperaturas de transformación bajas se obtienen mayores durezas. Así, la martensita es más dura que la bainita y ésta más dura que la perlita, cuyos enfriamientos son más lentos.
Ejercicio resuelto 1
Determinar sobre el gráfico el siguiente enfriamiento isotérmico para un acero de un 0,7% de carbono.
a) Enfriamiento rápido desde el estado austenítico (Fey) hasta los 450°C, mantenimiento isotérmico a 450°C durante 18 segundos y enfriamiento rápido hasta temperatura ambiente.
b) Enfriamiento rápido desde el estado austenítico (Fey) hasta los 300°C, mantenimiento isotérmico a 300°C durante 4 horas.
Solución:
En el primer enfriamiento se obtiene un 50% de perlita fina y un 50% de martensita. En el segundo enfriamiento se obtiene bainita.
Ejercicio resuelto 2
Determinar sobre el gráfico los siguientes enfriamientos para un acero hipereutectoide inicialmente en estado austenítico e indicar de forma cualitativa los constituyentes obtenidos en la transformación:
a) Temple con agua hasta temperatura ambiente.
b) Enfriamiento rápido hasta los 600°C y mantenimiento durante 20 segundos. Posterior enfriamiento rápido hasta temperatura ambiente.
c) Enfriamiento rápido hasta 350°C y mantenimiento a esa temperatura durante 8 minutos. A continuación se practica un enfriamiento rápido hasta temperatura ambiente.
Solución:
En el primer caso se obtiene un 100% de martensita siguiendo la curva de enfriamiento A. Para el segundo enfriamiento se obtiene un 50% de perlita gruesa y un 50% de martensita (curva B). En el último de los enfriamientos se obtiene un 50% de bainita y un 50% de martensita (curva C). La martensita obtenida en cada uno de los tres casos se obtiene siempre y cuando se cruce la curva Mf.
1.2. Modificación de la posición y forma de las curvas TTT
Los siguientes diagramas TTT muestran las curvas de inicio y fin de transformación para dos aceros con diferentes porcentajes de carbono. Los aceros hipoeutectoides (0,008 - 0,89% C) tienen las curvas TTT muy cerca del eje de ordenadas mientras que los aceros hipereutectoides (0,89 - 1,76% C) las tienen más alejadas. En este último caso se dice que el acero tiene mayor templabilidad o facilidad de temple, puesto que puede obtenerse martensita con enfriamientos menos energéticos o rápidos.
Como puede verse el porcentaje de carbono de un acero es un factor que afecta a la posición de las curvas en el diagrama y por lo tanto a su templabilidad. Sin embargo, hay otros factores que pueden modificar la posición y forma de las curvas, y facilitar su tratamiento térmico. De entre ellos se destacan:
a) Composición química del acero. O porcentaje de carbono. Desplaza las curvas TTT hacia la derecha sin llegar a modificar excesivamente su forma. Los elementos de aleación adicionados al acero también pueden llegar a modificar las curvas. Los elementos carburantes como el cromo, molibdeno, wolframio y titanio desplazan las curvas a la derecha y en la mayoría de los casos modifican su forma. Los elementos no carburantes como el níquel, silicio, manganeso desplazan las curvas hacia la derecha sin modificar su forma.
b) Tamaño de grano austenítico. Un gran tamaño de grano desplaza las curvas hacia la derecha como si se tratara de un acero de alta aleación. El tamaño de grano fino desplaza las curvas hacia la izquierda. El tamaño de grano austenítico depende, en gran parte, del tiempo de mantenimiento a la temperatura de austenización. Un acero, bajo en carbono y de baja templabilidad, puede incrementar su tamaño de grano austenítico al mantenerlo a la temperatura austenítica durante un tiempo excesivo. En este caso, el acero tendrá las curvas TTT desplazadas hacia la derecha con una buena templabilidad. Sin embargo, los productos de transformación obtenidos (martensita, bainita o perlita) resultan groseros, con propiedades mecánicas (resistencia mecánica, límite elástico y resilencia) malas y no apropiadas en la mayoría de aplicaciones industriales.
c) Segregación química. Los aceros que están fuertemente segregados químicamente tienen las curvas desplazadas hacia la izquierda empeorando su templabilidad.
2. Templabilidad o penetración del temple.
Se define la templabilidad como la capacidad que tiene un acero para realizar la transformación martensítica en toda su sección.
Si se estudian las curvas TEC (Transformación de la austenita por enfriamiento continuo) de un redondo de acero a una velocidad de enfriamiento relativamente rápida se cruza la curva Ms (martesite Start) y todo el producto de transformación de la austenita pasará a ser martensita, si el enfriamiento llega a Mf (martensite Finish). Estas curvas de velocidad de enfriamiento son teóricas y sólo pueden ser aplicadas en los contornos exteriores de las piezas tratadas. El núcleo o interior de las piezas templadas tiene velocidades de enfriamiento menores y decrecientes, respecto a la superficie debido a la diferente velocidad de extracción del calor o enfriamiento en las diferentes profundidades de la pieza.
