UNIVERSIDAD SIMÓN BOLIVAR
DECANANTO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES
PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 304 LAMINADO EN CALIENTE
Realizado por:
Diego Antonio Páez Pérez
PROYECTO DE GRADO
Presentado ante la ilustre Universidad Simón Bolívar como requisito parcial para optar al título de
Ingeniero de Materiales Opción: Metalmecánica
Sartenejas, Octubre de 2004
Propiedades mecánicas de un acero inoxidable austenítico AISI 304
laminado en caliente
Realizado por:
Diego Antonio Páez Pérez
Resumen
El presente trabajo tiene por finalidad determinar la influencia de las variables: grado de
deformación y temperatura de laminación sobre las propiedades mecánicas a tracción: esfuerzo
de fluencia, esfuerzo máximo. Además se estudio el comportamiento del endurecimiento por
deformación siguiendo la ecuación de Hollomon, de un acero inoxidable austenítico AISI 304
laminado en caliente a una sola pasada. Para las temperaturas de 750ºC, 900ºC, 1050ºC y 1150ºC.
y grados de deformación iguales a 0,14 y 0,37; para un total de ocho condiciones de estudio. Para
ello, se realizaron ensayos de tracción, observándose que las resistencias aumentan con el grado
de deformación, permaneciendo constante la temperatura del laminado. Mientras, respecto a la
temperatura se obtuvo que las resistencias disminuyen a medida que aumenta la temperatura de
laminación a una deformación constante (variación máxima del 5%). Para el caso de la
ductilidad, ésta aumenta al incrementarse la temperatura de laminación, mientras que disminuye
con el grado de deformación aplicado. Luego, siguiendo la ecuación de Hollomon ajustada a la
curva de plasticidad uniforme de una manera aceptable con un promedio R2 del 0,98 se determinó
un aumento en el exponente de endurecimiento (m), para condiciones de mayor temperatura de
laminado y menor grado de deformación; con respecto al coeficiente de deformación no se
encontró tendencia en función de la temperatura y deformación. Finalmente, por medio del
parámetro de Zener-Hollomon se determinó el mecanismo de restauración que prevalece en cada
condición, obteniéndose para las temperaturas 750ºC y 900ºC la recuperación dinámica como
mecanismo principal de restauración , mientras que para las temperaturas 1050ºC y 1150ºC se
obtuvo recristalización dinámica.
ii
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLIVAR
DECANANTO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES
PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 304 LAMINADO EN CALIENTE
Realizado por:
Diego Antonio Páez Pérez
Este proyecto ha sido examinado por el siguiente jurado:
Prof. Verónica Di Graci
Prof. Omar Zurita
Prof. Yidney Prato
Sartenejas, Octubre de 2004
AGRADECIMIENTOS
A mis padres y hermano por el apoyo, cariño y amor incondicional.
Un agradecimiento muy especial a mi tutora, la profesora Verónica Di Graci, por todo su
apoyo, paciencia y colaboración en la realización de este trabajo.
A Mérgil, por estar siempre ahí, dándome siempre ese empujoncito y brindarme todo su
apoyo y amor.
A Ronald Hernández por ser mi “partner”, durante todo este proyecto, por su,
colaboración y paciencia.
.A los profesores Omar Zurita, Mary Torres, Yidney Prato, Roldán Sánchez y Antonio De
Santis, por siempre brindarme su asistencia y disposición de ayuda.
A los técnicos Henry, Angarita, Diego (Bam Bam), Luis, David, José, Zapata, Clavo,
Mónica por su ayuda y amistad.
A los amigos Roberto Cardoso “Bobby”, Ricardo Blacksley, Jorge Urbina, Walter
DeCastro y Ricardo González, por su colaboración en la realización de este trabajo.
A Yirgen, por su paciencia y disposición.
Y por ultimo y no menos importante Gracias a Dios.
iii
ÍNDICE GENERAL
I. INTRODUCCIÓN………………………………………………………………………………1
II. OBJETIVOS……………………………………………………………………………………3
III. FUNDAMENTOS TEÓRICOS………………………………………………………………..4
3.1 ACEROS INOXIDABLES…………………………………………………………….4
3.2 PROCESO DE LAMINACIÓN……………………………………………………….6
3.2.1 VARIABLES PRINCIPALES DE LA LAMINACIÓN…………………….8
3.2.2 ESFUERZO Y DEFORMACIÓN EFECTIVOS……………………………9
3.2.3 VELOCIDAD O TASA DE DEFORMACIÓN EN LA LAMINACIÓN
EN CALIENTE…………………………………………………………………...10
3.3 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN……………………………………...11
3.3.1 DEFORMACIÓN A ELEVADAS TEMPERATURAS……………………13
3.4 ENSAYO DE TRACCIÓN………………………………………………………….14
3.4.1 GRÁFICOS OBTENIDOS MEDIANTE EL ENSAYO DE TRACCIÓN...14
3.4.2 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN INGENIERIL……………...16
3.4.3 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN VERDADERA O REAL….17
3.4.4 PROPIEDADES MECÁNICAS A PARTIR DEL ENSAYO
DE TRACCIÓN…………………………………………………………………..21
3.4.4.1 RESISTENCIA A LA FLUENCIA……………………………...22
3.4.4.2 RESISTENCIA A LA TRACCIÓN……………………………..23
3.4.4.3 PORCENTAJE DE REDUCCIÓN DE ÁREA………………….23
3.4.4.4 OTRAS DEFINICIONES CONCERNIENTES AL ENSAYO
DE TRACCIÓN………………………………………………………….24
IV. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL…………………………………………………….26
4.1 CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO EN ESTADO
DE ENTREGA…………………………………………………………………………...26
4.2 DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE ESTUDIO…………………….28
4.3 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS PARA LAMINAR….28
4.4 CALENTAMIENTO DE LAS PROBETAS……………………………………….30
4.5 LAMINADO DE LAS PROBETAS…………………………………………………31
iv
4.6 ENSAYO DE TRACCIÓN…………………………………………………………33
4.6.1 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS DE
TRACCIÓN………………………………………………………………………33
4.6.2 ENSAYO DE TRACCIÓN………………………………………………...35
V. RESULTADOS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS………………………………………..37
5.1 CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO…………………………...37
5.2 PROCESO DE LAMINACIÓN EN CALIENTE……………………………………39
5.3 PROPIEDADES MECÁNICAS……………………………………………………...41
5.3.1 EFECTO DEL GRADO DE DEFORMACIÓN SOBRE LAS
PROPIEDADES MECÁNICAS………………………………………………….42
5.3.2 EFECTO DE LA TEMPERATURA DE LAMINADO SOBRE LAS
PROPIEDADES MECÁNICAS………………………………………………….48
5.4 PARAMETRO ZENER – HOLLOMON……………………………………………..54
5.5 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN………………………………………57
VI. CONCLUSIONES………...………………………………………………………………….61
VII. RECOMENDACIONES…………………………………………………………………….62
VIII REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS……………………………………………………...63
IX ANEXOS……..………………………………………………………………………………65
9.1 ANEXO 1……………………………………………………………………………65
9.2 ANEXO 2……………………………………………………………………………66
v
ÍNDICE DE FIGURAS
Figura 3.1 Distribución de fuerzas en el proceso de laminado…………………………………….7
Figura 3.2 Gráfico representativo de la curva obtenida a partir de los datos reportados durante
el ensayo de tracción………………………………………………………………………………15
Figura 3.3 Diferencia entre las curvas esfuerzo-deformación, ingenieril y real…………………19
Figura 3.4 Típica curva Log esfuerzo real – log deformación real, usada para la obtención
de “m” y “σ0”…………………………………………………………………………………….20
Figura 3.5 Diagrama esfuerzo-deformación para la determinación de la resistencia a
fluencia, usando el método del “offset”………… ……………………………………………….22
Figura 4.1 Diseño de las probetas cilíndricas de tracción utilizadas, cuyas medidas
son especificadas en la norma ASTM E 8M – 91………………………………………………..27
Figura 4.2 Dibujo representativo de los cortes realizados a la lámina original para la obtención
de las probetas de laminación…………………………………………………………………….29
Figura 4.3 Diseño de las probetas utilizadas para laminación…………………………………..29
Figura 4.4 Fotografía que muestra la disposición de las probetas dentro del horno……………31
Figura 4.5 Fotografía que muestra el proceso de laminado de una probeta a 1150ºC y
una deformación de 0,37…………………………………………………………………………33
Figura 4.6 Diseño de las probetas planas de tracción utilizadas, cuyas medidas son
especificadas en la norma ASTM E 8M – 01……………………………………………………34
Figura 4.7 Fotografía que muestra el proceso de fresado para la fabricación de las
probetas planas de tracción……………………………………………………………………….34
Figura 4.8 Fotografía que muestra el equipo de tracción utilizado……………………………..36
Figura 4.9 Fotografía que muestra el detalle de las mordazas que sujetan
la probeta y la colocación del extensómetro……………………………………………………..36
Figura 5.1 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función del grado de
deformación efectiva, para temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC…………………..43
Figura 5.2 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función del grado de
deformación efectiva para temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC…………………..44
Figura 5.3 Gráfica de los curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados
de deformación efectiva distintas (0,16 y 0,37), para una temperatura de 750ºC………………..45
vi
Figura 5.4 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados
de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 900ºC……………………………….45
Figura 5.5 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados
