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PRÁCTICAS DE

METALOTECNIA

Ignacio Villalonga Barreiro-Meiro

Ignacio Serrano Mora

Jesús Arias Prada

Pedro Cotilla Ruíz

Raúl de la Torre Caba

Sergio Galán Minero

2

3

ÍNDICE

CONTROL DE MATERIALES POR ENSAYOS NO

DESTRUCTIVOS (ULTRASONIDOS)………………………………4

MEDIDAS DE DUREZA Y CARACTERIZACIÓN DEL ACERO…9

VARIACION DE PROPIEDADES MECÁNICAS POR ACRITUD Y

RECOCIDO POSTERIOR…………………………………………….15

TRATAMIENTOS TERMICOS DEL ACERO……………………….24

TRATAMIENTOS TÉRMICOS DE ALEACIONES DE

ALUMINIO……………………………………………………………28

CÁLCULO DE PROPIEDADES DE ACEROS EN FUNCIÓN DE SU

COMPOSICIÓN……………………………………………………….31

4

CONTROL DE MATERIALES POR ENSAYOS NO

DESTRUCTIVOS (ULTRASONIDOS)

Introducción a la práctica:

El objetivo de esta práctica es analizar las piezas mediante ensayos no destructivos para

detectar posibles defectos superficiales en dichas piezas.

Para realizar esta inspección, se dispondrá de tres técnicas diferentes:

-Técnica de líquidos penetrantes: empleada para las piezas de aluminio.

-Técnica de las partículas magnéticas: empleada para las piezas de acero, ya que se trata de

un material ferromagnético.

-Técnica de ultrasonidos: empleada para la inspección de la pieza con el fin de descubrir los

defectos de la misma (como son y donde están).

Además

ella.

Por último, se deberá comprobar el estado de las piezas tras ser sometidas a los tratamientos

térmicos, ya que podrían provocar la aparición de grietas nuevas y defectos en el material.

Fundamento teórico:

Se denomina ensayo no destructivo a cualquier ensayo que no altere de forma permanente

las características del material ni su estado.

Ensayo mediante líquidos penetrantes:

Este ensayo permite la detección de grietas superficiales. Se puede aplicar en cualquier

tipo de material excepto en materiales de tipo poroso. Se emplea generalmente para la inspección

de aleaciones no férreas, por lo que en esta práctica

aluminio.

Las fases de este método son:

-Limpieza de la pieza.

-Secado.

-Aplicación del líquido penetrante. En nuestro caso, se utiliza un penetrante coloreado. Se deja

actuar un tiempo determinado (en torno a 15 min.)

-Eliminación del exceso de penetrante con agua.

-Secado.

-Aplicación del revelador (suele ser un polvo blanco). Esperar un tiempo suficiente para que el

revelador absorba el líquido que ha penetrado en las discontinuidades.

5

-Método de las partículas magnéticas:

Los defectos detectables mediante este método se encuentran sobre la superficie de la

pieza o a muy poca profundidad. Su uso se limita exclusivamente a materiales ferromagnéticos;

por lo tanto, lo emplearemos para la inspección de nuestras piezas de acero. Se trata de una

inspección más rápida que la de líquidos penetrantes.

n).

ponga en e

necesario repetir el proceso girando las piezas 90º.

Ensayo mediante ultrasonidos:

todo sirve para detectar defectos

superficiales, bajo la superficie e internos.

El equipo utilizado e

Los palpadores pueden ser de dos tipos:

- cristal simple

- doble cristal, siendo este el que mayor precision aporta a distancias cortas.

Realizacion de la practica:

efectos internos en la misma.

Datos del equipo utilizado: Palpador simple MB4S2, con un sistema digital de

ultrasonidos TECAL 1997. Velocidad en acero 5920m/s

apr

6

cara que no tiene taladro.

Con el palpador en el centro de la cara circular

de la pieza. Restando ambas distancias, se obtiene la longitud total del taladro.

Cabe reseñar que al ser la punta del taladro cónica, nos encontramos con una señal que no

correspondía a las medidas, y que fue producida por un reflejo en la superficie cónica del taladro.

R

posicionando y evaluando las posibles superficies reflectoras que se localicen.

Datos del equipo utilizado: Palpador simple MB4S2, con un sistema digital de

ultrasonidos TECAL 1997. Velocidad en aluminio 6266m/s

Se vuelve a calibrar el equipo de ultrasonidos seleccionando el palpador de cristal simple

y el material en estudio; en este caso, el aluminio.

Se dimensiona la pieza: 31mm de alto, 149mm (y) y 94 mm (x) son los lados del

paralepipedo. Se les sitúa en ejes x e y para poder localizar las discontinuidades

Tras estudiar detenidamente la pieza encontramos 4 discontinuidades claras:

-La discontinuidad 1) aparece en las coordenadas x=74mm, y=115mm. Por su tamaño

consideramos que es un taladro circular con una profundidad de 27mm

-La discontinuidad 2) aparece en x=70mm, y= 110mm. Su cercanía a 1) nos indujo a

error en un primer momento, pero tras analizarla con detenimiento concluimos que era otro

taladro de profundidad 17mm

-La discontinuidad 3) situada en x=60mm, y=45mm, es un taladro circular de

aproximadamente 20mm de diámetro y con una profundidad de 17mm. Pero dentro esta situada

otra discontinuidad muy profunda (a menos de 5mm de la cara en la que estamos ensayando).

Las imágenes mostradas por el equipo (adjuntadas mas adelante) muestran claramente la

discontinuidad grande, pero en un punto la señal estaba muy distorsionada, pudiendo confundirse

con el eco inicial. Esto podría ser producido por un efecto rebote en una superficie oblicua

también.

-La discontinuidad 4) situada en x=65mm, y=20mm, es un taladro de profundidad 22.

A continuación adjuntamos imágenes sobre los dimensionamientos de la placa, la probeta

y las discontinuidades. También adjuntamos las imágenes mostradas por el sistema digital de

ultrasonidos.

7

8

9

MEDIDAS DE DUREZA Y CARACTERIZACIÓN DEL ACERO

Introducción a la práctica:

El objetivo de esta práctica es medir la dureza de las distintas piezas que nos proporciona el

laboratorio mediante los métodos de Rockwell y Vickers.

Además caracterizaremos el acero desconocido proporcionado por el laboratorio mediante el

método de Jominy completo según la norma UNE EN ISO 642.

Realización del Método Vickers:

El ensayo Vickers es el método más avanzado aunque aplicando estrictamente la norma cada

carga designa una escala diferente. Permite dar respuesta a todos tipos de materiales sin más que

cambiar la carga. Utiliza un penetrador de diamante en forma de pirámide recta cuadrada contra

la superficie de una probeta. Se mide la longitud de la diagonal de la huella que ha quedado en la

superficie al dejar de aplicar la carga del ensayo (30kg). Mantendremos la carga 15 segundos

para después medir las diagonales de la huella, obtendremos su media y consultaremos las tablas.

En la realización del método Vickers con aluminio recocido, aluminio de alta resistencia y

aluminio magnesio endurecido por acritud los valores obtenidos son:

-Aluminio recocido M-O 67 HV30

-Aluminio alta resistencia 62 HV30

-Aluminio magnesio M-H 104 HV30

Como demuestran los resultados, tras el tratamiento de acritud con rodillos al 50% la dureza

aumenta notablemente frente a la de la chapa en estado de recocido.

El ensayo Rockwell:

Es el más utilizado en la industria debido a su sencillez y rapidez, es imprescindible

elegir la escala adecuada para cada material. Presenta más posibilidad de error que otros

métodos. Utiliza un penetrador cono de diamante (Rockwell C), bola de acero o metal

duro(Rockwell B) contra la superficie de una probeta de ensayo con dos cargas sucesivas y se

mide el incremento de profundidad una vez retirada la segunda y mantenida la primera. A partir

del valor de h y de dos constantes se calcula la dureza mediante una formula matemática

dependiendo de la escala.

Procedemos al ensayo Rockwell C (cono de diamante) en el que obtenemos un valor de

18 HRC el cual es menor que 20 HRC por tanto es inválido ya que para la escala C el HRC debe

tener un valor superior a 20 HRC.

Volvemos a realizar el ensayo ahora con una bola de acero de 1/16 pulgadas (Rockwell

B) en la misma pieza pero a una distancia prudencial para que el anterior ensayo no nos perturbe

el resultado. Obtenemos un valor de 93 HRBS.