Es por ello que en piezas de secciones grandes y cuando la velocidad de enfriamiento es muy rápida el exterior queda templado (martensita) pero el porcentaje de transformación martensítica disminuye desde el exterior hacia el núcleo.
La primera curva con enfriamiento Ve1 obtiene en toda la sección martesita. En las curvas Ve2 y Ve3 se obtienen secciones con menor porcentaje de transformación martensítica.
Los aceros son de alta templabilidad cuando son capaces de quedar completamente templados en toda su sección. La templabilidad es medida como la aptitud para penetrar, por parte de la transformación martensítica en el interior de la pieza.
La templabilidad de un acero depende de la posición de las curvas TEC. Cuando la curva de inicio de transformación está desplazada hacia la derecha se dice que el acero tiene gran capacidad de temple o templabilidad pues la velocidad crítica de enfriamiento (Vce) necesaria para obtener un 100% de martensita en toda su sección es menos energética y será más fácil poderla realizar. Cuando las curvas TEC se encuentran desplazadas a la izquierda se requieren elevadas velocidades de enfriamiento y, en la mayoría de los casos, la templabilidad no será completa, pudiendo además, provocar tensiones por choque térmico.
Es por eso muy importante conocer la posición de las curvas TEC de un acero y los medios disponibles para poder modificar dichas curvas. Los desplazamientos a la derecha se pueden realizar modificando la composición química del acero y el tamaño de grano. Esta última opción no es recomendable por fragilizar la martensita obtenida. Las curvas TEC informan sobre la templabilidad de un acero con una composición química específica. Mismas piezas con idéntica composición química pueden tener diferente templabilidad por tener diferente tamaño de grano, inclusiones distintas o diferente acabado superficial, etc. En estos casos las curvas TEC sólo son orientativas y es necesario emplear procedimientos más precisos en la determinación de la templabilidad de un acero.
La evaluación de la templabilidad puede realizarse con varios procedimientos normalizados: ensayo Jominy, ensayo por curvas de dureza o por la evaluación macroscópica de la superficie templada.
2.1. Ensayo Jominy
Es un procedimiento normalizado que consiste en calentar una probeta normalizada del acero a evaluar hasta la temperatura de austenización completa y enfriarlo mediante un chorro de agua de caudal y temperatura constante normalizado. El chorro de agua enfría la parte inferior de la probeta de forma que se genera un gradiente de velocidades de enfriamiento a lo largo de su longitud. El extremo en contacto con el chorro de agua se templa sin dificultad mientras que en los extremos más alejados la velocidad de enfriamiento y el porcentaje templado es menor.
En la figura, se muestra una probeta Jominy y la instalación para el temple. La probeta tiene 25mm de diámetro y una longitud de 100mm. El chorro de agua a temperatura de entre 20 y 25º C y consigue obtener velocidades de enfriamiento decrecientes desde la zona templada (máxima velocidad de enfriamiento) hasta el extremo opuesto (mínima velocidad de enfriamiento). El procedimiento garantiza mismas velocidades de enfriamiento en toda su longitud ya que es independiente de la composición química del acero. Las condiciones de enfriamiento son iguales en aceros diferentes y permite su comparación.
Para cuantificar la templabilidad de la probeta en toda su longitud se rectifican dos generatrices en los extremos opuestos y se evalúa la dureza Rockwell (HRc) en puntos equidistantes y cada vez más alejados del extremo templado. Las durezas obtenidas se representan en un diagrama cartesiano como el indicado en la figura donde en el eje de ordenadas se representan las durezas HRc y en el de abcisas las distancias respecto de la zona templada.
La forma de las curvas informa sobre la templabilidad de un acero. Se mide en función de la variación de la dureza desde el extremo templado hasta el extremo más alejado. Para disminuciones pequeñas de la dureza en los diferentes intervalos mayor templabilidad tendrá el acero. La templabilidad máxima se obtiene cuando las curvas Jominy son totalmente rectas. En las gráficas adjuntas se aprecia como la dureza máxima obtenida se da en el extremo de la pieza en contacto con el chorro de agua (máxima velocidad de enfriamiento) y que depende únicamente del porcentaje de carbono. También se aprecia que los elementos de aleación modifican la forma de la curva y la dureza a medida que nos alejamos más del extremo templado.
2.2. Determinación de la templabilidad mediante curvas de dureza (curvas U).
En las empresas que no dispongan de las instalaciones descritas en el procedimiento Jominy (Norma UNE 7-279) también se puede determinar la templabilidad de un acero por la evaluación de la dureza de un redondo a diferentes profundidades. El procedimiento consiste en tornear redondos del acero previamente preparados por forja o laminación y calentarlos hasta austenizarlos por completo. Pueden prepararse redondos de diversos diámetros (50, 100, 150 Y 200 mm). El enfriamiento rápido transforma la austenita en martensita y la barra o redondo es cortado en forma de discos midiéndose la dureza HRc en toda su sección, desde la periferia al interior.