de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 1050ºC……………………………...46
Figura 5.6 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados
de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 1150ºC……………………………...46
Figura 5.7 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función de la temperatura y
grado de deformación efectiva promedio………………………………………………………..48
Figura 5.8 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función de la temperatura y grado
de deformación efectiva promedio……………………………………………………………….49
Figura 5.9 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a
diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,18………………………...51
Figura 5.10 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a
diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,40 ……………………..…51
Figura 5.11 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia para las deformaciones efectivas
de 0,18 y 0,40, y para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura……52
Figura 5.12 Gráfica de los valores de resistencia máxima para las deformaciones efectivas de
0,18 y 0,40, y para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura……….53
Figura 5.13 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas
laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,18…………...57
Figura 5.14 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas
laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,40 …………..58
Figura 5.15 Gráfica de los valores obtenidos del exponente de endurecimiento por
deformación en función de la temperatura y grado de deformación efectiva……………………59
Figura 5.16 Gráfica de los valores obtenidos del coeficiente de endurecimiento en función de
la temperatura y el grado de deformación efectiva……………………………………………….60
vii
ÍNDICE DE TABLAS
Tabla 3.1 Designación AISI de aceros inoxidables……………………………………………….4
Tabla 3.2 Composición Nominal del algunos aceros de la serie 300……………………………..6
Tabla 4.1 Composición Química del Acero Inoxidable Empleado……………………………..26
Tabla 4.2 Propiedades mecánicas experimentales del acero inoxidable 304 en
estado de entrega y especificada según la ASM…………………………………………………27
Tabla 5.1 Tabla comparativa entre la composición del acero inoxidable AISI 304 utilizado y
el valor reportado por la ASM……………………………………………………………………37
Tabla 5.2 Tabla comparativa entre las propiedades mecánicas del acero inoxidable 304
utilizado y el valor reportado por la ASM para el material en estado recocido………………….38
Tabla 5.3 Deformaciones efectivas promedio para cada condición de estudio obtenidas
del laminado, con sus respectivas desviaciones estándar……………………………………...…39
Tabla 5.4 Valores obtenidos de las resistencias a fluencia y las resistencias máximas
promedio para cada condición con sus respectivas desviaciones estándar………………………42
Tabla 5.5 Valores del porcentaje de elongación de fractura promedio para cada una de
las condiciones del estudio……………………………………………………………………….47
Tabla 5.6 Valores promedios de la resistencia a fluencia y resistencia máxima con sus
respectivas desviaciones estándar para la condición “control”…………………………………..52
Tabla 5.7 Logaritmos neperianos del parámetro Zener Hollomon (Zc), para las temperaturas
y deformaciones empleadas………………………………………………………………………55
Tabla 5.8 Valores del exponente de endurecimiento (m) promedio para cada una de
las condiciones de estudio………………………………………………………………………..58
viii
LISTA DE SIMBOLOS Y ABREVIATURAS
AISI: “American Iron and Steel Institute” (Instituto Americano de Hierro y Acero)
ASM: “American Society for Metals” (Sociedad Americana de Metales)
Ao: área inicial de la sección transversal
Ai: área transversal instantánea
Ar: porcentaje de reducción de área
Afr: área transversal final de la probeta
bcc: estructura cúbica centrada en el cuerpo
E: constante de proporcionalidad (módulo de elasticidad o módulo de Young.)
EFA: energía de falla de apilamiento
F: carga instantánea aplicada
Fy : carga a fluencia
Fu: carga Máxima
fcc: estructura cúbica centrada en las caras
h: altura instantánea de la pieza de trabajo que se deforma
h0: espesor inicial de la probeta
hf: espesor final de la probeta
∆h: variación del espesor de la chapa
Hierro γ: hierro gama (austenita)
l: longitud de la probeta luego de aplicar la fuerza
l0: longitud inicial de la probeta
m: exponente de endurecimiento por deformación de Hollomon.
M23C6: Carburo de cromo
R: radio de los rodillos del equipo de laminación
S: esfuerzo ingenieril de tracción
Sy : resistencia a la fluencia
Su: resistencia máxima a la tracción
SD: desviación estándar
t: espesor de la lámina
t0: espesor inicial de la probeta
ix
tF: espesor de la pletina luego de laminada
v: Velocidad de deformación
v: velocidad tangencial de los rodillos
Vo: velocidad inicial
Vi: velocidad final
ε : deformación ingenieril media
ε : deformación efectiva
ε& : tasa o velocidad de deformación real
ε1, ε2, ε3: deformaciones principales
εr : deformación verdadera
εx: deformación en la dirección del largo de la pletina
εy: deformación en la dirección del espesor de la pletina
εz: deformación en la dirección del ancho de la pletina
σ : esfuerzo
=σ esfuerzo efectivo
σ1, σ2, σ3 : esfuerzos principales
σr: esfuerzo verdadero de tracción
σo: coeficiente de endurecimiento por deformación de Hollomon
x
CAPÍTULO I.
INTRODUCCIÓN
Los aceros inoxidables son aleaciones base hierro con un alto porcentaje en cromo, que
presentan otros elementos tales como níquel, molibdeno y manganeso. Por su parte, los aceros
inoxidables austeníticos AISI 304 son aceros muy usados actualmente en la industria, ya sea por
su excelente resistencia a la corrosión o por su facilidad en ser conformados, por lo tanto el
aprovechamiento y mejora de las propiedades mecánicas de estos materiales amplían su uso
comercial.
Para la obtención de piezas con formas y dimensiones determinadas, es necesaria la
conformación plástica del metal, la cual además de cambiar la forma de la pieza de trabajo,
permite controlar y mejorar las propiedades mecánicas del material. La deformación plástica
puede ser realizada tanto en frío como en caliente. Para el caso del conformado en caliente, éste
se realiza llevando el material a elevadas temperaturas, a fin de obtener deformaciones
importantes aplicando esfuerzos relativamente limitados. A nivel mundial el proceso más
empleado para la obtención de productos de acero después de la fundición es el que involucra el
trabajo en caliente, por lo tanto, el conformado en caliente de los aceros inoxidables ha sido
objeto de muchos estudios, con la finalidad de mejorar la calidad del producto y optimizar el
proceso para obtener un material con características específicas, esto debido a que la deformación
plástica determina la estructura y las propiedades mecánicas del metal.
En los procesos de conformado en caliente, el mecanismo de restauración principal es la
recristalización dinámica, “fenómeno todavía mal entendido” según Mcqueen (1) y en
consecuencia “difícil de controlar” Sakai y Jonas (2). Sin embargo, los ensayos mecánicos de
laboratorio como los ensayos de compresión, tracción y torsión permiten simular los procesos
industriales y facilitan el entendimiento de dichos fenómenos.
2
Por lo tanto, para el estudio del conformado en caliente es de gran importancia la
caracterización adecuada del material antes del conformado, para de esta manera poseer un punto
de partida y así conocer tanto la respuesta del material ante las acciones impuestas por el proceso
como el producto final luego de aplicado el proceso.
Este trabajo presenta como antecedente directo el realizado por Di Graci (3)
“Deformación en caliente del acero inoxidable AISI 304, en el cual se analizó la influencia de las
variables de laminación (temperatura, velocidad y grado de deformación en la dureza y
propiedades a compresión plana), y tiene como finalidad complementar la investigación con un
estudio en las propiedades mecánicas a tracción de este acero en función de la temperatura del
metal y el grado de deformación aplicado, mediante uno de los procesos de conformado más
empleado como es la laminación.
CAPÍTULO II
OBJETIVOS
2.1 OBJETIVO GENERAL:
Determinar la influencia de las variables grado de deformación y temperatura del metal, al
momento del conformado, sobre las propiedades mecánicas de un acero inoxidable austenítico
AISI 304 laminado en caliente en una sola pasada.
2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS:
1. Establecer la influencia del grado de deformación en las propiedades mecánicas
(esfuerzo a fluencia, máximo y ductilidad) de un acero inoxidable austenítico AISI
304 laminado en caliente
2. Determinar la influencia de la temperatura del metal al momento del conformado en
las propiedades mecánicas (esfuerzo a fluencia, máximo y ductilidad) de un acero
inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente
3. Establecer por medio del Parámetro de Zener Hollomon el tipo de mecanismo de
restauración presente dependiendo de la temperatura y grado de deformación.