10

Caracterización del acero

Introducción:

El objetivo de esta práctica es la caracterización de un acero. Caracterizado según la

norma UNE EN 10083-1. Para ello debemos conocer cuáles son sus propiedades, que

conseguiremos comprobando el comportamiento de una probeta de dicho acero en el temple.

El temple es un tratamiento que se utiliza para aumentar la dureza de un material,

sometiendo al material a un enfriamiento rápido que previamente había sido calentado hasta su

temperatura de austenización. En nuestro caso (probeta de acero) con este enfriamiento rápido

conseguimos que quede atrapado en la red del hierro átomos de carbono. La fase final que

alcanzaremos la denominaremos martensita que presenta mayor dureza que la original, evitando

transformaciones baíniticas y perlíticas. Esta dureza dependerá de la cantidad de carbono

atrapada. La templabilidad es la facilidad del acero para templar a velocidades de enfriamiento

menores.

Para medir la templabilidad del acero utilizaremos el ensayo normalizado de Jominy.

Para realizarlo, nos apoyamos en la norma UNE-EN ISO 642. La probeta normalizada de

morfología cilíndrica va a ser de 25mm de diámetro por 100mm de longitud. Dicha probeta se

calentará en un horno hasta la temperatura de austenización donde permanecerá durante 30

minutos. Después de este tiempo pasaremos la probeta al templado, el tiempo de transición del

horno al templado no debe de exceder de 5 segundos. Templaremos la probeta aplicando un

chorro de agua sobre la base durante 10 minutos, obteniendo de esta manera en cada sección

transversal una velocidad de enfriamiento diferente.

La temperatura de austenización la podremos calcular mediante la fórmula que nos

proporciona el guión de prácticas TA (ºC) = 830-100(%C-0,4) - 30(%Mn) + 30(%Si) – 10(%Ni)

+ 20(%Cr). O el programa Acecal. Pero antes debemos conocer la composición química de

nuestro acero. En la práctica se usó 850ºC.

La composición de nuestro acero la hemos obtenido mediante el programa ACECAL

ajustando una curva Jominy a la curva experimental obtenida en el laboratorio.

Nuestros datos de acero obtenidos son los siguientes:

C Mn Si P S Cr Ni Mo V Cu

0.35 1.25 0.3 0.025 0.025 0.9 0.8 0.08 0 0

Nuestra temperatura de austenización seria de: 816.5ºC

A continuación rebajaremos la probeta para lograr dos generatrices opuestas de una

anchura suficiente para realizarle un ensayo de dureza Rockwell C. Iremos midiendo la dureza a

lo largo de la generatriz observando una diferencia de dureza conforme vamos de un extremo al

otro. El extremo templado presentará más dureza gracias a la estructura martensítica, mientras

nos alejamos de él empezará a bajar la dureza por la aparición de estructuras baíniticas y

posteriormente perlíticas.

11

0

10

20

30

40

50

60

0 20 40 60 80 100

Du

reza

HR

C

Distancia al extremo templado (mm)

Con esos datos de dureza, dibujaremos la curva Jominy que representa la dureza a lo

largo de la generatriz en función de la distancia al extremo templado. A partir de esta curva

podremos obtener la distancia Jominy que es la distancia al extremo templado hasta la cual

obtenemos una estructura completamente martensítica.

Los datos obtenidos en el laboratorio mediante el ensayo Rockwell C de la probeta son

los siguientes:

Distancia al extremo templado (mm) Dureza HRC

90 28

80 29

70 30

60 30

50 31

45 32

40 35

35 36

30 37

25 44

20 49

15 50

13 50

11 51

9 51

7 53

5 53

3 52

1,5 52

Curva Jominy:

12

Observamos como efectivamente la dureza a medida que nos alejamos del extremo

templado va a ir decayendo, debido a que la velocidad de enfriamiento cada vez es más lenta y

vamos a ir entrando en las zonas baínitica y perlítica de transformación del acero.

Para deducir la templabilidad del acero, se deberá obtener la dureza del acero para una

composición de 99% y 50% de martensita. Una vez conocidos dichos datos, se leerá en la curva

Jominy a qué distancia se consiguen tales porcentajes de martensita.

Para averiguar que dureza ha de tener el acero para 99% y 50% de martensita, se

procederá de dos maneras: examinando las curvas de Hodge y Orehoski que relacionan la dureza

obtenida con la composición en carbono y el porcentaje de martensita, y con la ayuda del

programa ACECAL que da directamente la dureza correspondiente a 99% y 50% de martensita.

La Grafica corresponde al primer método. Para el acero estudiado, que tiene un 0.35% de

Carbono, la dureza esperada para un 99% de martensita es de 53 HRC y para un

50% es de 41 HRC.

De los datos anteriores, se deduce que la probeta tiene un mínimo de 99% de martensita hasta

5mm y un mínimo de 50% de martensita hasta 27mm.

Con el programa ACECAL, las durezas correspondientes a 99% y 50% de martensita son

prácticamente iguales a las obtenidas por el primer metodo (52 HRC y 43 HRC).

13

A continuación, se calculara la velocidad crítica de enfriamiento: La norma UNE EN

10083-1 proporciona la velocidad de enfriamiento para cada distancia al extremo templado.

Utilizando la gráfica siguiente, se podrá obtener la velocidad mínima de enfriamiento para

obtener 99% y 50% de martensita, es decir, las velocidades críticas.

Las velocidades críticas serán:

-Para DM99: 140 ºF/seg

-Para DM50: 9ºF/seg

14

30

35

40

45

50

55

60

65

70

0 10 20 30 40 50

Du

reza

HR

C

Distancia al eje(mm)

Banda de templabilidad según norma

Consultando la norma UNE EN 10083-1 y representando la curva Jominy obtenida en el

ensayo (curva roja), se puede apreciar claramente que la curva Jominy experimental no se

encuentra dentro de los valores esperados, por tanto no se considerará válida ya que no se

encuadra entre la primera y la última curva de la norma (curvas negras).

Banda de templabilidad según la norma:

Nuestra temperatura de austenización seria de: 816.5ºC

15

VARIACION DE PROPIEDADES MECÁNICAS POR ACRITUD

Y RECOCIDO POSTERIOR

Introducción:

El endurecimiento por acritud es un proceso en el que, deformando plásticamente un metal a

bajas temperaturas, se consigue aumentar su dureza. Este endurecimiento progresivo es debido al

efecto de las dislocaciones que, al deformarse plásticamente el metal, aumenta la densidad de

dislocaciones en el mismo y estas comienzan a interaccionar entre sí, frenándose.

Durante este proceso aumentan el límite elástico, la dureza y la resistencia a tracción pero a

cambio se pierde plasticidad y tenacidad. Lo que no perderemos será el módulo elástico que

permanecerá igual. A este nuevo estado del aluminio se le conocerá como H1.

Este proceso deberá realizarse en frio puesto que si lo hacemos a altas temperaturas las

dislocaciones se moverían fácilmente y cambiarían de plano produciendo su reordenación y

aniquilamiento.

El recocido contra acritud es un tratamiento que mejora la plasticidad y la tenacidad de los

metales tratados previamente por acritud. Se trata de una transformación térmica a una

temperatura y un tiempo determinado, y con este proceso se produce una evolución del metal

desde el estado metaestable en que se encontraba tras el endurecimiento por acritud hacia uno de

mayor equilibrio. Será conocido este estado como H2. A nivel interno de la estructura, se

originan unos granos que sustituyen a los originales, al tiempo que disminuye el número de

dislocaciones. Las etapas del recocido mejoran la plasticidad del metal tras el endurecimiento

por acritud. Sin embargo, la temperatura y tiempo de recocido deben ser los adecuados para que

no se favorezca durante su desarrollo el crecimiento de grano en exceso, ya que esto podría

provocar, entre otros, un aumento indeseado de la plasticidad, un empeoramiento de las

propiedades mecánicas o dar lugar a tensiones internas que podrían acabar ocasionando grietas.

Clasificar e identificar la aleación según la norma UNE-EN 573-3:

Debido al alto porcentaje de magnesio nuestra aleación se encuentra en las aleaciones 5000.

Por las demás cantidades de aleantes la aleación es EN-AW 5754.

Probeta Fe Si Cu Mg Mn Zn Cr Ti

M

(L39)

0.28 0.14 0.07 3.16 0.153 0 0.068 0.01

16

Medir la dureza:

Tenemos dos chapas del mismo aluminio. Una de ellas ha sido tratada con un 50% de acritud

previamente.