En la figura se muestra un redondo con marcas del ensayo de dureza Rockwell. Cada una de las durezas obtenidas son representadas en las curvas U donde además puede representarse la resistencia del acero. Las curvas de dureza se representan para varios diámetros (50, 100, 150, 200 Y 250 mm) utilizándose un único gráfico. Las curvas superiores y más pequeñas son las que representan los redondos de menor diámetro (50 y 100 mm), las curvas restantes representan los diámetros (150, 200 Y 250 mm)
Un procedimiento semejante al descrito puede realizarse sin utilizar durómetros. El procedimiento consiste en atacar la superficie del disco templado con Nital-5 (ácido nítrico al 5%). La zona que es atacada y reacciona con el reactivo cambia de color mientras que la templada queda de color blanco. Es un procedimiento cualitativo que informa hasta donde ha penetrado el temple en las condiciones del ensayo. El tamaño de grano también informa sobre la templabilidad del redondo. El grano fino exterior indica zona templada y el grano grueso interior representa la zona sin templar.
3. Tratamientos térmicos de los aceros.
3.1. Introducción
Los tratamientos térmicos son operaciones de calentamiento y enfriamiento a las que se somete un material para que tenga una transformación microestructural o macroestructural y mejore sus propiedades mecánicas.
El objeto de algunos tratamientos térmicos es mejorar la resistencia mecánica y dureza de un acero o fundición con el fin de garantizar un buen comportamiento durante su vida en servicio. Sin embargo, en otros casos, el objeto puede ser distinto, como en algunos tratamientos térmicos que se busca ductilidad y maleabilidad, propiedades que facilitan operaciones intermedias de conformación.
El mayor uso de los tratamientos térmicos se realiza en aceros, fundiciones, aleaciones de aluminio y de titanio.
Mediante la aplicación de los tratamientos térmicos se obtienen:
a) Propiedades mecánicas deseadas en las piezas tratadas.
b) Estructuras con menos dureza que facilitan las operaciones intermedias de fabricación (conformado por deformación plástica, arranque de viruta, etc.).
c) Eliminación de la acritud de las piezas deformadas en frío.
d) Eliminación de tensiones internas generadas en los procesos de deformación plástica en frío o soldadura.
e) Estructuras más homogéneas en aquellas piezas obtenidas por solidificación fuera del equilibrio.
f) Dureza y resistencia.
g) Modificación en las propiedades físicas y resistencia a agentes químicos.
Los tratamientos térmicos se clasifican en función del tipo de material metálico al que es aplicado en dos grandes grupos: tratamientos térmicos de los aceros y tratamientos térmicos de metales no férreos. Así mismo, se distingue entre tratamientos másicos, mixtos y superficiales.
Los tratamientos másicos son aquellos en el que el ciclo térmico afecta a toda la masa de la pieza y donde los enfriamientos pueden ser isotérmicos o continuos. Los tratamientos superficiales sólo afectan a la superficie de la pieza sin modificar las propiedades del núcleo. Por último, los tratamientos mixtos, también conocidos como tratamientos termoquímicos, modifican la superficie y el núcleo pero de forma diferente. Se realizan por ciclo térmico de calentamiento y enfriamiento y por la adición, mediante procesos difusivos, de elementos como el carbono y nitrógeno en la superficie de las piezas.
Los tratamientos termomecánicos además de ser tratamientos másicos, donde el ciclo térmico afecta a toda la masa de la pieza, se aplica un trabajo mecánico al mismo tiempo. Los más utilizados: ausforming, isoforming y laminación controlada.
En las aleaciones no férreas los tratamientos térmicos más usados son el recocido, temple y revenido y la solubilización y precipitación.
Todo tratamiento térmico se define según un ciclo térmico que establece la temperatura de las etapas de calentamiento, mantenimiento y enfriamiento.
3.2. Ciclo térmico
El ciclo térmico que caracteriza un tratamiento térmico puede ser parecido al indicado en la figura siguiente (aunque los hay más complejos). Se realiza un calentamiento de la pieza a una velocidad (Vc) definida según su pendiente, hasta llegar a la temperatura de mantenimiento (Tm), donde la pieza debe permanecer un tiempo de mantenimiento (tm) para homogeneizar la estructura. Posteriormente la pieza es enfriada con una velocidad de enfriamiento (VE). La velocidad de enfriamiento es uno de los parámetros más importantes en el ciclo térmico pues de ella dependerá la estructura final y las propiedades de la pieza tratada.
En la figura de la izquierda se muestra el ciclo térmico en un tratamiento térmico y en la figura de la izquierda se muestra un tratamiento térmico con dos ciclos.
La diferencia existente entre los diferentes tratamientos térmicos es la obtención de diferentes propiedades mecánicas en las piezas tratadas relacionadas con las microestructuras y macroestructuras obtenidas. De ahí que, la diferencia en las estructuras finales obtenidas, sean definidas en el ciclo térmico y por los parámetros (Vc, TM, tm y VE). Es por ello de gran importancia determinar cómo pueden afectar cada uno de estos parámetros.
a) La velocidad de calentamiento (Vc) no afectará en gran medida a las propiedades finales de la pieza sin embargo, por razones económicas se establecen velocidades de calentamiento lo más grande posible. No pueden realizarse calentamientos demasiado rápidos porque se producen gradientes térmicos en la sección de la pieza tratada que pueden provocar distorsiones y agrietamiento. Debe evitarse diferencias de temperatura mayores a 2üoC en distancias de 25 mm medidas en secciones transversales.
b) La temperatura de mantenimiento (TM) es importante sobre todo en los tratamientos térmicos críticos, donde se produce cambio alotrópico. La temperatura de mantenimiento determinará el tamaño de grano y la homogeneidad de la estructura final. En los tratamientos subcríticos, donde no se produce ninguna transformación alotrópica su importancia también es crítica, pues definirá la estructura final.