4. Describir por medio de la ecuación de Hollomon, el endurecimiento por deformación
según la condiciones de temperatura y grado de deformación.
CAPÍTULO III
FUNDAMENTACIÓN TEÓRICA
3.1 ACEROS INOXIDABLES
Los aceros inoxidables son una serie de aceros que bajo determinadas condiciones y
circunstancias resisten a una gran diversidad de medios corrosivos. Además conservan un aspecto
brillante e inalterable en la mayoría de las condiciones normales de servicio.
Los aceros inoxidables, son aceros de alta aleación más resistentes a la corrosión que los
aceros al carbono y de baja aleación. Ello se debe sobretodo a la presencia de cromo cuya mínima
cantidad necesaria está alrededor del 4% del peso, aunque este elemento se encuentra alrededor
del 10% del peso; existen casos donde llegan a emplearse niveles tan altos como 30% de cromo.
(4)
Los aceros inoxidables se clasifican generalmente en tres grupos: martensíticos, ferríticos
y austeníticos. Según la norma AISI para identificar los aceros inoxidables se emplea un sistema
de tres números, los dos últimos no poseen un significado específico, mientras que el primero
indica el grupo al cual pertenecen, tal como se indica en la tabla 3.1 mostrada a continuación.
Tabla 3.1 Designación AISI de aceros inoxidables (5)
SERIE GRUPOS
2XX Austeníticos, Cromo - Níquel - Manganeso
3XX Austeníticos, Cromo - Níquel
4XX Ferríticos y Martensíticos, Cromo
5XX Resistentes al Calor, bajo % Cromo
5
El acero inoxidable austenítico posee la estructura de la austenita a temperatura ambiente.
La austenita o hierro γ, tiene estructura fcc y es estable sobre los 910ºC. Esta estructura puede
lograrse cuando se estabiliza mediante adiciones de aleación adecuadas como el níquel. Sin el
alto contenido de níquel, la estructura bcc es estable, como se encuentra en los aceros inoxidables
ferríticos. Mientras que los aceros inoxidables martensíticos poseen como su nombre lo indica
una estructura martensítica, esta estructura puede obtenerse como resultado de un temple rápido,
el cual promueve la formación de una estructura cristalina tetragonal centrada en el cuerpo. (4)
Aún aseverando que la estructura de un acero depende básicamente de su composición
química, la estructura también puede modificarse por medio de algún tratamiento térmico.
A grandes rasgos se puede indicar que los aceros martensíticos representan el 10% del
consumo mundial, los ferríticos un 20%, mientras que los austeníticos un 70%.
Los aceros austeníticos son los aceros inoxidables más populares y se utilizan en una
gama amplia de aplicaciones tales como tuberías, intercambiadores de calor, calderería,
criogénicos, contenedores de fluidos, etc, debido a la gran estabilidad de su estructura austenítica
sobre un amplio intervalo de temperaturas. Su relativa facilidad de fabricación, su ductilidad y su
excelente resistencia a la corrosión explican su amplio uso.
De los aceros al cromo-níquel, la estabilidad con respecto a la formación de martensita
aumenta desde el tipo 301 al 310. Los aceros austeníticos se consideran libres de ferrita delta (6).
Específicamente se consideran aceros inoxidables austeníticos aquellos que poseen un contenido
de cromo entre 16 y 26%, en níquel una proporción entre 6 y 22% , y en cuanto a carbono su
contenido es bastante bajo, inferiores al 1% En la tabla 3.2 se muestra la composición nominal
de algunos de los aceros inoxidables austeníticos más usados .
6
Tabla 3.2 Composición Nominal del algunos aceros de la serie 300 (5)
ACERO INOXIDABLE %C (max.) %Mn (max.) %Si (max.) %Cr %Ni
AISI - 301 0,15 2 1 16 -18 6 - 8
AISI - 304 0,08 2 1 18-20 8 - 10,5
AISI – 304L 0,03 2 1 18-20 8 - 12
AISI - 316 0,08 2 1 16-18 10 -14
La exposición de los aceros inoxidables austeníticos en el rango de temperaturas entre
430ºC y 820ºC puede causar la precipitación de carburos de cromo (M23C6) en los bordes de
granos, esto genera una disminución en el contenido de cromo en la zona adyacente al borde de
grano produciendo la sensibilización del acero y haciéndolo sensible a la corrosión
intergranular.(7)
El mas común de los aceros inoxidables austeníticos es el acero inoxidable AISI 304
(18% Cr y 8% Ni). Su aplicación se encuentra en la mayoría de las industrias. Posee una
excelente resistencia a la corrosión en un amplio grupo de medios, es fácil de limpiar e inerte a
una gran cantidad de compuestos orgánicos e inorgánicos.
3.2 PROCESO DE LAMINACIÓN
El laminado es el proceso en el cual se deforma plásticamente un metal, haciéndolo pasar
a través de la abertura de dos rodillos con la finalidad de reducir su espesor. Al deformar el
metal, éste se le somete por el efecto del aplastamiento de los rodillos a intensas tensiones de
compresión y tensiones superficiales de corte, originadas por la fricción entre los rodillos y el
metal, estas fuerzas de fricción son las que producen el estiramiento del metal.
7
La máquina utilizada para este proceso se llama Laminador, básicamente tiene cilindros
de acero para estiraje y modulación. El conjunto de cilindros y columnas que los sustentan se
llama caja. Los cilindros son accionados por motores y engranajes de acoplamiento. Para
conseguir distintos espesores, los cojinetes del cilindro inferior de cada par (cilindro de trabajo)
son fijos y los del superior (cilindro de apoyo) son móviles. Ambos giran a la misma velocidad,
pero en sentido contrario.
Basado en los principios del conformado plástico se pueden señalar algunas de sus
características:
1.- Ley de constancia de volumen:
El volumen del metal antes de la deformación, V0, y después de la deformación, V1,
permanecen virtualmente constantes: V0 = V1 = constante
2.- Ley de la no uniformidad de la deformación:
Como todos los procesos de conformado plástico, involucran deformación no uniforme en
las tres direcciones principales. La no uniformidad de la deformación está asociada con el efecto
de factores tales como la forma de la pieza de trabajo, las dimensiones del producto, el grado de
deformación, etc.
Las fuerzas en el laminado se distribuyen según la figura 3.1:
VO
VI
T
Figura 3.1 Distr
ibución de fuerzas en el pTI
roceso de laminado
8
Donde:
Vo: Velocidad inicial
Vi: Velocidad final
t: Espesor de la lámina
Basado en el criterio del conformado plástico, la lámina entra a los rodillos a una
velocidad menor a la velocidad de salida. Es decir Vi> V0
3.2.1 VARIABLES PRINCIPALES DE LA LAMINACIÓN
Las variables que rigen el proceso de laminación longitudinal de una pletina son:
1.- El diámetro de los rodillos.
2.- La resistencia a fluencia del metal deformado.
3.- La fricción entre los rodillos y el metal.
4.- Presencia de tensiones de tracción.
5.- La relación entre el ancho y el espesor.
Para una reducción de sección a unas condiciones de fricción determinadas, el aumento de
los rodillos lleva consigo un incremento de la carga de laminación. Esta carga de laminación
asimismo, aumenta a medida que la probeta que entra en el laminador va disminuyendo de
espesor, puede llegar un momento en que la resistencia de deformación de la chapa sea tan alta
que la carga de laminación necesaria sea mayor que la que puede aplicarse, por lo que ya no se
producirá mas reducción del espesor. Cuando se llega a este extremo, los rodillos en contacto con
la chapa se deforman elásticamente, debido a que es más fácil esta deformación de los rodillos,
que la deformación plástica de la pletina. (8)
La fricción entre rodillos y el metal es muy importante en la laminación, no solo por ser la
fricción la que fuerza al metal a entrar entre los rodillos, sino porque afecta también a la
magnitud y distribución de la presión del rodillo. Teóricamente se conoce que a mayores fuerzas
9
de fricción, más grande debe ser la carga de laminación. La fricción elevada da lugar a grandes
cargas de laminación y aumenta el ensanchamiento lateral y el agrietamiento de los bordes. (8)
En muchos procesos como el laminado se puede considerar que todos los desplazamientos
están limitados a un plano, esta situación se conoce como un estado plano de deformación. Para
el caso del laminado la deformación en la dirección del ancho de pletina es nula (εz = 0), por lo
tanto εx = -εy. La deformación que ocurre en el espesor de la probeta (εy) es de compresión y es
igual a:
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛−=
tt
y0lnε
(Ec.3.1)
Donde:
t0: espesor inicial de la probeta
t: espesor de la pletina luego de laminada
Por lo tanto la deformación que se produce en la pletina en la dirección de laminación es
de tensión e igual a:
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=
tt
x0lnε
(Ec. 3.2)
Sin embargo, en el caso del laminado se puede considerar un estado plano de deformación
cuando la pletina a laminar posee un ancho seis veces mayor al espesor de la lámina. Si este no es
el caso, se encuentra en una situación de un estado de deformación triaxial.