La dureza Vickers (HV30) para la chapa de tracción es: 67 HV30

Deducción de los valores siguientes, módulo de elasticidad, limite elástico convencional

con el criterio del 0,2%, resistencia a tracción y alargamiento de rotura sobre una longitud

inicial de 5,65 So

El ensayo ha sido realizado varias veces para cerciorarnos que la medida es buena y además

en los extremos para que las marcas que deja el penetrador no interfieran en el ensayo a tracción.

Acto seguido, se realiza una laminación en frio, pasando la pieza por el rodillo mecánico, hasta

conseguir una reducción de sección (reflejada en la variación de espesor) del 10%.

-Esp. inicial = 4.022 mm

-Esp. final teórico = 3.6198 mm

-Esp. final real = 3.659 mm

En realidad, la reducción de sección efectiva es del 9%. Se mide la dureza obtenida tras el

proceso de acritud obteniendo 84 HV30. A continuación se lleva a cabo el ensayo de tracción

sobre la probeta laminada. La sección de referencia So = ancho x espesor = 56.71 mm2,

proporcionando una longitud inicial para medir el alargamiento de 42.55 mm.

Los datos que necesitamos obtener del diagrama son los anteriormente comentados

sabiendo que la longitud base del extensómetro es Le=50mm.

Tenemos que expresar los valores obtenidos en tensión-deformación por lo que los datos

del diagrama los transformaremos mediante las ecuaciones de σ=F/S y ε=Lf-Lo/Lo.

Para calcular el módulo elástico, E, basta con dividir la tensión entre la deformación en

cualquiera de los puntos intermedios del tramo lineal de la curva de tracción.

-El alargamiento de rotura es: (56,44-50)/50 =12.8%

El módulo de elasticidad se obtiene de σ/ ε. O bien, se utilizan dos puntos, uno de la zona

lineal y otro de la paralela, obteniendo un módulo elástico aproximado de 70GPa. Para calcular

el Límite elástico con criterio del 0,2% se traza una paralela al tramo lineal desde la extensión

correspondiente al 0,2% de deformación y el corte con la curva de tracción que parte del origen

es la carga correspondiente al límite elástico (dividido por la sección de referencia se obtiene el

limite elástico).

17

σ 0,2= Carga (N)/ So = 296,24 MPa

La resistencia a tracción es la tensión máxima que aparece en la gráfica del ensayo a

tracción. En nuestro caso, el valor máximo de dicha carga es 18585 N lo que arroja una tensión

máxima aproximada igual a Rmax= σmax= carga(N)/So= 327,72 MPa

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 1 2 3 4 5 6 7

C

a

r

g

a

(

K

N)

Extensión (mm)

Aleación de Al 5754 Longitud base extensómetro 50mm

18

30

40

50

60

70

80

90

100

100 150 200 250 300 350 400 450

Du

reza

HV

30

Temperatura ºC

Medir la dureza Vickers después de este recocido:

La dureza Vickers sin recocido es 105HV30 y después del recocido obtenemos una

dureza menor de valor 90HV30. Esto era de suponer que iba a bajar la dureza porque al

aumentar la temperatura se favorece el movimiento de las dislocaciones.

Primero, a temperaturas de recocido bajas se observa una zona con muy poca pendiente.

En esta zona, por lo tanto, la dureza, la resistencia y el límite elástico disminuyen y la probeta

avanza hacia la estabilización, mientras aumenta la plasticidad, la tenacidad y la conductividad

eléctrica. En este periodo la estructura granular no varía y la de celdillas crece su tamaño y

disminuyen las dislocaciones en su interior y se forman subgranos. Esta zona se conoce como la

fase de Restauración, y comprende hasta una temperatura de unos 270ºC.

La siguiente etapa que observamos en la gráfica delatada por la fuerte pendiente es

denominada como recristalización. Ocurre en un baremo de temperatura muy corto. Se debe de

presentar una deformación plástica suficiente como para que los granos se muevan dando lugar a

que la estructura granular cambien por un proceso de nucleación y crecimiento de una manera

extremadamente rápida.

Finalmente la etapa estable se le denomina crecimiento de grano se presenta a partir de

los 325ºC. Como su propio nombre indica el grano crecerá dando lugar a la disminución de la

dureza, el límite elástico, la plasticidad y la tenacidad. Favorecerá la cantidad de partículas

precipitadas de la aleación para obtener menor tamaño de grano.

Nuestra aleación debido a su baja temperatura de recocido se encuentra incluida en la

Zona de Restauración.

19

A partir de las micrografías proporcionadas por el laboratorio, obtenidas a 200

aumentos sobre muestras recocidas, laminadas con distintos grados de reducción de sección, y

laminadas con un 50% de reducción de sección y posteriormente recocidas a distintas

temperaturas (150, 250, 265, 275, 325 y 400 ºC), explicar los cambios microestructurales

producidos por la aplicación de:

El laboratorio ha proporcionado una serie de micrografías a 200 aumentos

correspondientes a una probeta de la misma aleación; 3 con reducción de sección del 50%, y

sometida a distintas temperaturas de recocido contra acritud, y 3 correspondientes al diferentes

reducciones de sección sin recocido contra acritud.

En esta micrografía al aluminio

se le ha dado un recocido previo acritud,

y sin reducción de sección.

El grano presenta una estructura

equiaxial, por ello las dislocaciones se

mueven libremente por los bordes de

grano, concediéndole bastante

plasticidad y poca dureza (67 HV30).

Al mismo aluminio se le realiza

un tratamiento de acritud (H1) al 10% de

reducción de sección (grupo 3.4).

Se aprecia que los granos

empiezan a alargarse, con lo que ganamos

dureza (84HV30) y perdemos plasticidad.

20

Con una reducción de sección

del 50% al mismo aluminio, el

alargamiento del grano es mucho

mayor que al 10%. Gracias a este

tratamiento adquiere mucha dureza

llegando a un valor de 105 HV30. En

consecuencia seguimos perdiendo

plasticidad.

La reducción del espesor ha

sido notable.

Este proceso también otorga a

la probeta un sustancial incremento

del límite elástico además de la

dureza. También la subida de la resistencia a tracción y la notable perdida de la plasticidad ya

comentada.

A continuación mostramos las micrografías realizadas al aluminio tratado con una

reducción del 50% de sección por acritud, con un recocido contra acritud posterior, denominado

H2. Las micrografías muestran el estado para diferentes temperaturas de recocido.

La siguiente micrografía

representa el estado de restauración en

el proceso de recocido contra acritud.

Apenas se aprecian cambios en

los granos pero se reordenan las

dislocaciones y estas no se ven.

Debido a este cambio el aluminio

pierde dureza (90HV30) y empieza a

ganar plasticidad.

21

Esta micrografía corresponde

a la recristalización, donde se aprecia

una sustitución de los antiguos granos

por otros con menos dislocaciones.

Los granos comienzan a

recristalizarse en forma equiaxial. La

micrografía es muy similar a la

anterior pero en cuanto a propiedades

hay una diferencia. Esta presenta

menos dureza (79 HV30) y más

plasticidad.

En esta última micrografía se

aprecia el fin de la recristalización

donde los granos alargados se han

transformado en granos equiaxiales

menos bastos que al principio del

proceso.

Por ello nuestra dureza es

menor debido a las menores

dislocaciones que hay en los bordes de

grano llegando a una dureza

aproximada de 55 HV30.

El aluminio en este estado

presenta un alto índice de plasticidad.

Hemos perdido la alta

resistencia a tracción y el límite

elástico ganados con el proceso previo de acritud.

22

Con los datos obtenidos por todos los grupos y los proporcionados por el laboratorio, vamos

a comparar las variaciones de características mecánicas (R, Rp0,2 , A, HV30) con el tanto por

ciento de reducción de sección en el estado H1 y H2.

La curva Rp0,2 muestra el comportamiento del límite elástico. Este aumenta más

rápidamente en el inicio de la reducción. Conforme disminuye la sección se produce una

recolocación y un aumento en la densidad de las dislocaciones llevándolo a un estado de

estructura más estable que necesita más energía para romperse.

En la gráfica, la curva Rm muestra que el crecimiento con la reducción de la sección es

lineal.

El alargamiento porcentual en función la reducción se comporta de una manera lineal con

una baja caída de pendiente. El aumento de la densidad de las dislocaciones no permite un

alargamiento mayor de la probeta.

La dureza HV30 experimenta una fuerte crecida en los primeros porcentajes de reducción

debido a la inclusión de las primeras dislocaciones, llegando a un valor constante a partir del

35% por su saturación de dislocaciones en los bordes de grano.