Temperaturas demasiado altas pueden fusionar los bordes de grano y facilitar la oxidación intergranular. En estos casos se dice que el acero se ha quemado. El acero es inservible, no puede utilizarse en ninguna aplicación y la situación es irreversible.
c) El tiempo de permanencia (tm) a la temperatura de mantenimiento también es un factor importante pues afectará al tamaño de grano, la homogeneidad química y térmica en toda la sección. El coste económico se incrementa a mayores tiempos de permanencia, sin embargo, deben tenerse en cuenta los aspectos siguientes:
o A mayores tiempos de permanencia mayor será el tamaño de grano y peores serán las estructuras finales obtenidas después del enfriamiento. El acero sobrecalentado por estar durante un tiempo excesivo a la TM presenta un tamaño de grano grueso perjudicial.
o El tiempo de permanencia debe ser suficiente para que se produzca la homogeneidad química en toda la pieza por los procesos difusivos. En el caso de los aceros el tiempo de permanencia debe garantizar que toda la estructura sea austenítica y depende del espesor, la temperatura de mantenimiento, la composición y la hetereogeneidad de la pieza a tratar.
d) Por último, la velocidad de enfriamiento (VE), es el factor de mayor importancia. De él depende la estructura final y las propiedades de la pieza tratada.
Existen otros parámetros que pueden afectar al resultado final del tratamiento térmico como pueden ser: la atmósfera del medio, el tipo y morfología de la estructura inicial, las tensiones internas de la pieza, etc.
3.3. Tratamientos térmicos subcríticos
En ellos el calentamiento no alcanza la temperatura crítica inferior A 1 Y por lo tanto no se llega a ningún grado de austenización. Los más utilizados industrialmente son: revenido (posterior al temple), recocido de eliminación de tensiones, recocido de globularización y recocido de recristalización.
3.3.1. Revenido
El revenido es un tratamiento térmico que se aplica a aquellas piezas que previamente han sido templadas (martensita) y poseen gran fragilidad, tensiones internas residuales y son difíciles de mecanizar por su gran dureza.
El revenido se realiza a temperaturas inferiores a AC1 (temperatura inferior a la eutectoide) para que la estructura de temple (martensita, BCT) evolucione a un estado más cercano al equilibrio. La modificación de los microconstituyentes afecta a las propiedades mecánicas, obteniendo menores durezas y resistencias, pero aumentando la ductilidad, el alargamiento, la resiliencia y tenacidad.
El revenido se efectúa a temperaturas de entre 200 y 650ºC y se consigue transformar la martensita (monofásica BCT) en martensita revenida, formada por ferrita y cementita. Una micrografía de martensita revenida debe mostrar perqueñas partículas de cementita homogéneamente repartidas en una matriz ferrítica. Suele ser tan dura y resistente como la martensita pero con un buen comportamiento dúctil y tenaz.
Se conoce con el nombre de bonificado al tratamiento térmico de temple y revenido. Su ciclo térmico se presenta en la figura siguiente.
Las características mecánicas obtenidas en el revenido dependen de la temperatura (tM) y del tiempo de mantenimiento (TM). Para temperaturas de mantenimiento mayores (cercanas a A1) se produce la mayor disminución de la resistencia mecánica y de la dureza, mientras que la ductilidad y la resiliencia aumentan.
Entre 200°C Y 400°C aparece una disminución en la ductilidad y la resiliencia que aumentan cuando la temperatura de mantenimiento es superior a 400°C. A este fenómeno se le conoce como fragilidad del revenido y suele aparecer en aceros aleados con cromo y manganeso. Su aparición es perjudicial por lo que se recomienda evitar tiempos prolongados a esas temperaturas y utilizar aceros con contenidos bajos en cromo y manganeso.
En la figura siguiente se observa la evolución de la resistencia mecánica, dureza, ductilidad y resiliencia con la temperatura de mantenimiento en un tratamiento térmico de revenido. La resistencia mecánica y la dureza disminuyen con la temperatura. Inicialmente lo hacen de forma lenta pero a partir de los 400°C lo hacen más rápidamente. La ductilidad y la resiliencia tienen un comportamiento inverso con un mínimo cerca de los 400°C que muestra la fragilidad del revenido.
La fragilidad del revenido se debe a la segregación de elementos como P, S, As y Sb, entre otros, hacia los bordes de grano provocando una frágil cohesión entre los granos cristalinos. El cromo y el manganeso potencian la segregación, mientras que elementos como el silicio y el molibdeno la minimizan.
3.3.2. Recocido
Son tratamientos térmicos subcríticos porque durante su calentamiento no se sobrepasa la temperatura crítica inferior y no se llega al estado austenítico. Se diferencian tres procedimientos principales en función de las propiedades buscadas: recocido de eliminación de tensiones, recocido de globalización y recocido de recristalización.