3.2.2 ESFUERZO Y DEFORMACIÓN EFECTIVOS
El esfuerzo efectivo es un parámetro que permite comparar el comportamiento plástico
bajo diferentes estados de tensiones, reduciéndolos a estados equivalentes. Representa la
10
conversión de un estado triaxial de esfuerzo a un esfuerzo uniaxial “efectivo”, que puede
definirse según la siguiente ecuación (3):
( ) ( ) ( )[ ]21213
232
2212
2 σσσσσσσ −+−+−= (Ec.3.3)
Donde:
=σ esfuerzo efectivo
σ1, σ2, σ3 : esfuerzos principales
También para un estado de deformaciones, la deformación efectiva se define como (3):
( ) ( ) ( )[ ]21213
232
2213
2 εεεεεεε −+−+−= (Ec. 3.4)
Donde:
ε : deformación efectiva
ε1, ε2, ε3: deformaciones principales
3.2.3 VELOCIDAD O TASA DE DEFORMACIÓN EN LA LAMINACIÓN EN
CALIENTE
Durante el trabajo en caliente, teóricamente, un metal se comporta como un material
perfectamente plástico, con un exponente de endurecimiento por deformación igual a cero. Lo
que significa que una vez que se alcanza el nivel de esfuerzo, el metal debe continuar fluyendo
bajo el mismo nivel de esfuerzo de fluencia. (9)
La rapidez a la que se deforma el metal se relaciona directamente con la velocidad de
deformación. Dada la rapidez de deformación, la velocidad real se define como: (9)
11
hv
th
ht=
∂∂
=∂∂
=1εε& (Ec.3.5)
Donde:
ε& : tasa o velocidad de deformación real
v: Velocidad de deformación
h: altura instantánea de la pieza de trabajo que se deforma
Sin embargo, para el proceso de laminación, en una pasada, la velocidad de deformación
varía de un valor máximo, inmediatamente después de la entrada al intervalo geométrico de
laminación, hasta el valor cero a la salida del mismo. Esta variación se puede visualizar en la
ecuación 3.6, que representa la tasa de deformación real media para un proceso de laminación en
caliente. (3)
fhh
hRv 0ln..∆
=ε (Ec3.6)
Donde:
ε : tasa o velocidad media de deformación
v: velocidad tangencial de los rodillos
R: radio de los rodillos del equipo de laminación
∆h: variación del espesor de la chapa
h0: espesor inicial de la probeta
hf: espesor final de la probeta
3.3 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN
El endurecimiento por deformación de un metal se produce cuando incrementa el número
de dislocaciones dentro del mismo. Cuando se aplica un esfuerzo superior a fluencia se genera
12
una distorsión en la estructura reticular produciendo dislocaciones. Estas dislocaciones empiezan
a deslizar e interaccionar entre sí, generando barreras que impiden su movimiento a través de la
red, por lo tanto, este apilamiento y anclaje de dislocaciones incrementan la resistencia a
deformaciones posteriores. Una característica de la deformación plástica es que el esfuerzo
necesario para iniciar el deslizamiento en el plano principal es menor que el requerido para
continuar la deformación en planos subsecuentes. (8)
Un material cuyos granos se encuentran distorsionados después de finalizada la
deformación plástica se considera un material trabajado en frío. Ahora bien, todas las propiedades
del material trabajado en frío experimentan cambios como el incremento de su resistencia y
dureza mientras disminuye su ductilidad, y los granos adoptan una orientación definida.
Otro mecanismo importante en la deformación de los metales es el maclaje. El maclaje se
produce cuando una porción de cristal toma una orientación que está relacionada de un modo
simétrico definido con la del resto del cristal sin deformar. La parte deformada es la imagen
especular del cristal original.
Es importante aclarar que el maclaje difiere del deslizamiento en varios aspectos, como:
en el deslizamiento, la orientación de los cristales es la misma tanto por debajo como por encima
del plano de deslizamiento, mientras que en el maclaje la orientación varía a lo largo del plano de
macla (plano de simetría)
La formación de maclas, es frecuentemente observable en metales con baja energía de
falla de apilamiento tal como lo es el acero austenítico AISI 304. (7)
La energía de falla de apilamiento (EFA) es un parámetro intrínseco del material y que se
puede definir como la permeabilidad de un material al movimiento de dislocaciones en su red
cristalina y al mismo tiempo, su capacidad para generarlas. Así los metales se clasifican en dos
categorías: materiales de alta EFA > 90 mJ/m2 , que corresponde a materiales como el aluminio y
los aceros inoxidables ferríticos, y los de baja EFA < 10 mJ/m2, encontrada en los aceros
inoxidables austeníticos, niquel y cobre. (10)
13
3.3.1 DEFORMACIÓN A ELEVADAS TEMPERATURAS:
El trabajo en caliente se define como una deformación en condiciones de temperatura
donde se produzca simultáneamente la restauración y la deformación.
Existen dos mecanismos básicos de restauración a elevadas temperaturas, son la
recuperación y la recristalización dinámicas. Los materiales, según estos mecanismos, pueden
clasificarse en dos grupos: el primero es aquel en donde únicamente interviene la recuperación
dinámica y a éste pertenecen las aleaciones de aluminio y las aleaciones férricas, entre otras. El
segundo grupo está formado por aquellos materiales que en ciertas condiciones pueden presentar
recristalización dinámica, como son: las aleaciones de cobre, de níquel y los aceros austeníticos.
(10)
La recuperación dinámica es el movimiento de las dislocaciones resultantes de la
deformación plástica y la formación de subgranos. En muchos metales puros existe gran
tendencia de las dislocaciones en formar subgranos. A medida que aumenta la temperatura los
efectos de la recuperación dinámica se hacen más fuertes, debido a que la movilidad incrementa
con el ascenso de la temperatura.
La recristalización dinámica, consiste en la nucleación y el crecimiento de nuevos granos
permitiendo eliminar una parte de las dislocaciones generadas durante la etapa de endurecimiento
y restauración dinámica. La formación de nuevos granos es esencialmente en los bordes de
granos deformados, su crecimiento surge mediante la migración de sus bordes bajo la fuerza
motriz como consecuencia de la diferencia en la densidad de dislocaciones. Sin embargo este
fenómeno no se manifiesta hasta alcanzar una cierta deformación crítica εc en la que aparecen los
primeros núcleos. (10)
La recristalización dinámica será favorecida a mayor temperatura y relativa bajas tasas de
deformación, además de una baja energía de falla de apilamiento. Si estas condiciones no se
cumplen el mecanismo de restauración será únicamente recuperación dinámica.
14
3.4 ENSAYO DE TRACCIÓN
El ensayo de tracción consiste en someter a carga uniaxial una probeta estandarizada del
material a estudiar. La carga incrementa continuamente de tal forma que la velocidad de
deformación sea constante. La probeta es sometida a carga hasta que se produce la fractura de la
misma. Durante el desarrollo del ensayo se registran, en un equipo que grafica en las coordenadas
cartesianas, las cargas y la elongación de la probeta que se produce durante el ensayo.
Como elemento de prueba del ensayo de tracción se utiliza una probeta estándar, cuyas
propiedades se desean determinar. En general estas probetas son de sección transversal circular,
pero en algunos casos también se fabrican de sección rectangular, como en el caso de las probetas
extraídas de láminas delgadas, e incluso de sección curva cuando se fabrican a partir de las
paredes de tubos o recipientes cilíndricos.
El procedimiento del ensayo consiste en limpiar la superficie de la probeta a ensayar con el
fin de eliminar en lo posible óxidos o residuos que puedan afectar las propiedades del material.
Seguidamente se coloca la probeta en la máquina de tracción de manera tal que el eje de dicha
muestra coincida con los de las mordazas de la máquina. A continuación se aplica la carga, la cual
se aumenta progresivamente hasta que ocurre la rotura de la muestra de ensayo. Al mismo tiempo
se obtiene una curva trazada por la máquina de tracción donde el eje de las ordenadas representa la
carga y el eje de las abcisas el alargamiento o deformación sufrida por la muestra de ensayo. La
velocidad de aplicación de la fuerza se regula por la máquina de tracción en base a datos
preestablecidos por la computadora que controla el ensayo.