Llama la atención que todas las propiedades mecánicas muestra una tendencia a limitarse

a partir de una determinada reducción de sección.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 10 20 30 40 50 60

Reducción de sección (%)

Dureza HV30

Rp0,2 (Mpa)

Rm (Mpa)

A%

23

Al haber tenido cada probeta a una temperatura de recocido diferente, cada una va a

mostrar un estado distinto de los procesos de restauración, recristalización y crecimiento de

grano.

La primera etapa representa el proceso de restauración del aluminio. En esta fase el

aluminio se encuentra con una estructura alargada de los granos que provienen con esta

morfología del tratamiento por acritud. Se reordenan las dislocaciones. A partir de 270ºC aparece

la etapa de recristalización marcada por una fuerte pendiente en la gráfica, una pérdida muy

exagerada de dureza en un intervalo bastante reducido de temperatura.

En esta etapa ya hay una sustitución de los antiguos granos por otros con menos

dislocaciones. Donde los granos empiezan a transformarse de granos alargados a equiaxiales. A

partir de los 300ºC empieza la denominada etapa crecimiento de grano donde ya son los granos

equiaxiales y empiezan a crecer de tamaño a medida que aumenta la temperatura.

Por último, la etapa de crecimiento de grano deteriora las propiedades mecánicas,

disminuyen la dureza, el límite elástico, la plasticidad y la tenacidad. Cuantas más partículas

precipitadas tenga la aleación, menor tamaño de grano tendremos. También la segregación en el

borde de grano frena este proceso.

24

TRATAMIENTOS TERMICOS DEL ACERO

El acero es una aleación compuesta fundamentalmente de hierro y carbono, pero también

contiene otros elementos como el fosforo o el azufre que resultan del proceso de obtención, que

actúan como impurezas y cuya presencia altera las propiedades del mismo. También puede

contener elementos añadidos a propósito para mejorar sus propiedades o bien para impedir que

se formen compuestos que las alteren. Por eso se añade por ejemplo manganeso, puesto que el

sulfuro de manganeso se crea con más facilidad que el sulfuro de hierro, siendo además menos

perjudicial.

Nuestro acero tiene la siguiente composición:

- Carbono (C): 0,61

- Manganeso (Mn): 0,75

- Silicio (Si): 0,23

- Fósforo (P): 0,019

- Azufre (S): 0,022

- Cromo (Cr): 0,12

- Cobre (Cu): 0,17

Clasificación: Con esta composición se cataloga el acero según la norma establecida

(UNE EN 10083) como:

-C60

-Temperatura de austenización: de 810 a 850

Comparar la temperatura utilizada para realizar la austenización con los valores

indicados en las normas para dicho acero, y con la obtenida con el ACECAL.

-La temperatura obtenida por el ACECAL para la austenización del acero es: Tac=797ºC

-La temperatura según la norma es Tn= 810 ºC

-Y por último la utilizada fue Tut= 800ºC dentro del Horno (807ºC según consigna)

Puntos críticos en calentamiento:

Inferior: Ac1 = 728 °C

Superior: Ac3 = 752 °C

Para que se produzca una austenización completa la temperatura de austenización ha de situarse

en torno a 50ºC por encima del punto crítico superior. La temperatura escogida tampoco debe ser

mucho mayor a este valor para no variar el tamaño de grano.

25

Por tanto la temperatura escogida como la proporcionada por el ACECAL están dentro del

margen previsto por la norma.

Utilizando un microscopio 500x obtenemos las siguientes micrografías:

Estado de entrega:

En esta micrografía se aprecia una

estructura compuesta por perlita y ferrita.

Siendo la perlita en esta imagen de color

oscuro.

En la perlita se distinguen los granos

poliédricos con láminas interiores orientadas en

la misma dirección.

Por la composición del acero que

tenemos, rico en carbono, se aprecia un alto

porcentaje de perlita (60% aprox.)

Se aprecian claramente las inclusiones de

elementos de impureza como puntos negros

desenfocados en la imagen.

Después de austenizar y enfriar en agua con agitación:

En esta micrografía se aprecia una

composición prácticamente martensítica

salvo por las inclusiones, que aparecen

como puntos negros desenfocados en la

imagen.

26

Después de austenizar y enfriar en aceite:

La micrografía muestra una

composición martensitica, pero con granos

poliédricos de perlita en los que ya empiezan

a formarse agujas de bainita en su interior.

Despues de austenizar se le realiza un revenido a 650ºC:

La formación de esta imagen es

martensitica, apreciándose claramente las agujas

interiores claras, bainita, siendo oscuras las

fronteras puesto que el carbono se va

expulsando hacia los bordes de las agujas.

Medir la dureza Rockwell en los chapones después del tratamiento de temple, y temple y

revenido:

-La dureza RockwellC150 obtenida para el acero después de temple en agua es:

62 HRC.

-La dureza estimada por el ACECAL es para una estructura con 99% de martensita es: 64,5

HRC

y para el 90% de martensita es: 60,5 HRC.

Esto nos sirve para estimar que el porcentaje de martensita de nuestro chapan austenizado y

templado en agua está entre el 90% - 99% de martensita.

27

A partir de la dureza RockwellC150 y Brinell del acero en estado de entrega, estimar

su resistencia a tracción en este estado.

Utilizando la medida Rockwell lo transformamos en la escala Brinell (297,5 HB)

Con este valor realizamos la equivalencia en la gráfica dureza Brinell-Resistencia a tracción y

obtenemos que la resistencia a tracción del acero es: Rm=1000 MPa.

Estimar mediante el programa ACECAL el medio de enfriamiento mas adecuado para

obtener una estructura 99% de martensita, según la templabilidad del acero (estimada con el

diámetro crítico ideal) y la forma y tamaño de la pieza.

Usando el ACECAL obtenemos diámetro critico D=11, lo que nos proporciona una

severidad en este rango: 0,5 < H < 0,8.

El medio de enfriamiento adecuado es en aceite con agitación entre moderada y fuerte.

Nuestro acero tiene una composición alta en carbono, lo que no le hace viable en

procesos de temple rápidos. Esto nos ha provocado grietas en los chapones. Enfriar lentamente

mediante recocido este acero nos proporciona menos dureza pero a cambio nos asegura evitar la

aparición de grietas que pueden llegar a ser críticas.

28

TRATAMIENTOS TÉRMICOS DE ALEACIONES DE

ALUMINIO

Introducción:

Las aleaciones de aluminio presentan una gran ventaja frente a los aceros y es su baja

densidad, sin embargo, presentan problemas que no siempre son fáciles de resolver. El primero,

son las malas propiedades mecánicas en estado "natural", el segundo la alta tendencia a la

corrosión que las aleaciones de aluminio presentan. Por ello existen una serie de tratamientos

térmicos que mejoran las propiedades mecánicas por medio de solución sólida o precipitación.

El endurecimiento por solución sólida consiste en introducir la mayor cantidad de soluto

dentro de la red del disolvente para provocar distorsiones en ella (solución sólida sobresaturada).

A continuación, se lleva a cabo una maduración natural o artificial, mediante la cual, se

obtiene un tamaño y una cantidad de precipitado adecuados. Este es el tratamiento que se va a

aplicar en la práctica, madurando una de las aleaciones de forma natural y otra de acuerdo con lo

especificado en la norma AMS 2772C. La maduración natural puede llegar a ser demasiado lenta

y la velocidad de enfriamiento debe ser controlada, ya que determina el tamaño de las zonas

libres de precipitado y el tipo y cantidad de éstos.

La corrosión es un problema mucho más grave. Puede afectar de varias maneras y existen

tipos muy peligrosos, muy difíciles de detectar y altamente dañinos.

A partir de la composición química de la aleación, clasificarla según la norma UNE-EN

573-3

Para empezar, se examinan las probetas y se determina que han sido obtenidas por

extrusión. Además, han sido forjadas y entregadas en estado de recocido (420ºC, 1 hora).