Recocido de eliminación de tensiones
Es un tratamiento subcrítico realizado a temperaturas entre 400 y 600°C que tiene como objetivo disminuir o eliminar las tensiones internas de las piezas que han sido conformadas en frío, solidificadas en molde o trabajadas en forja.
Consiste en mantener durante dos o tres horas la pieza a tratar a temperaturas de entre 400 y 600°C Y realizar un enfriamiento al aire. El enfriamiento consigue reordenar los átomos en conformaciones más estables.
La temperatura máxima del recocido debe ser aquella que no afecte a la estructura y propiedades mecánicas de la pieza. Así, por ejemplo, si se ha templado y revenido a una temperatura de 4S0°C y se realiza un recocido de eliminación de tensiones a SOO°C se sobrereviene la pieza, obteniendo durezas y resistencia mecánica muy inferiores a las deseadas. El recocido debe realizarse a temperaturas de SO°C inferiores a la del revenido.
Recocido de globulización
Es un tratamiento subcrítico que se realiza a temperaturas cercanas al punto crítico inferior Ac1, 723°C (aceros hipereutectoides), que tiene como objetivo facilitar el mecanizado y la deformación plástica de las piezas.
Se aplica a aceros con elevado porcentaje de carbono (0,6 y 1,5% C) y se considera como un tratamiento intermedio, pues con él sólo se facilita la conformación. Las propiedades finales deben obtenerse con otro tratamiento térmico.
La temperatura de calentamiento es de unos 700°C, muy cercana a Ac1 Y la pieza debe ser mantenida entre 5 y 20 horas, incluso más. La velocidad de enfriamiento debe ser muy lenta (0,5ºC/min).
La estructura de un acero eutectoide es perlita laminar. Cuando se realiza el recocido de globulización las láminas de la cementita (Fe3C) y otros carburas se rompen y globulizan. Después del recocido se obtienen partículas de cementita (Fe3C) de forma globular inmersas en una matriz ferrítica.
En la transformación de la microestructura en el recocido, paso de perlita laminar a ferrita y cementita (Fe3C) globular, la dureza del acero disminuye hasta la mínima con la globulización total.
Recocido de recristalización o contra acritud
Tratamiento térmico subcrítico aplicado para eliminar el endurecimiento o acritud adquirida por un metal o aleación cuando es deformado en frío (trefilado, estirado, laminado, etc.).
La deformación mediante trabajo en frío endurece el material mientras produce la forma deseada. Sin embargo, cuando se pretende realizar grandes deformaciones el grado de endurecimiento es tal que el material pierde tenacidad y se fragiliza pudiendo romper si se continúa deformándolo.
El comportamiento dependerá del tipo de material trabajado. El magnesio, por ejemplo, con estructura hexagonal compacta (HCP) tiene un número limitado de sistemas de deslizamiento por lo que sólo permite pequeñas deformaciones en frío antes de romperse.
Cuando se necesita deformar en frío un material con cierto endurecimiento o acritud debe realizarse el recocido de recristalización o contra acritud para mejorar su maleabilidad y ductilidad. La combinación de trabajo en frío y de recocido permite obtener grandes deformaciones.
Se efectúa a la temperatura de recristalización del metal o aleación, un 40% de la temperatura de fusión. En los aceros se realiza a unos 550°C durante 2 horas y posterior enfriamiento al aire. El componente final obtenido es un material blando y dúctil, que conserva el buen acabado superficial y dimensional obtenido en la deformación plástica en frío.
La ductilidad conseguida con el recocido en los aceros se debe a la recristalización de la ferrita. Cuando se calienta un acero a unos 550°C los granos de ferrita pierden la forma alargada producto de la deformación plástica y adquieren la forma equiaxial inicial. Los granos de perlita no adquieren la forma equiaxial en el tratamiento térmico es por ello que en procesos de deformación plástica se emplean aceros hipoeutectoides.
En el proceso de recocido contra acritud se distingues tres etapas: recuperación, recristalización y crecimiento de grano.
En la etapa de recuperación la estructura del material trabajado en frío tiene los granos alargados y gran número de dislocaciones entrecruzadas. En esta etapa la densidad de dislocaciones se mantiene constante y las propiedades mecánicas del material apenas cambian.
Sin embargo, la reordenación de las dislocaciones reduce las tensiones internas, se produce un aumento considerable de la conductividad eléctrica y se mejora la resistencia a la corrosión.
La recuperación es adecuada para eliminar las tensiones en materiales conductores que han sido fuertemente deformados en frío. Un ejemplo lo constituye el trefilado de cobre o aluminio, donde se busca la obtención de hilos de sección constante y elevada conductividad eléctrica.
Así pues, en la primera etapa del recocido se consiguen los siguientes efectos:
- Eliminación de los esfuerzos residuales.
- Reordenamiento de dislocaciones.
- Las propiedades mecánicas no se modifican pero sí las eléctricas (mejora la conductividad).
- La forma de los granos no se modifica y si se ha realizado un trefilado estos conservan la deformación.