3.4.1 GRÁFICOS OBTENIDOS MEDIANTE EL ENSAYO DE TRACCIÓN
En la figura 3.2 se muestra una gráfica carga-elongación de un material, como se puede
ver a medida que el material es deformado, la carga necesaria para continuar la deformación
incrementa en una primera parte de manera lineal, motivo por el cual se puede decir que el
esfuerzo es proporcional a la deformación uniaaxial; cuando esto ocurre se dice que el material es
15
linealmente elástico. Este hecho se conoce como Ley de Hooke, y matemáticamente se expresa
(11):
εσ E= (Ec. 3.7)
Donde:
σ : esfuerzo
E: constante de proporcionalidad (módulo de elasticidad o módulo de Young.)
ε : deformación
Figura 3.2 Gráfico representativo de la curva obtenida a partir de los datos reportados
durante el ensayo de tracción
En los aceros, el límite superior del esfuerzo en esta relación lineal se llama límite
proporcional. Si el esfuerzo excede en un poco este límite, el material puede todavía responder
elásticamente, sin embargo la curva tiende a aplanarse causando un incremento mayor de la
deformación unitaria con el correspondiente incremento del esfuerzo. La fluencia ocurre cuando
el material se deforma permanentemente. Se distinguen dos valores para el punto de fluencia: el
punto superior de fluencia ocurre primero seguido por una disminución súbita en la capacidad de
soportar carga hasta un punto inferior de fluencia. Una vez alcanzado el punto inferior de fluencia
16
la muestra seguirá alargándose sin ningún incremento de carga. Cuando el material está en este
estado se suele decir que es perfectamente plástico. (8, 11, 12)
Una vez que ha terminado la fluencia es posible aplicarle más carga a la probeta
originando una curva que llega hasta la carga máxima. Durante esta etapa el área disminuirá de
manera bastante uniforme en toda la longitud calibrada del espécimen. (8, 11)
Luego de haberse alcanzado la carga máxima, el área de la sección transversal comienza a
disminuir en una zona localizada de la probeta debido a los planos de deslizamiento que se
forman dentro del material, y las deformaciones producidas son causadas por esfuerzos cortantes.
Como consecuencia tiende a desarrollarse una estricción o cuello a medida que el espécimen se
alarga cada vez más. En esta región del diagrama la curva tiende a descender hasta que la probeta
se rompe en el punto del esfuerzo de fractura. (8 ,11)
3.4.2 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN INGENIERIL:
Los datos que registra la computadora mientras se realiza el ensayo de tracción son una
curva que relaciona carga vs elongación, al presentar los datos de esa manera sólo se describe el
comportamiento del material con una sección transversal específica. Por lo tanto, se debe
transformar esta curva en la curva esfuerzo deformación ingenieril, para ello se utilizan las
siguientes ecuaciones (11):
OAFS = (Ec.3.8)
Donde:
S: esfuerzo ingenieril de tracción
17
F: carga instantánea aplicada
Ao: área inicial de la sección transversal
( )0
0
lll −
=ε (Ec. 3.9)
Donde:
ε : deformación ingenieril media
l: longitud de la probeta luego de aplicar la fuerza
l0: longitud inicial de la probeta
3.4.3 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN VERDADERA O REAL:
Esta curva es similar a la curva ingenieril con la diferencia que la reducción del área
transversal es tomada en cuenta, por lo tanto representa el comportamiento real de los valores de
esfuerzos y deformación de la probeta durante el ensayo de tracción. El esfuerzo y deformación
real se determinan a partir de las siguientes ecuaciones (8):
i
ir A
F=σ (Ec. 3.10)
Donde:
σr: esfuerzo verdadero de tracción
Fi : carga instantánea
Ai: área transversal instantánea
18
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛=
ir A
ALn 0ε (Ec. 3.11)
Donde:
εr : deformación verdadera
Ao: área inicial de la sección transversal
Ai: área instantánea de la sección transversal
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛=
0
lnlli
rε (Ec.3.12)
Donde:
εr: deformación real
li: longitud instantánea
l0: longitud inicial de la sección de prueba
La curva de esfuerzo-deformación ingenieril no proporciona una idea real del
comportamiento del material en lo que respecta al endurecimiento que ocurre a medida que se
deforma. Esto se debe a que tanto el esfuerzo como la deformación ingenieril, están basados en el
área inicial de la probeta, cuando en realidad lo que sucede es que a medida que se deforma la
misma, el área de sección de prueba que soporta la carga aplicada durante el ensayo disminuye
continuamente.
19
Figura 3.3 Diferencia entre las Curvas Esfuerzo-Deformación, Ingenieril y Real (12)
La curva correspondiente al gráfico de esfuerzo-deformación verdadera de muchos
metales, se puede expresar por medio de relaciones matemáticas, de las cuales las más conocidas
son: la ecuación de Hollomon, la ecuación de Swift, la ecuación de Ludwik y la ecuación de
Voce. De éstas, la que mejor se ajusta a los aceros, además por su sencillez, es la ecuación de
endurecimiento por deformación de Hollomon.(8)
La ecuación de Hollomon o de endurecimiento por deformación es (8):
mεσσ 0= (Ec.3.13)
Donde:
σ: esfuerzo verdadero de tracción
σo: coeficiente de endurecimiento por deformación de Hollomon
m: exponente de endurecimiento por deformación de Hollomon.
20
En la figura 3.4 se muestra una típica curva Log esfuerzo real- log deformación real de
donde es posible obtener los valores de “m” y “σ0”, debido a que “m” es la pendiente de la recta
graficada y σ0 es el esfuerzo verdadero a una deformación de ε = 1.
Figura 3.4 Típica curva Log esfuerzo real – log deformación real,
usada para la obtención de “m” y “σ0” (8).
La formación del cuello ocurre en el punto de carga máxima para la mayoría de los
metales. En este punto se crea una condición de inestabilidad que está definida por (8):
0=dF (Ec.3.14)
como F = σA, se tiene que:
0=+= σσ dAdAdF (Ec.3.15)
de la relación de volumen constante se tiene que:
εdA
dAldl
=−= (Ec .3.16)
21
por lo tanto en el punto que ocurre la inestabilidad en tensión se cumple que:
σεσ
=dd (Ec. 3.17)
Para predecir la forma de las curvas de esfuerzo deformación ingenieril por debajo de
carga máxima, en función del endurecimiento por deformación, la sensibilidad a la velocidad de
deformación y las propiedades anisotrópicas plásticas de los metales, se establece:
σεσ≥
dd (Ec. 3.18)
Siempre y cuando la sensibilidad a la velocidad de deformación tienda a cero (lo que
ocurre con la mayoría de los metales a temperatura ambiente), la ecuación anterior expresa el
mismo criterio señalado por la ecuación 3.17 para la condición de deformación uniforme. En el
caso de la ecuación de Hollomon esto conduce a:
mu =ε (Ec. 3.19)
3.4.4 PROPIEDADES MECÁNICAS A PARTIR DEL ENSAYO DE TRACCIÓN
Las propiedades mecánicas describen la forma en que el material responde a una fuerza
aplicada, dentro de ellas se definen las resistencias y la ductilidad del material.
3.4.4.1 RESISTENCIA A LA FLUENCIA:
22
La resistencia a la fluencia (Sy) se define como el máximo esfuerzo que se puede aplicar
durante el ensayo de tracción, sin que se produzca más que una deformación plástica pequeña
previamente especificada.(11)
O
yy A
FS = (Ec. 3.20)
Donde:
Sy : resistencia a la fluencia.
Fy : carga a fluencia
Ao: área inicial de la sección transversal
Para la determinación del punto de fluencia en aquellos metales donde no se aprecie el
punto de fluencia, se utiliza el método del “offset”, el cual se muestra en la figura 3.5 y consiste
desde el punto m (offset) dibujar una línea paralela a la recta OA que representa la zona elástica
del material, luego, la intersección entre la línea dibujada y la curva esfuerzo-deformación será el
punto de fluencia correspondiéndole una cierta carga R la cual es la carga a fluencia Ly. Por lo
general, el valor usado del offset es de 0,2%
Figura 3.5 Diagrama esfuerzo-deformación para la determinación de la resistencia a fluencia, usando el
método del “offset” (13)
23
3.4.4.2 RESISTENCIA A LA TRACCIÓN :
La resistencia a la tracción (Su) se define como el máximo esfuerzo que puede soportar la
probeta durante el ensayo de tracción y se expresa como (11):
O
uu A
FS = (Ec. 3.21)
Donde:
Su: resistencia máxima a la tracción
Fu: carga Máxima
Ao: área inicial de la sección transversal
3.4.4.3 PORCENTAJE DE REDUCCIÓN DE ÁREA:
El porcentaje de reducción de área tiene una relación directa con la ductilidad del material
y se define mediante la siguiente ecuación (8):
100*0
0⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ −=
AAA
A frr (Ec. 3.22)
Donde:
Ar: porcentaje de reducción de área
Ao: área inicial de la sección transversal
Afr: área transversal de fractura de la probeta
3.4.4.4 OTRAS DEFINICIONES CONCERNIENTES AL ENSAYO DE TRACCIÓN
24
A continuación se definen algunos términos importantes y concernientes al ensayo de
tracción.