La caracterización de las muestras proporciona la siguiente composición:

COMPOSICIÓN QUÍMICA DE ALEACIÓN DE ALUMINIO

PROBETA BASE Fe Si Cu Mg Mn Zn Cr Ti Pb Bi

Z(L17/07) Al 0,33 0,20 1,70 2,40 0,24 5,8 0,2 0,03 0 0

Tras comprobar la norma y observando que el aleante en mayor proporción es el cinc se

concluye que la aleación con la que se va a trabajar es: EN AW 7075(AlZn5, 5MgCu)

Una aleación de Zicral muy utilizada en la industria como en piezas mecánicas o partes

estructurales de aeronaves y otras aplicaciones donde requiera muy alta resistencia mecánica y

buena resistencia a la corrosión. El hierro y el silicio aparecen en cantidades menores al 0,7%,

que es el máximo tolerable en una aleación de aluminio, y se debe su presencia a que son

impurezas ligadas al aluminio y a su proceso de obtención. Debido a la buena solubilidad del Zn

y Mg en el aluminio permite una alta densidad de precipitados y por lo tanto un alto índice de

endurecimiento. La cantidad de titanio es muy pequeña. El titanio se utiliza frecuentemente

como afinante de grano, de ahí su presencia cuando en la norma no aparezca como elemento

aleante.

29

Se mide la dureza Vickers y la conductividad eléctrica de las piezas en estado de

entrega:

-Dureza: 61 HV 30

-Conductividad: 23,5 Ms/m

Es importante conocer dureza y conductividad antes de los tratamientos por dos razones:

Permite llevar un control de qué tipo de transformaciones ha sufrido el metal durante el

tratamiento y, si no se conociera la composición de la muestra, podría ayudar a determinar qué

clase de aleantes han participado en su formación o qué tratamientos ha sufrido hasta el

momento de la medida.

Se busca en la norma AMS 2772C el rango de temperaturas recomendado para el

tratamiento de solución:

Se calientan las dos piezas durante 45 minutos a una temperatura comprendida dentro de

ese rango.

La temperatura de solución sólida debe ser lo suficientemente alta para que se produzca la

inclusión de los aleantes en la red del aluminio pero manteniéndose siempre por debajo de la

temperatura de fusión, ya que podría llegar a quemar la probeta, iniciándose la fusión en los

bordes de grano de la estructura.

Precisamente, el efecto de los aleantes puede traducirse en una reducción de la temperatura

de fusión o de la de transformación eutéctica (en cualquier caso, aparición de fase líquida), por lo

que hay que tener mucho cuidado a la hora de elegir la temperatura.

-La temperatura de solución de nuestro aluminio está en torno a 466ºC

-La temperatura escogida finalmente para realizar el tratamiento de solución ha sido: Tss=

450ºC.

Pasados 45 minutos, se sacan las probetas y se miden rápidamente dureza y

conductividad:

-34A Dureza: 89 HV30; Conductividad: 18,6 Ms/m

-34B Dureza: 92 HV30; Conductividad: 18,6 Ms/m

30

La probeta A madurará de forma natural.

A continuación realizamos diariamente y a lo largo de 6 días pruebas para comprobar la

evolución de las variables:

TABLA EVOLUCIÓN DE LA DUREZA Y CONDUCTIVIDAD ALEACIÓN 34A

Días Dureza Conductividad

1 124,5 16,8

2 127 16,7

3 132,4 16,4

4 138,8 16,4

5 144 16,05

6 148,2 16,05

Acto seguido, se procede a introducir la probeta B en un horno a 121ºC durante 24 horas

de acuerdo con lo especificado en la norma AMS 2772C. Se realiza una prueba para comprobar

la dureza y la conductividad después de la maduración artificial:

-Dureza: 189 HV 30

-Conductividad: 18 Ms/m

Conclusiones:

A la vista de los resultados obtenidos en el apartado anterior, se puede comprobar el

efecto positivo que ha tenido el tratamiento en las probetas, aumentando en ambas la dureza

superficial.

31

CÁLCULO DE PROPIEDADES DE ACEROS EN FUNCIÓN DE

SU COMPOSICIÓN

COMPOSICION QUIMICA DEL ACERO (%)

C Mn Si P S Cr Ni Mo V Cu

0.61 0.75 0.23 0.019 0.022 0.12 0 0 0 0.17

Calcular las tres cifras clave que, junto al contenido en carbono del acero, son

representativas del comportamiento del mismo, y que permiten compararlo con otros.

Diámetro critico ideal: DI = 33mm = DP99, (DP99<DB50)

Dureza potencial: Hp = 98HRC

Reacción martensítica: Ms = 279ºC

Obtener las temperaturas necesarias para la realización de los tratamientos térmicos

más usuales. Estimar las durezas alcanzables en diferentes tratamientos (temple completo e

incompleto, recocido, normalizado).

Los puntos críticos del diagrama de nuestra aleación son

A1= 726ºC y A3= 751ºC

Temperatura de austenización = 796ºC

Revenido más alto posible: 721 °C

32

Durezas obtenidas por temple:

·Estructura 99% martensita: Hm99 = 64,5 HRC



Mínima recomendable: 54,5 HRC

Dureza de normalizado (estruc. perlítica):205 HV

Dureza mínima (estructura globulizada):160 HV

Determinar la susceptibilidad al agrietamiento en el temple del acero, así como la

cantidad de austenita retenida tras el temple hasta temperatura ambiente.

Austenita retenida a 20 ºC: 6 %

Tendencia a grietas de temple: Alta

Dibujar esquemáticamente el diagrama de transformaciones isotérmicas y deducir de

él la forma de realizar diversos tratamientos isotérmicos: austempering, martempering y

recocido isotérmico.

Los tratamientos de austempering y martempering son tratamientos en los que se enfría el

acero, una vez austenizado, en baños de sales o metales fundidos en los que permanece

isotérmicamente a temperaturas ligeramente superiores a Ms hasta igualar las temperaturas de

superficie y núcleo. Este proceso exige una alta templabilidad dependiendo del tamaño de la

pieza. En nuestro caso, se hace un enfriamiento de unos 2 segundos hasta una temperatura en el

entorno de los 290-300ºC:

-En el proceso de austempering se permanece a esta temperatura hasta completar la

transformación en bainitas. . La permanencia puede ser de larga duración o acortarse con ciclos

térmicos en zona bainítica, en nuestro caso es de unos 15 minutos para completar la

transformación bainítica. En este tratamiento no suele darse un revenido posterior y puede

obtenerse mayor tenacidad que por un bonificado (temple + revenido) en el que se obtiene la

misma resistencia.

Con este proceso obtenemos una estructura de una dureza ligeramente inferior a la

martensita, pero de mayor tenacidad y menor fragilidad.

-En el proceso de martempering, después del primer enfriamiento de 2 segundos, se

permanece a esa temperatura sin alcanzar la zona bainítica, que corresponde aproximadamente a

10 segundos y después se enfría para obtener martensita. (Enfriamiento al aire).

En este proceso es necesario el posterior revenido de la pieza.

Ambos tratamientos sirven para disminuir la probabilidad de aparición de grietas y

tensiones, eliminando o reduciendo los gradientes de temperatura existentes durante la

transformación.

33

-El recocido isotérmico:

Consiste en una austenización seguida de una transformación isotérmica en zona

perlítica. Obtenemos así una estructura muy blanda que contiene todo perlita, evitando que se

forme bainita y martensita. En nuestro caso, se puede obtener la estructura perlítica manteniendo

la temperatura en torno a los 670ºC.

----Martempering

---- Recocido isotérmico

---- Austempering

Determinar las templabilidades bainítica y perlítica con los criterios de evitar las

transformaciones correspondientes así como para obtener un 50% de las mismas. Deducir de

ellas las templabilidades martensítica para obtener por temple el 99% y 50% de martensita.

Para el criterio de 50% de martensita, indicar los constituyentes que forman el 50% restante.

La templabilidad es la facilidad de un acero para obtener una estructura completamente

martensítica desde la austenización. Un indicador de la templabilidad es el diámetro critico ideal

cuanto mayor sea, mayor templabilidad (perlítica, bainítica o martensítica). Se usa el máximo

diámetro para el que, el medio ideal (H=∞), consigue la transformación deseada:

34

·Templabilidad perlítica:

DP99 = 33 mm ; DP50 = 44 mm

·Templabilidad bainítica:

DB99 = 32 mm ; DB50 = 58 mm

·Templabilidad martensítica:

DM99 = 32 mm ; DM50 = 41 mm

La transformación perlítica limita la templabilidad martensítica. Como el DM50= 41mm es

mayor que el DP99=33mm, para obtener un 50% de martensita en el centro de la pieza podría

estarse formando perlita, algo que empeora la templabilidad del acero. El 50% restante de

constituyente se dividirá entre perlita y bainita dependiendo del enfriamiento.