En la etapa de recristalización se realiza a temperaturas mayores que la recuperación (400°C) y en ella se produce el crecimiento de nuevos granos con forma equiaxial y con baja densidad de dislocaciones. El material recupera su plasticidad.
Las propiedades mecánicas del material recristalizado cambian respecto del material de partida deformado en frío. Así, la dureza, la resistencia máxima, el límite elástico disminuyen y la ductilidad aumenta. En estas condiciones el material puede volverse a deformar en frío.
La recristalización es empleada en piezas que deben sufrir grandes embuticiones o fuertes estampadas para su conformación.
En la etapa de crecimiento de grano, a mayores temperaturas el tamaño de grano crece y se empeoran las propiedades mecánicas de la aleación.
3.3.3. Normalizado
Es un tratamiento térmico subcrítico semejante al recocido pero que se realiza a temperaturas más altas y la velocidad de enfriamiento es ligeramente más elevada (enfriamiento al aire).
Sus ventajas son la rapidez y facilidad de realización, las durezas finales son algo más elevadas y la estructura más fina.
3.4. Temple
Tratamiento térmico en el que se calienta el material por encima de la temperatura crítica superior (estado austenítico) y se enfría rápidamente para obtener martensita.
La transformación martensítica confiere al acero buenas propiedades mecánicas: dureza y resistencia a la tracción pero disminuye el alargamiento, la estricción y la resiliencia.
Cuando se ensayan diferentes velocidades de enfriamiento de la austenita, desde velocidades lentas (recocido), hasta velocidades muy rápidas, se obtienen estructuras diferentes. A bajas velocidades, cercanas a las de equilibrio, se obtiene perlita laminar gruesa muy blanda. A medida que la velocidad de enfriamiento aumenta, las estructuras obtenidas son diferentes, pasando de perlita gruesa, a más fina, sorbita e incluso troostita, con durezas cada vez mayores. Cuando la velocidad de enfriamiento es alta, se obtiene la martensita.
Es por ello que uno de los parámetros más importantes es la velocidad crítica de enfriamiento, que se define como la velocidad mínima necesaria para obtener martensita en toda la pieza (temple total).
La transformación de la austenita a martensita por enfriamiento rápido sigue un proceso atérmico en el que se produce un cambio alotrópico y de solubilidad de la austenita. La transformación no depende ni de la difusión ni del tiempo sino que únicamente depende de la temperatura y de la velocidad de enfriamiento.
En los aceros el cambio alotrópico se produce al transformar la austenita con la estructura FCC a martensita con estructura tetragonal centrada en el cuerpo (BCT). La estructura tetragonal se produce por el atrapamiento de átomos de carbono en posiciones intersticiales, evitando que la estructura transforme a FCC.
Durante la transformación no sucede ningún cambio químico de forma que la martensita tiene la misma composición química que la austenita de partida.
La dureza de la martensita obtenida depende del porcentaje de carbono del acero. Así, en los aceros con contenidos de carbono de entre 0,1 Y 0,4% C la dureza varía desde 30 a 60 HRc. Los aceros con contenidos mayores a 0,6% C la dureza es de 65 HRc. El mayor porcentaje de carbono crea martensita en forma de capas finas sobrepuestas de elevada dureza y gran fragilidad. Las propiedades son debidas a la ausencia de planos de deslizamiento que permiten el desplazamiento de las dislocaciones y al tamaño de grano que es fino.
En la siguiente figura se muestra la transformación martensítica de la austenita. Se produce la transformación desde una estrutura cúbica centrada en las caras (austenita) a una estructura tretagonal centrada en el cuerpo. Los átomos oscuros representados en el centro de las aristas representan la posición ocupada de forma intersticial por un átomo de carbono
3.4.1. Factores que afectan al temple
Para obtener estructuras totalmente martensíticas la velocidad de enfriamiento debe ser superior a la velocidad crítica de enfriamiento. Cuando la velocidad es inferior, el temple no será perfecto y se obtienen otras estructuras en función de la forma de las curvas TEC.
Los factores que pueden modificarse para asegurar el temple martensítico dependen de las características del material (composición química, tamaño de grano, estructura inicial de partida y homogeneidad de la austenita) y de las dimensiones, forma y medio de enfriamiento.
Composición del acero. Los aceros con gran porcentaje de carbono tienen las curvas TEC de inicio de transformación desplazadas hacia la derecha permitiendo realizar enfriamientos con velocidades críticas de enfriamiento menos energéticas.
Se considera la velocidad crítica de temple (VCE) en un diagrama TEC como la velocidad mínima de enfriamiento que garantiza la transformación total de la austenita en martensita. Gráficamente se representa con una curva de enfriamiento continuo que es tangente a la nariz de inicio de transformación.
Otros elementos de aleación también desplazan las curvas hacia la derecha como el manganeso y el cromo. Este último, el cromo, además de desplazarlas modifica su forma generando dos narices. En estos casos la velocidad de enfriamiento necesario para templar el acero se define como la tangente a la nariz más pronunciada y que exija el enfriamiento más energético.
En la siguiente figura se representa como el manganeso desplaza las curvas TEC hacia la derecha facilitando la operación de temple por necesitar enfriamientos menos energéticos. Las dos curvas son de un mismo acero con cantidades crecientes de manganeso.