“Longitud calibrada (l0): es la distancia entre dos puntos marcados sobre la probeta, en
relación a la cual se calculará el alargamiento de rotura.”(12)
“Alargamiento: es la deformación de un material. Puede ser elástico ó plástico y se expresa
en centímetros de deformación por cada centímetro de longitud original, ó en porcentaje de la
longitud original.”(12)
“Alargamiento de rotura: es la relación entre el incremento de la longitud calibrada (dl0)
luego de ser sometida a la aplicación de una carga hasta el momento de rotura y la longitud
original de la zona calibrada, expresada en porcentaje”.
Límite elástico: es el esfuerzo máximo, que al dejar de actuar no produce deformaciones
permanentes en el material. Se usa en aquellos materiales cuyo límite elástico en la curva carga-
deformación, no está bien definido.
“Límite elástico convencional: es el esfuerzo correspondiente a una pequeña deformación
plástica especificada, generalmente es el 0,2 % de la longitud calibrada de la probeta y se obtiene
trazando una paralela al rango de la curva esfuerzo-deformación que reportan una línea recta.”(12)
“Ductilidad: es la cantidad de deformación plástica en el punto de ruptura, y su valor podrá
expresarse como elongación o alargamiento, en las mismas unidades. Otra medida de la ductilidad
es la reducción del área en el punto de ruptura o (estricción). Los materiales con alta ductilidad
presentan una gran reducción de sección transversal antes de fallar.”(8)
“Esfuerzo: es la fuerza por unidad de área y se expresa en unidades de presión, y se calcula
simplemente dividiendo la fuerza total entre el área transversal.”(8)
25
“Esfuerzo de rotura: es el valor que resulta al dividir la carga aplicada en el momento de
rotura entre el área transversal original de la probeta.”(11)
Área de estricción (q): es la relación existente entre la disminución del área de la sección
transversal de la probeta hasta fractura y el área de la sección transversal antes del ensayo,
expresada en porcentaje.
Límite de proporcionalidad: es el punto a partir del cual, la proporcionalidad lineal
existente entre la deformación y los esfuerzos aplicados no se presenta.
Sección reducida: es el trozo de sección uniforme en la parte medida de una probeta de
ensayo de tracción.
Sección de agarre: es la zona de la probeta sobre la cual la mordaza de la máquina de
ensayo realiza la sujeción.
“Radio de curvatura: es el radio de la curva localizada entre la sección reducida y la
sección de agarre de la probeta y que determina que el esfuerzo aplicado a la sección reducida sea
uniformemente distribuido.”(12)
Deformación plástica: es la que se da permanentemente a un material por un esfuerzo que
excede el límite elástico. Es el resultado de un desplazamiento permanente de los átomos dentro
del material, por lo tanto, difiere de la deformación elástica, en donde los mismos vecinos
atómicos se conservan.
Módulo de Young: o módulo de elasticidad, es la relación entre el esfuerzo que se aplica y
la deformación elástica que resiste, sólo en la zona elástica. Tiene mucha relación con la rigidez,
y se expresa, para esfuerzos de tensión y compresión en unidades de presión. Su valor verdadero
se determina principalmente por el material y se relaciona sólo directamente con otras
propiedades mecánicas.
CAPÍTULO IV
DESARROLLO EXPERIMENTAL
4.1. CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO EN ESTADO DE
ENTREGA
Para la realización de este trabajo se empleó una lámina de 1,24m x 1,20m y 19,30mm
de espesor, de acero inoxidable austenítico AISI 304, en estado de entrega. Para la obtención de
su composición química mostrada en la tabla 4.1, se utilizó la técnica de espectroscopia de
absorción atómica por llama.
Tabla 4.1 Composición Química del Acero Inoxidable Empleado
Elemento Porcentaje (%) Elemento Porcentaje (%)
C 0,0651+ 0,003 Ti 0,0036 + 0,0005
Cr 18,02 + 0,07 S 0,0011 + 0,0002
Ni 8,18 + 0,06 P 0,002 + 0,001
Mn 1,34 + 0,02 Co 0,0815 + 0,0007
Si 0,494 + 0,005 Cu 0,322 + 0,003
Mo 0,334 + 0,003 Pb 0,0030 + 0,0001
W 0,067 + 0,002 Sn 0,028 + 0,002
Nb 0,0433 + 0,0005 Ce 0,088 + 0,001
V 0,080 + 0,001 B 0,0137 + 0,0009
27
También al acero inoxidable se le determinaron las propiedades mecánicas como
resistencia a la fluencia, máxima y porcentaje de reducción de área mediante la realización de tres
ensayos de tracción, usando probetas que siguieron las especificaciones descritas en la norma
ASTM E 8M-91. En la figura 4.1 se observa un dibujo esquemático de las probetas cilíndricas
empleadas:
Figura 4.1 Diseño de las probetas cilíndricas de tracción utilizadas (mm), cuyas medidas son especificadas en
la norma ASTM E 8M – 91.
En la tabla 4.2 se muestran las propiedades mecánicas promedios obtenidas para el acero en
estudio. Los ensayos se realizaron en una máquina universal de Ensayos MTS de 25 toneladas de
capacidad, con una velocidad de desplazamiento constante del pistón igual a 4.3mm/min,
siguiendo la norma ASTM A 370-91.
Tabla 4.2 Propiedades mecánicas experimentales del acero inoxidable AISI 304 en
estado de entrega y especificada según la ASM
Resistencia a la fluencia (Kgf/cm2)
Resistencia máxima (Kgf/cm2)
Reducción de área (%)
Experimentales 3040 6893 80
Desviación estándar 196 248 2
ASM 2092 5252 50
28
4.2. DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE ESTUDIO
En el presente trabajo se consideró el estudio en función de la temperatura del acero
inoxidable a la entrada del laminador y el grado de deformación aplicado. Dentro de las
condiciones del ensayo, en este trabajo se consideraron las temperaturas comprendidas entre
750ºC y 1150ºC tomándose cuatro temperaturas de laminación las cuales fueron: 750ºC, 900ºC,
1050ºC y 1150ºC. A la vez, se establecieron dos grados de deformación (ε=0,14 y ε=0,37),
obteniéndose finalmente ocho condiciones diferentes, es importante acotar que cada condición
fue realizada por triplicado para mayor confiabilidad en los resultados.
Además de esto se establecieron las condiciones de control con las mismas cuatro
temperaturas antes definidas pero en este caso sin deformación, éstas se realizaron por duplicado.
4.3 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS PARA LAMINAR
Para la obtención de las probetas de laminación, se procedió a cortar, por medio de una
máquina de corte con plasma marca Plamarc PCM-101, una tira de la lámina original con un
corte en dirección transversal al sentido de laminación proveniente del proceso de fabricación de
ésta.
Una vez cortada la tira de dimensión: 1,20m x 0,20m y espesor de 19,3mm, se procedió a
cortar por medio de la sierra vaivén, tiras de ancho de 10mm cuya dirección coincidía con el
sentido de laminación de la lámina originaria. Estos pedazos de material poseían las siguientes
dimensiones: 200mm de largo, 19,3mm de ancho y 10mm de espesor.
Es importante indicar que se cortaron diez probetas con 8mm de espesor que
correspondieron a las probetas de control que no fueron laminadas.
En la figura 4.2 se muestra un dibujo que representa los cortes realizados desde la placa
original de 1,20m x 1,24m hasta las probetas de laminación. Mediante una línea segmentada se
29
representa el corte hecho con plasma, mientras que las líneas continuas significan los cortes
realizados con la sierra vaivén.
Figura 4.2 Dibujo representativo de los cortes realizados a la lámina original para la obtención de las
probetas de laminación
Después de cortadas se procedió a planear las probetas por medio de una fresadora marca
Deckel, únicamente en las caras donde se hará el contacto con los rodillos, para así obtener
probetas con sus caras paralelas como se muestra en la figura 4.3, donde a la vez se muestra sus
dimensiones finales:
Figura 4.3 Diseño de las probetas utilizadas para laminación.
30
Para las probetas de control la única diferencia con la probeta mostrada en la figura 4.3 era
el espesor final que medía 6mm.
Para identificar las probetas se troquelaron en las caras de no contacto con los rodillos
usando una nomenclatura de tres dígitos, primero, un número que correspondía a la temperatura
del laminado (1 para 750ºC, 2 para 900ºC, 3 para 1050ºC y 4 para 1150ºC). El segundo dígito
correspondía a una letra que representaba la deformación (A para deformación de 0,14 y B para
deformación de 0,37). Mientras que el tercer dígito (números 1 ó 2 ó 3) se usó para diferenciar
las tres probetas que poseían una misma condición.