La templabilidad al 99% de martensita no es buena porque la diferencia entre los diámetros

críticos ideales de la perlita y la martensita para este valor es de apenas un milímetro.

Trazar esquemáticamente el diagrama de enfriamiento continuo (temperatura-

tiempo), deducido de los valores de templabilidad. A partir de este diagrama, indicar las

posibles estructuras que pueden obtenerse por enfriamiento continuo para distintas velocidades

de enfriamiento.

El diagrama de enfriamiento continuo para nuestra pieza de acero es el siguiente:

35

Según sea la velocidad de enfriamiento, obtendremos una estructura diferente. Vamos a analizar

la estructura que obtendríamos para diferentes velocidades:

1: Para una velocidad de enfriamiento muy rápida, podremos obtener una estructura totalmente

martensítica ya que la recta representada nunca atraviesa la zona de transformación bainítica ni la

perlítica.

2: Bajando un poco la velocidad(es decir la pendiente de la recta), entramos en la zona de

transformación bainítica y ahora la estructura estará compuesta por una parte de bainita y el resto

martensita. La cantidad de martensita es mayor que la de bainita ya que aún no hemos

sobrepasado la zona de 50% de bainita. Cuanto menor sea la velocidad de enfriamiento, irá

aumentando la cantidad de bainita en la estructura.

3: Empezará a formarse perlita en nuestra estructura, aunque todavía en pequeña proporción. La

cantidad de bainita aumentará, y seguirá habiendo en la estructura un poco de martensita.

4: Al bajar más la velocidad de enfriamiento, dejará de haber martensita quedando solamente

perlita y bainita, siendo la proporción de cada una diferente según la velocidad de enfriamiento.

Cuanto menor es la velocidad de enfriamiento, mayor será la cantidad de perlita.

5: Para una velocidad de enfriamiento mucho menor, podremos llegar a obtener una estructura

totalmente perlítica, sin bainita ni martensita.

36

Deducir el tratamiento térmico necesario para obtener una estructura con 50% de

martensita y 50% de bainita. Si es posible obtenerla por enfriamiento continuo, calcular los

diámetros críticos para temple en agua, aceite, y aceite con agitación media de cara a obtener

en el centro de la barra la citada estructura. En los casos en que no sea obtenible por

enfriamiento continuo, indicar que tratamiento podría conseguirlo y como se realizaría.

En el diagrama TRC anterior (puesto en el apartado anterior) se observa que no se puede

obtener una estructura 50% martensita y 50% bainita con un enfriamiento continuo (línea 3),

puesto que para llegar al 50% bainita con un enfriamiento continuo habría que atravesar la zona

perlítica.

Por ello, se debe realizar un primer enfriamiento rápido (no superior a 2 segundos) para

situarse por encima de la temperatura Ms (279ºC). Posteriormente, se mantiene a temperatura

constante hasta alcanzar la curva de 50% bainita. Este proceso durara aproximadamente 1

minuto. Por último, se realiza un enfriamiento continuo para conseguir que la austenita que

queda se transforme en martensita, para lo que es necesario alcanzar la temperatura Mf (-141ºC).

Trazar esquemáticamente el diagrama de enfriamiento continuo (temperatura-

diámetro crítico) para los casos de diámetro crítico ideal y diámetro critico en el medio de

enfriamiento que se considere más idóneo para el acero en estudio.

Para templar la aleación, el AceCal recomienda usar una severidad de temple de 0.6,

correspondiente a aceite con una agitación entre moderada y fuerte.

37

38

Deducir las posibilidades máximas de utilización que tiene el acero (en tamaño) para

obtener en el centro de las piezas estructuras totalmente martensítica, interrelacionando todos

los factores que puedan influir: templabilidad, susceptibilidad al agrietamiento, geometría de la

pieza, etc. Compararlas con las del acero al que se le ha realizado el ensayo Jominy (teniendo

en cuenta la propuesta de composición que previamente habrá hecho el grupo de ese acero

desconocido).

El diámetro crítico es el diámetro con el que la pieza templa hasta el centro de la misma.

En nuestro caso el diámetro crítico con estructura del 99% martensita es de 32mm. Por lo tanto si

tenemos una pieza que tenga un diámetro mayor que el indicado, no conseguiremos esos

porcentajes de martensita en el núcleo, pero sí en la superficie, ya que es la primera zona en

enfriarse. El hecho de tener martensita en la superficie supone que la dureza sea mayor en esa

zona. Esto es ventajoso ya que ahí es donde se concentran las tensiones más elevadas (en

tracción y torsión).

Conociendo el diámetro critico ideal, ACECAL puede calcular el diámetro crítico de

cualquier medio si se conoce su severidad de temple. El diámetro crítico para el aceite con

agitación es 11 mm el diámetro critico equivalente correspondiente es 12 mm. Como el diámetro

crítico para enfriamiento en aceite es 11mm, puede concluirse que no se podría templar el

chapón mencionado para obtener una estructura de 99% de martensita en el centro.

Mientras que en el acero de la probeta Jominy por su composición, el diámetro crítico para el

mismo H, es mayor puesto que los gradientes térmicos no son tan grandes, esto hace que la

susceptibilidad al agrietamiento sea menor que en nuestro acero.

Nuestra susceptibilidad al agrietamiento, debido a un alto contenido en Carbono, será alta. En

consecuencia, el medio de temple no debe ser muy severo ya que podría provocar grietas.

39

Calcular la variación de dureza, resistencia a tracción, limite elástico y alargamiento

en función de la temperatura de revenido, para temples en los que se hayan obtenido estructuras

con el 99% y 50% de martensita.

Para una dureza de 64 HRC en el temple completo se obtiene la siguiente grafica:

Diagrama de Revenidos

Temple completo: Hq = Hm = 64,5 HRC

Revenido: 1 h

T HRC HV Rm Rp A

°C MPa MPa %

---------------------------------------------

400 51,5 535 1840

425 49,5 510 1730

450 48,0 485 1640

475 46,0 460 1540

500 44,5 440 1460 1330 3

525 43,0 420 1370 1250 3

550 41,0 400 1300 1180 4

575 39,5 385 1230 1100 4

600 37,5 365 1170 1030 4

625 36,0 350 1110 970 5

650 34,0 335 1060 910 5

675 32,5 320 1010 850 6

700 30,5 310 970 800 6

40

Para una dureza 52 HRC (correspondiente a 50% de martensita) en el temple incompleto

se obtiene la siguiente la grafica:

Diagrama de Revenidos

Temple Incompleto: Hq = 52,0 HRC

Revenido: 1 h

T HRC HV Rm Rp A

°C MPa MPa %

---------------------------------------------

400 40,5 395 1270 1150 4

425 38,0 370 1190 1050 4

450 36,0 350 1110 970 5

475 33,5 330 1040 890 5

500 31,0 315 980 810 6

525 29,0 295 920 750 6

550 26,5 280 870 690 7

575 24,5 265 830 640 7

600 22,0 250 800 590 7

625 20,0 235 760 550 8

650 18,0 220 740 510 8

675 16,0 205 710 480 8

700 14,0 195 680 440 8

41

De los datos obtenidos, observamos que la dureza obtenida es mayor en el temple

completo, lo que cumple con la teoría. En el temple completo, la transformación martensítica es

total por lo que la estructura obtenida es la más dura al ser la martensita el elemento de mayor

dureza.

Observando las gráficas, podemos encontrar características comunes para ambos temples.

A medida que aumenta la temperatura, la dureza, la resistencia a tracción y el límite elástico

disminuyen mientras que el alargamiento aumenta.

Conforme aumentamos la temperatura del ensayo, las dislocaciones tienden a reordenarse y

anularse, lo que explica que la dureza disminuya.

En el temple incompleto aumenta mas el alargamiento porque la cantidad de martensita es

menor, y por tanto la dureza de la pieza obtenida es menor siendo el material menos frágil y así

soporta mayores deformaciones antes de la rotura.

Trazar la curva Jominy de temple, y las de revenido a 450ºC y 650ºC, tanto del acero

del que se conoce la composición como del acero desconocido al que se le ha realizado el

ensayo Jominy.

Acero Conocido:

Curva Jominy de temple

42

Curva de revenido a 450ºC:


Obtenemos unas curvas Jominy en las que se puede apreciar una caída de la dureza a

medida que las medidas se alejan del extremo templado.

La caída de dureza es considerable cuando realizamos el tratamiento térmico de revenido tras el

temple, siendo mayor cuanto mayor es la temperatura del revenido, hasta el punto de que en el

revenido a 650ºC la curva no se lee en la gráfica porque sus valores están por debajo de los

valores representados en la gráfica.