El cromo por su parte además de desplazar las curvas hacia la derecha modifica su forma, como se observa en la siguiente figura. Una mayor adición de cromo puede generar la coexistencia de dos narices. En estos casos la velocidad crítica de enfriamiento se define por la tangente a la nariz que exige un enfriamiento más energético.
Tamaño de grano. El incremento del tamaño de grano austenítico provoca el desplazamiento de las curvas TEC hacia la derecha permitiendo realizar enfriamientos menos energéticos que con el grano fino y facilitando el temple.
Sin embargo, el incremento de tamaño de grano austenítico por largos tiempos de mantenimiento en el estado austenítico provoca estructuras martensíticas muy frágiles sin aplicación industrial.
Estructura preliminar. La temperatura y el tiempo de mantenimiento necesario para austenizar de forma homogénea un acero depende de la estructura inicial de partida. Los aceros hipoeutectoides requieren de tiempos cortos en su austenización por contener ferrita. Los aceros hipereutectoides, con elevado porcentaje de carbono y estructura cementítica, requieren mayores temperaturas y tiempos más prolongados para su austenización.
Cuando se tienen aceros aleados, los tiempos y temperaturas necesarias para la austenización son mayores cuando se aumentan el porcentaje de elementos de aleación, sobre todo cuando se tienen en forma de carburos.
Dimensiones y formas de las piezas. El enfriamiento provocado en una pieza depende de la relación superficie/volumen. En las piezas finas, la velocidad de enfriamiento es prácticamente la misma en la superficie que en el núcleo. No sucede lo mismo en las piezas gruesas debido al efecto masa que provoca mayores velocidades de enfriamiento en el exterior que en el interior.
La forma de las piezas también modifica la velocidad de enfriamiento por tener espesores y formas diferentes.
Modo de enfriamiento. La utilización de agua, aceites o sales fundidas con diferentes propiedades provocan enfriamientos más o menos energéticos.
La teoría de enfriamiento define tres etapas con diferente extracción de calor. En la primera etapa y cuando la pieza a enfriar es introducida a alta temperatura en el baño de enfriamiento se produce una capa de vapor que dificulta el enfriamiento. La segunda etapa, la más rápida, se produce cuando la fase de vapor existente entre la superficie de la pieza y el líquido de enfriamiento desaparece y es sustituido por líquido en ebullición. Las burbujas producidas en el baño son responsables de la rápida evacuación del calor. La tercera y última etapa es la más lenta y se inicia cuando la temperatura de la pieza y la del medio de enfriamiento es pequeña.
La elección del mejor medio de enfriamiento se da cuando la segunda etapa se mantiene durante el máximo tiempo posible y su velocidad de extracción es grande. Es por ello necesario seleccionar un medio de enfriamiento teniendo en cuenta su calor específico, calor de vaporización, viscosidad, temperatura de ebullición y conductividad térmica, además de su bajo poder de degradación. Los más empleados son: agua, aceite, plomo, mercurio y sales fundidas.
Estado de la superficie. La presencia de cascarilla, aceites de corte o residuos carbonosos por la cementación pueden disminuir la conductividad térmica y afectar a la primera etapa del enfriamiento (generación de la capa de vapor), disminuyendo la capacidad de enfriamiento.
3.4.2. Tipos de temple
Se distinguen varios tipos de temple en función de las técnicas operativas utilizadas, el medio de enfriamiento o de los resultados finales obtenidos. Los más empleados son: temple de austenización completa o incompleta, temple interrumpido en agua y aceite o agua y aire, temple isotérmico. Austempering y martempering, temple superficial (inducción o a la llama).
3.4.2.1. Temple de austenización completa
Consiste en calentar, generalmente aceros hipoeutectoides, por encima de la temperatura crítica superior (Ac3/Acm) unos 50°C hasta austenización homogénea y completa y posterior enfriamiento en agua, aceite, aire, etc., en función de la templabilidad. La velocidad de enfriamiento debe ser superior a la crítica y no cruzar la curva de inicio de transformación.
El constituyente obtenido es martensita cuando la austenización ha sido completa y la velocidad de enfriamiento superior o igual a la crítica.
3.4.2.2. Temple de austenización incompleta
Se aplica en aceros hipereutectoides calentando a temperaturas superiores (50°C) a la crítica superior Ac321. De esta forma sólo se transforma la perlita en austenita, quedando la cementita residual sin transformar. Al enfriar rápidamente a velocidad superior a la crítica la austenita se transforma en martensita y queda la cementita sin transformar.
3.4.2.3. Temple interrumpido
Son aplicados cuando se desea templar piezas complejas sin que se desarrollen tensiones internas por utilizar velocidades de enfriamiento demasiado rápidas.
Consisten en enfriar rápidamente durante los primeros instantes del enfriamiento para poder salvar la nariz de las curvas TTT y posteriormente enfriar con velocidades inferiores durante la transformación martensítica. De esta forma se obtienen piezas templadas sin deformaciones ni grietas.