Para el caso de las probetas de control se le adjudicó una letra C al segundo dígito,
preservando la misma nomenclatura usada para las otras probetas
4.4 CALENTAMIENTO DE LAS PROBETAS
Una vez troqueladas las probetas se procedió a calentarlas dentro de un horno marca
Thermolyne, modelo F-A1740, cuya máxima capacidad es de 1200ºC, para luego laminarlas.
Para esto se procedió a calentar las probetas en grupos de ocho probetas que correspondían a las
probetas destinadas para una cierta temperatura (seis probetas deformadas y otras dos de control).
Por lo tanto, se colocaron las probetas dentro del horno sobre ladrillos refractarios, como estos
ladrillos eran de diferentes alturas, la probeta descansaba sobre las aristas de los ladrillos
obteniéndose así aproximadamente toda la superficie de las probetas en contacto con el aire
dentro del horno, y así suponer que todo el calor transferido hacia el interiorde las probetas es
producto del mecanismo de convección. Observe la figura 4.4, la cual muestra la colocación de
las probetas dentro del horno.
El horno fue precalentado hasta la temperatura establecida previamente a la introducción
de las probetas, el tiempo de este precalentamiento dependía de la temperatura de trabajo, sin
31
embargo, osciló entre 1 hora (para la temperatura de 750ºC) y 5 horas (que tomó precalentar el
horno para el ensayo a 1150ºC) aproximadamente.
Para llevar el registro de la temperatura se utilizó una termocupla Marca OMEGA,
Modelo CL-477, la cual se ponía en contacto con las probetas y registraba la temperatura de la
superficie de la probeta, este valor registrado en la superficie es la misma temperatura que en
cualquier punto interno de la probeta, los cálculos correspondientes se encuentran en el anexo1
Figura 4.4 Fotografía que muestra la disposición de las probetas dentro del horno.
4.5 LAMINADO DE LAS PROBETAS
Una vez alcanzada la temperatura correspondiente, con una pinza de metal se extrajeron
inmediatamente las tres probetas, una por una, correspondientes a una condición (temperatura,
deformación) y se procedieron a laminar en una laminadora marca Stanat, Modelo TA-315, que
se encuentra ubicada al lado del horno usado. Los rodillos de la laminadora también habían sido
previamente calentados hasta el máximo posible (150ºC aproximadamente) para minimizar el
32
choque térmico. Además, previamente a la laminación pero después del calentamiento de los
rodillos, fue establecida la abertura entre los rodillos por medio de un volante mecánico para así
obtener la deformación de la laminación, la cual se realizó a una velocidad tangencial en los
rodillos de aproximadamente 10 f.p.s, es decir, 0,051 m/seg. Para evitar la flexión de la probeta
se esparció aceite a los rodillos y además se usó una guía que garantizaba una entrada recta de la
probeta a los rodillos. Inmediatamente después de laminada cada probeta se introdujo en un
recipiente con agua a temperatura ambiente (25ºC aproximadamente) y se agitó dentro del agua
para generar un rápido descenso en la temperatura del acero y lograr preservar la microestructura
obtenida de la laminación. El tiempo transcurrido desde la extracción de la probeta hasta su
inmersión en el agua fue de 5 segundos, aproximadamente.
Posteriormente, se laminaron las siguientes probetas que se diferenciaban de las
anteriores por el grado de deformación, para ello se volvió a verificar la temperatura de las
probetas y se modificó la abertura de los rodillos, una vez que las condiciones eran las deseadas
se procedía a laminar. Por último, se templaron las restantes dos probetas que permanecían dentro
del horno que se corresponden a las probetas de control con la misma condición de templado que
las probetas anteriores.
El mismo procedimiento se repitió para las cuatro condiciones de temperatura. En la
figura 4.5 se muestra una fotografía realizada al proceso de laminado de una de las probetas.
Culminado el laminado de las probetas se procedieron a cortar en dos muestras: una para
tracción de 200mm de largo y otra para metalografía (el sobrante del corte) cuyo estudio se
realizará en trabajos posteriores
33
Figura 4.5 Fotografía que muestra el proceso de laminado de una probeta a 1150ºC y una deformación de
0,37
4.6 ENSAYO DE TRACCIÓN
4.6.1 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS DE TRACCIÓN
Debido a que las probetas provienen de un proceso de laminado no era posible la
construcción de probetas de tracción de geometría cilíndrica. Por lo tanto se tuvieron que diseñar
probetas planas.
Las probetas empleadas para el presente estudio se diseñaron tomando en cuenta la
norma ASTM 8M y considerando las limitaciones en las dimensiones de las probetas laminada.
En la figura 4.6, se muestra un diseño esquemático de las probetas planas empleadas con
dimensiones equivalentes a las especificadas en la norma ASTM E 8M – 01, donde T es el
espesor del metal que depende de la deformación aplicada durante la laminación. Para su
fabricación se utilizó una fresadora marca Deckel (figura 4.7).
34
Figura 4.6 Diseño de las probetas planas de tracción utilizadas (mm), cuyas medidas son
especificadas en la norma ASTM E 8M – 01.
Figura 4.7 Fotografía que muestra el proceso de fresado para la fabricación de las probetas planas de
tracción
35
4.6.2 ENSAYO DE TRACCIÓN
Antes de traccionar las probetas se demarcó la longitud de prueba y se midió su
geometría, reportando tres valores, tanto para el área transversal dentro de la zona demarcada
como para la misma longitud de prueba. Una vez registradas las geometrías de las muestras se
colocaron en las mordazas para probetas planas de la máquina de tracción MTS de 25 toneladas,
ajustando las mordazas para evitar el deslizamiento. Luego, a cada una de las probetas se le
colocó un extensómetro con una abertura inicial de 50mm aproximadamente que estaba
previamente conectado a la máquina de tracción para registrar la elongación del acero. Llegado a
este punto, se procedió a traccionar a una velocidad de 5mm/min. En cada ensayo entre fluencia y
carga máxima, se realizaron entre 6 y 8 paradas en elongación manteniendo la carga, reportando
el área transversal menor dentro de la longitud de prueba, una vez alcanzado carga máxima, se
continuó el estiramiento de las probetas sin paradas hasta fractura. El ensayo se realizó bajo
condiciones normales de temperatura y presión (25ºC y 1atm )
Los datos fueron registrados por la máquina de tracción por medio del programa DAYSY
LAB, y con ellos fue posible determinar las propiedades mecánicas del acero inoxidable, por
medio del programa Microsoft Excel 2000.
En las fotografías de las figuras 4.8 y 4.9 se muestra el equipo de tracción utilizado, así
como la colocación de las probetas en las mordazas y del extensómetro.
36
Figura 4.8 Fotografía que muestra el equipo de tracción utilizado
Figura 4.9 Fotografía que muestra el detalle de las mordazas que sujetan
la probeta y la colocación del extensómetro.
CAPÍTULO V
RESULTADOS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS
5.1 CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO
Al comparar los valores de la composición del material utilizado y la nominal
especificada por la ASM (5), ambas presentadas en la tabla 5.1, se aprecia que todos los valores
obtenidos de la composición se encuentran dentro de los intervalos aceptados, a excepción del
porcentaje de carbono que resultó un 19% por debajo del especificado por la ASM.
Tabla 5.1 Tabla comparativa entre la composición del acero inoxidable AISI 304
utilizado y el valor reportado por la ASM(5)
ELEMENTO (%)
EXPERIMENTAL (%) ASM
C 0,065 0,08
Cr 18,02 18-20
Ni 8,18 8-10,5
Mn 1,34 2 MAX
Si 0,494 1MAX
P 0,045 0,045 MAX
S 0,001 0,03 MAX
El carbono es un elemento estabilizador de la austenita, que mejora las propiedades
mecánicas (aumenta la resistencia) del acero. Sin embargo, cuando posee contenidos más bajos
mejora la posibilidad de ser soldado y evita la formación de carburos de cromo que promueven la
38
corrosión intergranular. Por otro lado, dentro de las especificaciones de los aceros austeníticos
tipo 300 existe el acero AISI 304L, que en general contiene la misma composición del 304 con la
diferencia que posee un contenido de carbono menor. El porcentaje de carbono especificado para
el 304L es de 0,03% lo que comparado con 0,065%, del material en estado de entrega, implica
una variación del 116% por encima del aceptado por la ASM. Esto quiere decir, que según las
especificaciones de la ASM, la composición obtenida se refiere a un acero inoxidable AISI 304.
Al comparar las propiedades mecánicas del acero inoxidable 304 empleado, en estado de
entrega, con las propiedades mecánicas de este mismo material recocido reportadas por la ASM,
se observa una notable diferencia (ver tabla 5.2). El valor obtenido para el caso de la resistencia a
la fluencia resultó un 48% mayor que el nominal, mientras que para el esfuerzo máximo un 31%
mayor. Por último, el valor del porcentaje de reducción de área encontrado obtuvo 30 puntos
porcentuales por encima del valor nominal reportado por la ASM (5).