43

Acero de la probeta Jominy:

0,35%

C

0,30%

Si

1,25%

Mn

0,025%

P

0,025%

S

0,90%

Cr

0,08%

Mo

0,80%

Ni

Curva Jominy de temple:


44


Podemos observar que el acero de la probeta Jominy proporcionada en el laboratorio,

tiene más dureza porque como se puede ver en el diagrama TTT la formación de martensita no

necesita un enfriamiento tan severo, lo que en estas curvas Jominy se ve como una línea de

dureza constante durante una longitud mayor. Además la caída de dureza es menos acusada.

Trazar la curva de la U correspondiente a una barra de acero de diámetro adecuado

de manera que, enfriada en el medio que se considere conveniente, se obtenga en el centro una

estructura con 50% martensita.

Para obtener en el centro de una barra una estructura con 50% de martensita se utiliza el

criterio DM50 (en nuestro caso es igual a 41 mm) que introduciéndolo en el ACECAL junto con

la severidad (H=0,6) correspondiente al aceite con agitación entre moderada y fuerte,

proporciona el valor de diámetro adecuado igual a 17 mm.

45

0

10

20

30

40

50

60

0 20 40 60 80 100

Du

reza

HR

C

Distancia al extremo templado (mm)

Se debería comprobar la coincidencia del mínimo en la gráfica con el valor de la dureza

que nos indica el programa para el 50% de martensita, que para nuestro acero es 52 HRC. Sin

embargo no es así porque el programa utiliza dos criterios diferentes, el diámetro crítico ideal y

la dureza del ensayo Jominy, que a pesar de que se ha hecho la equivalencia con una gráfica, una

pequeña variación en la gráfica proporciona una gran diferencia en el valor absoluto de esta

dureza.

Comparar los resultados experimentales obtenidos en las diferentes prácticas

con los calculados empíricamente.

A lo largo de las prácticas del acero, se han ido comparando los valores experimentales

con los teóricos calculados mediante ACECAL o mediante las fórmulas que aparecen al final del

guion de prácticas.

A continuación, se compararan las curvas Jominy teóricas y experimentales:

46

-Con el programa ACECAL y la formula de Andrews obtuvimos la temperatura del punto crítico

inferior igual a 723ºC y la temperatura de austenización 796ºC, mientras que en el laboratorio

utilizamos una temperatura de 800ºC sobrepasando el punto crítico superior.

-Dureza en el temple: en la práctica nos dio 62 HRC y con el programa 64,5HRC. Esta

diferencia es muy pequeña y debido a que el enfriamiento no ha sido perfecto.

-Dureza en el revenido a 650ºC: experimentalmente 31,5 HRC, con el ACECAL 34 HRC (dato

que se ve en el apartado “j”).

47

Comprobar la influencia de los elementos de aleación C, Cr, Ni y Mo, así como del

tamaño de grano austenítico, en las propiedades del acero (diagramas de transformación TI y

TC, curva Jominy y diagrama de revenido), variando los porcentajes de estos elementos

respecto de la composición del acero en estudio. Analizar asimismo la influencia de la presencia

de boro en el acero en cuestión, desde el punto de vista de la templabilidad.

Influencia del carbono

A continuación, se estudiara como afecta la presencia del Carbono en el acero. Se verán

los casos con 0,35% y 0,61% de Carbono.

Diagrama TTT

0,61% C 0,35% C

En el segundo caso (0,35%) las curvas están mas desplazadas a la izquierda y son más

anchas que en el primero (0,61%). La transformación de la austenita a perlita se producirá antes

si en el acero hay menos Carbono. Si se analizan las curvas de transformación bainítica.

Como sucede con la perlita, las curvas en el acero de bajo contenido en carbono se han

desplazado a la izquierda y se han ensanchado las curvas.

Además, para obtener una estructura de 99% de martensita en el acero de menor

contenido en carbono es muy complicado ya que se transformará algo de perlita y algo de bainita

por muy rápida que sea la velocidad de enfriamiento.

TRC:

0,61% C 0,35% C

48

Los comentarios anteriores se cumplen en estas graficas puesto que el diagrama TRC es

el TTT pero en enfriamiento continuo.

CURVA JOMINY

0,61% C 0,35% C

Se produce una disminución de la distancia Jominy lo que indica un aumento del

diámetro crítico y de la templabilidad, por tanto, al disminuir el porcentaje de carbono la pieza

ésta se comportará peor ante el tratamiento de temple, aunque se produce una disminución de la

agrietabilidad.

Nuestra dureza es de 64 HRC y en el de menor carbono se ve que la dureza además de ser

menor, disminuye mucho más rápidamente.

DIAGRAMA DE REVENIDO

0,61% C: 0,35% C:

Con la disminución de carbono se produce una disminución de la dureza inicial y un

ligero crecimiento de la pendiente. Debido a esto, a mayor temperatura de revenido, obtenemos

durezas menores.

49

En conclusión, el contenido en Carbono se deberá escoger en función del uso que se le

vaya a dar al acero.

% C Diámetro critico

ideal

Dureza potencial Reacción

martensítica

0,61 DI=33 mm =

DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 98 HRC Ms = 279 °C

0,35 DI = 25 mm =

DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 89 HRC Ms = 359 °C

0,61% C 0,35%C

Punto crítico inferior A1 = 726 °C A1 = 726 °C

Puntos críticos en

calentamiento

Inferior Ac1 = 726 °C Ac1 = 726 °C

Superior Ac3 = 751 °C Ac3 = 789 °C

Revenido más alto posible 721 °C 721 °C

Temperatura de austenización 796 °C 827 °C

Austenita retenida a 20 ºC 6% 2 %

Tendencia a grietas de temple Alta Alta

Dureza por

temple

Estructura 99%

martensita

Hm = 64,5 HRC Hm = 52,5 HRC

Estructura 90%

martensita

Hm90= 60,5HRC Hm90 = 49,5 HRC

Estructura 50%

martensita

Hm50= 52,0HRC Hm50 = 40,5 HRC

Mínima recomendable 54,5 HRC 48,5 HRC

Dureza de normalizado (estruc.

perlítica)

205 HV 170 HV

Dureza mínima (estructura

globulizada)

160 HV 140 HV

50

INFLUENCIA DEL CROMO

El cromo es un elemento alfágeno. Los elementos alfágenos elevan las temperaturas, y

rebajan la temperatura de transformación martensítica. Estos elementos forman carburos y

retrasan mucho la transformación perlítica, mientras que retrasan poco la transformación

bainítica.

Diagrama TTT

0,12% Cr 1% Cr

El cromo en nuestro caso del 1% consigue separar las transformaciones perlítica y

bainítica generando una “bahía”. Este hecho se aprovecha para realizar procesos de deformación

(tratamientos termomecánicos) y temples escalonados para mitigar tensiones de temple.

Diagrama TRC

0,12% Cr 1% Cr

En este caso también retrasa las curvas.

Curva Jominy

0,12%Cr 1 % Cr

Se observa que el porcentaje de cromo no influye en la dureza del extremo templado pero

si en la templabilidad del acero variando la pendiente de la curva, por tanto la templabilidad será

mayor cuanto mayor sea el porcentaje de cromo.

51

Diagrama de revenido

0,12% Cr 1 % Cr

Con la adición de cromo aumenta ligeramente la dureza inicial, el límite elástico y

resistencia a la rotura para una misma temperatura de revenido. Por otro lado, para esas mismas

condiciones, se produce una pérdida de la plasticidad porque el alargamiento disminuye.

% Cr Diámetro critico ideal Dureza potencial Reacción martensítica

0,12 DI=33 mm = DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 98 HRC Ms = 279 °C

1 DI = 70 mm = DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 102 HRC Ms = 256 °C

0,12% Cr 1% C


Puntos críticos en

calentamiento



Revenido más alto

posible

721 °C 721 °C

Temperatura de

austenización

796 °C 814 °C

Austenita retenida a 20

ºC

6% 7 %

Tendencia a grietas de

temple

Alta Alta

Durezas obtenible por

temple

Estructura 99%

martensita

Hm = 64,5

HRC

Hm = 64,5 HRC

Estructura 90%

martensita

Hm90= 60,5

HRC

Hm90 = 60,5 HRC

Estructura 50%

martensita

Hm50= 52,0

HRC

Hm50 = 52,5 HRC


Dureza de normalizado

(estruc. perlítica)

205 HV 210 HV

Dureza mínima

(estructura globulizada)

160 HV 165 HV

52

INFLUENCIA DEL NÍQUEL

El Níquel es un elemento gammágeno que mejora la corrosión y proporciona un aumento

considerable del diámetro crítico ideal lo que indica un aumento de la templabilidad.