Son dos los procedimientos más utilizados industrialmente y se distinguen por el medio de enfriamiento utilizado en cada una de las dos etapas:
- En agua y aceite. El enfriamiento inicial se realiza de forma energética con agua. Se obtienen velocidades de enfriamiento superiores a la crítica y se consigue salvar la nariz de la curva TTT. Posteriormente se cambia el medio de enfriamiento (aceite), menos energético y que permite transformar la austenita en martensita sin que las diferencias bruscas de temperatura provoquen grietas ni deformaciones acusadas.
- En agua y aire. Es parecido al anterior pero la interrupción del enfriamiento con agua se realiza a unos 225°C. A continuación se enfría al aire para que la transformación se produzca de forma suave y sin deformaciones.
3.4.2.4. Temple isotérmico
Se emplean dos tratamientos: austempering y martempering. Se caracterizan por realizar la transformación de la austenita a temperatura constante o a velocidad constante.
- Austempering. Consiste en calentar a temperatura superior a la crítica superior (Ac3 o AC321) para obtener austenita homogénea y después enfriar de forma energética hasta temperaturas de entre 200 y 500°C, por encima de la temperatura de inicio de transformación de la martensita (Ms), por debajo de la nariz de la curva TTT. La transformación de la austenita se realiza de forma isotérmica (a temperatura constante) obteniendo bainita.
La transformación isotérmica evita la aparición de tensiones internas (grietas y deformaciones), no necesitan revenidos posteriores y se obtiene mejor tenacidad que con el bonificado.
- Martempering. Es parecido al anterior pero el constituyente final obtenido no es bainita sino martensita. Se realiza efectuando un enfriamiento energético inicial, a velocidad superior a la crítica para no obtener estructuras intermedias como la perlita hasta unos 200 °C por encima de la temperatura de inicio de la transformación de la martensita (Ms). El enfriamiento isotérmico se realiza al aire y después de la transformación total de la austenita se efectúa un revenido.
Al igual que con el austempering la transformación isotérmica evita la aparición de tensiones internas y deformaciones, obteniendo una estructura final de martensita revenida.
3.5. Tratamientos termomecánicos
Son tratamientos en los que se combina la acción simultánea de una energía mecánica de deformación plástica permanente con la acción térmica para modificar la macroestructura del acero tratado y mejorar propiedades mecánicas como la dureza, elasticidad y tenacidad.
Se clasifican en función de la temperatura a la que se realizan en tratamientos en frío y tratamientos en caliente. Cuando el tratamiento se realiza a temperaturas superiores a la de recristalización del acero el tratamiento es en caliente, en caso contrario se dice que es en frío.
Los tratamientos en frío comprenden a la embutición y trefilado. Los tratamientos en caliente, la forja, extrusión, estirado y laminación.
- Tratamientos en frío. Incrementan la dureza y el límite elástico sin producirse difusión por la deformación plástica a temperaturas inferiores a la de recristalización. En los procedimientos asociados a la obtención de fuertes reducciones de sección provocan que las piezas se vuelvan duras y frágiles (acritud) y puedan romper si se sigue con la deformación. En estos casos deben tratarse térmicamente mediante recocido contra acritud que afina el grano, homogeneiza la estructura y permite seguir deformando plásticamente el metal.
- Tratamientos en caliente. Están basados en la aptitud que tienen ciertas aleaciones para recristalizar y crecer en tamaño de grano. La deformación plástica experimentada en un acero cuando es conformado a temperaturas superiores a la de recristalización es más fácil por tener mayor número de sistemas de deslizamiento debido a la agitación térmica. Además, a estas temperaturas se produce una disminución en la resistencia que oponen los granos en su deformación.
Durante la deformación plástica debe darse simultáneamente la recristalización de los granos deformados, así el material no adquiere acritud. La conformación en caliente permite obtener mayores deformaciones que en la conformación en frío y .con la aplicación de menores esfuerzos. Además el grano obtenido es más fino, no se tienen tensiones residuales y la resistencia mecánica es mayor.
El ausforming (forming, deformación, y aus, austenita) es un tratamiento termomecánico que permite deformar plásticamente una pieza y templarla posteriormente. Se realiza en los aceros que tienen curvas TTT con dos narices a temperaturas comprendidas entre los 400 y 600°C. A estas temperaturas los tiempos de inicio y final de transformación son largos y puede deformarse el acero sin temor a su transformación.
El acero se deforma a temperatura superior a Ms e inferior a la temperatura de recristalización sin que la austenita homogénea sufra transformación martensítica. Después de la deformación plástica y de acumular acritud se templa y reviene.
La combinación de la acritud por deformación, el temple y el revenido final hace que el acero adquiera unas propiedades mecánicas excelentes.
Para realizar el ausforming deben seguirse las cinco etapas indicadas en el siguiente diagrama. Inicialmente se calienta el acero hasta su estado austenítico. Se enfría en un horno a temperaturas comprendidas entre los 440 y 630°C Y se deforma isotérmicamente a esa temperatura. La deformación se realiza por forja, embutición profunda, laminación o extrusión. El material adquiere mayor dureza cuando mayor es la deformación aplicada. Después de su deformación se realiza el temple y se practica un revenido en función de las propiedades finales deseadas (tenacidad y dureza).
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