Todas las consecuencias que se describirán para este aleante son válidas para la variación de

cobre (Cu) aunque en una menor medida.

Diagrama TTT

0,085% Ni 4% Ni

Se aprecia que consigue separar las transformaciones perlítica y bainítica generando una

“bahía” y una disminución de la temperatura martensítica superior, lo que significa una mayor

probabilidad de aparición de grietas.

El Níquel retrasa las transformaciones perlítica y bainítica, por lo que se podrá enfriar el

acero con velocidades de enfriamiento mucho más bajas sin llegar a cruzar las curvas de

transformación.

Diagrama TRC

0,085 % Ni 4% Ni

Las conclusiones que sacamos de estas graficas es la misma que la que obtenemos de

observar el diagrama TTT.

53

Curva Jominy

La dureza máxima no varía con el Níquel ya que es exclusivamente función del contenido

en carbono, sin embargo, se ve claramente que el acero con más contenido en Níquel templa

mucho más fácilmente que el otro.

0,085 % Ni 4% Ni

Diagrama de Revenido

0,085 % Ni 4% Ni

La dureza y el límite elástico aumentan con el Níquel, al contrario que el alargamiento.

Como la diferencia no es muy grande para el gran aumento de proporción de este aleante, el

aumento de dureza no es la característica más destacable para la utilización del Níquel, este se

empleará más por su buen comportamiento a corrosión y mejorar la templabilidad.

% Ni Diámetro critico

ideal

Dureza potencial Reacción martensítica

0,085

DI=33 mm =

DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 98 HRC

Ms = 279 °C

4

DI = 91 mm =

DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 102 HRC

Ms = 213 °C

54

0,085% Ni 4% Ni


Puntos críticos en

calentamiento




Temperatura de

austenización

796 °C 757 °C



temple

Alta Alta


temple

Estructura

99%

martensita

Hm = 64,5 HRC Hm = 64,5 HRC

Estructura

90%

martensita

Hm90= 60,5HRC Hm90 = 60,5 HRC

Estructura

50%

martensita

Hm50= 52,0HRC Hm50 = 52,5 HRC

Mínima

recomendable

54,5 HRC 54,5 HRC

Dureza de

normalizado (estruc.

perlítica)

205 HV 265 HV

Dureza mínima

(estructura

globulizada)

160 HV 220 HV

INFLUENCIA DEL MOLIBDENO

El Molibdeno es un elemento alfágeno que se utiliza para elevar las temperaturas A1 y

A3 y rebajar la temperatura de transformación martensítica.

Diagrama TTT

0 % Mo 0,8% Mo 0,8% Mo

55

Este elemento es un formador de carburos y retrasa mucho la transformación perlítica,

mientras que retrasa poco la transformación bainítica. Por ello la templabilidad de la aleación

con 0,8% de Mo es mucho mayor que la estudiada. También aumenta la zona de la bahía,

separando entre si la transformación perlítica y bainítica.

Diagrama TRC

0 % Mo 0,8% Mo

Las conclusiones que sacamos de estas graficas es la misma que la que obtenemos de

observar el diagrama TTT

Curva Jominy

0 % Mo 0,8% Mo 0,8% Mo

En estas curvas se ve con el mayor contenido en Mo la aleación templa mucho más

fácilmente al ser la curva Jominy horizontal, porque toda la barra tiene 99% de martensita en su

superficie.

56


0 % Mo 0,8% Mo

En estas gráficas de revenidos vemos cómo la disminución de la dureza con la

temperatura es menor al aumentar el Molibdeno gracias al aumento de dureza potencial.

La explicación teórica a esto es que a 400ºC se producen en el revenido la formación de carburos

que elevan dureza y de ahí que se modifique la forma típica de la gráfica de revenido.

Se observa un descenso muy marcado de la plasticidad.

% Mo Diámetro critico ideal Dureza potencial Reacción martensítica

0 DI=33 mm = DP99, (DP99<DB50) Hp = 98 HRC Ms = 279 °C

0,8 DI = 110 mm = DB50, (DB50<DP99) Hp = 114 HRC Ms = 272 °C

0% Mo 0,8% Mo


Puntos críticos en

calentamiento




Temperatura de austenización 796 °C 868 °C


Tendencia a grietas de temple Alta Alta

Durezas

obtenible por

temple

Estructura 99%

martensita

Hm = 64,5 HRC Hm = 64,5 HRC

Estructura 90%

martensita

Hm90= 60,5HRC Hm90 = 60,5 HRC

Estructura 50%

martensita

Hm50= 52,0HRC Hm50 = 52,5 HRC


Dureza de normalizado (estruc. perlítica) 205 HV 215 HV

Dureza mínima (estructura globulizada) 160 HV 170 HV

57

INFLUENCIA DEL BORO

El boro va a mejorar la templabilidad del acero.

Diagrama TTT

SIN BORO CON BORO

Se desplazan solamente las curvas perlítica y bainítica a la derecha, retrasando la

aparición de la perlita y bainita y manteniendo las temperaturas de formación.

Diagrama TRC

SIN BORO CON BORO

Se observa lo mismo que en el diagrama TTT.

58

Curva Jominy

SIN BORO CON BORO

Obtenemos un 99% de martensita en mayor distancia que sin el aleante, pero no es una

diferencia muy apreciable.

Sin embargo sí que se aprecia un aumento considerable en la dureza.


SIN BORO CON BORO

El boro no afecta al revenido.

Boro Diámetro critico ideal Dureza potencial

No DI=33 mm = DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 98 HRC

Sí DI = 55 mm = DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 98 HRC

59

Sin Boro

Con Boro


Puntos críticos en

calentamiento



Revenido más alto

posible

721 °C 721 °C

Temperatura de

austenización

796 °C 796 °C

Austenita retenida a

20 ºC

6% 6 %

Tendencia a grietas

de temple

Alta Alta


temple

Estructura

99%

martensita

Hm = 64,5 HRC

Hm = 64,5 HRC

Estructura

90%

martensita

Hm90= 60,5HRC

Hm90 = 60,5 HRC

Estructura

50%

martensita

Hm50= 52,0HRC

Hm50 = 52,5 HRC

Mínima

recomendable

54,5 HRC 54,5 HRC

Dureza de

normalizado (estruc.

perlítica)

205 HV

205 HV

Dureza mínima

(estructura

globulizada)

160 HV

160 HV

60

INFLUENCIA EN EL TAMAÑO DE GRANO

Comparamos nuestro G=10 (grano fino) con G=2 (grano basto):

Diagrama TTT

G=10 G=2

Observamos que con el aumento del tamaño de grano austenítico, se produce un ligero

desplazamiento hacia la derecha de las curvas perlítica y bainítica, retrasando dichas

transformaciones, aumentando así la templabilidad.

Diagrama TRC

G=10 G=2

Los puntos anteriores se cumplen para el enfriamiento continuo.

Curva Jominy

G=10 G=2

Aumentando el tamaño de grano se aumenta la templabilidad y la dureza.

61


G=10 G=2

El tamaño de grano no afecta en el revenido.

Tamaño de grano Diámetro critico ideal Dureza potencial Reacción martensítica

10 DI=33 mm = DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 98 HRC Ms = 279 °C

2 DI = 54 mm = DP99,

(DP99<DB50)

Hp = 98 HRC Ms = 279 °C

Tamaño de grano=10

Tamaño de grano=2


Puntos críticos en

calentamiento

Inferior Ac1 = 726

°C

Ac1 = 726 °C

Superior Ac3 = 751

°C

Ac3 = 751 °C

Revenido más alto

posible

721 °C 721 °C

Temperatura de

austenización

796 °C 796 °C

Austenita retenida a 20

ºC

6% 6 %


temple

Alta Alta


temple

Estructura 99%

martensita

Hm = 64,5

HRC

Hm = 64,5 HRC

Estructura 90%

martensita

Hm90=

60,5HRC

Hm90 = 60,5 HRC

Estructura 50%

martensita

Hm50=

52,0HRC

Hm50 = 52,5 HRC


Dureza de normalizado

(estruc. perlítica

205 HV 205 HV

Dureza mínima

(estructura globulizada)

160 HV 160 HV

62

58988

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