Tabla 5.2 Tabla comparativa entre las propiedades mecánicas del acero inoxidable 304 utilizado y el valor
reportado por la ASM para el material en estado recocido (5)
RESISTENCIA A LA FLUENCIA (KGF/CM2)
RESISTENCIA MÁXIMA (KGF/CM2)
REDUCCIÓN DE ÁREA (%)
EXPERIMENTALES 3040 6893 80
DESVIACIÓN ESTÁNDAR 196 248 2
ASM 2092 5252 50
Estas diferencias en las propiedades mecánicas probablemente se deban a las condiciones
en las que se encuentran ambos aceros, el acero empleado en este trabajo, debido al proceso de
fabricación aplicado que quizás posee un cierto porcentaje de trabajo en frío acumulado, lo que lo
hizo más resistente; mientras las propiedades reportadas por la ASM se refieren al mismo
material en estado recocido, es decir, más aliviado de esfuerzos internos. Sin embargo, con
respecto a la reducción de área, se obtuvo un extraño comportamiento, debido a que para el
material de entrega, la reducción de área debió ser menor a la reportada por la ASM.
39
5.2 PROCESO DE LAMINACIÓN EN CALIENTE
Como se indicó en el Capítulo III, en un proceso de laminación se considera presente un
estado plano de deformación, cuando el ancho de la lámina es al menos seis veces mayor al
espesor; para el caso de este trabajo, no se puede considerar un estado plano de deformación
debido a que el ancho no alcanza 3 veces el espesor, por lo tanto, debe considerarse un estado
triaxial y determinarse las deformaciones efectivas para cada probeta. En la tabla 5.3 se presentan
las deformaciones efectivas promedio empleadas en el laminado, las cuales fueron obtenidas por
medio de la ecuación 3.4.
Tabla 5.3 Deformaciones efectivas promedio para cada condición de estudio obtenidas del laminado, con sus
respectivas desviaciones estándar
TEMPERATURA
750ºC 900ºC 1050ºC 1150º
Ε (PROMEDIO) 0,18 0,17 0,18 0,19
DEFORMACIÓN MENOR DS 0,01 0,01 0,01 0,02
Ε (PROMEDIO) 0,39 0,40 0,40 0,41 DEFORMACIÓN
MAYOR DS 0,01 0,01 0,01 0,02
Para cada una de las probetas de tracción se obtuvo del ensayo una serie de datos que
representaban las curvas carga en función de la elongación, que luego, fueron transformadas en
curvas ingenieriles y curvas reales, esfuerzo deformación. A partir de estas curvas es posible la
obtención de las propiedades mecánicas del material y el análisis de su comportamiento con
respecto a una serie de condiciones específicas.
Como se aclaró anteriormente, existen dos condiciones de estudio dentro del siguiente
trabajo, que son el grado de deformación, adjudicado al acero AISI 304 por medio del proceso de
laminación, y la temperatura del metal durante el laminado. Entonces, para establecer un análisis
40
del efecto de ambas variables sobre las propiedades mecánicas es necesario poseer grupos de
estudio donde las demás variables influyentes sobre las propiedades, se mantengan constantes. Es
importante acotar cuáles son las variables influyentes en las propiedades mecánicas del material,
según el proceso empleado:
Variables de estudio:
• Temperatura de deformación: es la temperatura alcanzada por la pieza al momento de la
deformación.
• Grado de deformación: es la deformación producida por la laminación, que viene dada por
la diferencia entre el espesor inicial de la probeta y la abertura de los rodillos.
Otras variables influyentes:
• Tiempo de permanencia del metal a altas temperaturas: esta variable, se relaciona con
cambios de fases o la precipitación de algún sólido, debido a la acción de la difusión. A
medida que transcurre mayor tiempo de permanencia a una cierta temperatura se beneficia la
difusión. En el caso del presente trabajo, la laminación se realizó en grupo, cada grupo
consistió en las ocho probetas destinadas a una misma condición de temperatura, cada grupo
mantuvo aproximadamente el mismo tiempo de permanencia en el horno, entre las probetas
de un mismo grupo, la máxima diferencia entre tiempos de permanencia obtenida fue de 10
minutos. Además de esto, entre grupos distintos tampoco surgió gran diferencia entre estos
tiempos de permanencia, el rango obtenido fue entre 35 minutos y 1:30 horas, tiempos que
además se consideran cortos para apreciar una acción determinante de la difusión en la
formación de precipitados como carburos de cromo.(12)
• Velocidad o tasa de deformación: en una pasada de laminación, la velocidad de
deformación varía de un valor máximo, que se encuentra inmediatamente después de la
entrada de la probeta, a un valor mínimo que está a la salida de la misma. En el caso del
trabajo a altas temperaturas, el esfuerzo de fluencia depende de la velocidad de deformación.
Al aumentar la velocidad de deformación, se incrementa la resistencia a la deformación. Sin
41
embargo, en el caso de este trabajo, todas las deformaciones se realizaron a una misma
velocidad tangencial de los rodillos, por lo que para un mismo grado de deformación la
velocidad o tasa media de deformación es constante y no influye en el proceso.
• Fricción entre rodillos y probeta: la fricción es la fuerza que permite la entrada de la
probeta a la laminadora. Además, afecta la magnitud y distribución de la presión del rodillo.
Teóricamente se conoce que, a mayor fuerza de fricción, mayor es la carga de laminación.
Dentro de las variables que afectan la fricción, se encuentran: la temperatura del rodillo al
momento del laminado, que para todos los casos se situó aproximadamente a 150ºC, y la
lubricación, que para el caso de este trabajo se utilizó una misma cantidad de aceite para cada
laminado.
• Aplicación o no de tensión durante el laminado: el diseño de la probeta permitió la
mordida de los rodillos sin la necesidad de la aplicación de una fuerza de tensión durante el
laminado de las mismas, para todas las condiciones.
• Tiempo transcurrido entre el deformado y el enfriamiento del metal: el rápido
enfriamiento, luego de la laminación de la probeta, evita la liberación de tensiones que
modifica la microestructura del metal deformado. Por ello, con el fin de “congelar” la
microestructura obtenida al final de la deformación, este tiempo entre el deformado y el
enfriamiento debe ser muy breve; lo obtenido en promedio durante todos los ensayos fue de
aproximadamente 2 segundos.
5.3 PROPIEDADES MECÁNICAS
En la tabla 5.4 se muestran las propiedades mecánicas promedio obtenidas en este trabajo.
Para la mayoría de los materiales, incluyendo el acero AISI 304 empleado; existe una transición
gradual entre los comportamientos elástico y plástico, por lo que, el punto donde comienza el
comportamiento plástico es difícil de hallar con precisión. Para la obtención de la resistencia a
fluencia se aplicó el método del 0,2% de deformación o método del “offset”.explicado en el punto
42
3.4.4.1. En general, la determinación de la resistencia a fluencia puede acarrear más errores que
la determinación de la resistencia máxima, debido principalmente al método, que requiere mucha
más exactitud para hallar el valor de la pendiente de la zona elástica, como también exactitud en
la determinación del punto cero (X=0 y Y=0) de la curva esfuerzo – deformación; cualquier
pequeña variación en estos valores puede generar una alta desviación en el valor reportado.
Tabla 5.4 Valores obtenidos de las resistencias a fluencia y las resistencias máximas promedio para cada
condición con sus respectivas desviaciones estándar
TEMPERATURA
750ºC 900ºC 1050ºC 1150ºC Sy
(Kgf/cm2) 5529 4808 4058 3636 Deformación efectiva promedio:
0,18 Desviación 146 42 184 104 Sy
(Kgf/cm2) 6520 5839 5148 4147 Deformación efectiva promedio:
0,40 Desviación 210 88 340 397 Su
(Kgf/cm2) 7585 7303 6687 6172 Deformación efectiva promedio:
0,18 Desviación 73 112 46 255 Su
(Kgf/cm2) 8083 7632 7251 6515 Deformación efectiva promedio:
0,40 Desviación 102 21 400 485
5.3.1 EFECTO DEL GRADO DE DEFORMACIÓN SOBRE LAS PROPIEDADES
MECÁNICAS.
Para realizar el siguiente análisis, fue necesario llevar a cabo el estudio entre aquellos
datos donde todas las variables se mantuvieron constantes, excepto el grado de deformación
aplicado en la laminación.
En las figuras 5.1 y 5.2 se observa el incremento de la resistencia tanto de fluencia como
máxima en función de la deformación para las cuatro temperaturas en estudio, es decir, a mayor
deformación, mayor es su resistencia. Esto se debe primordialmente al fenómeno conocido como
43
endurecimiento por deformación, el endurecimiento por deformación se pone en manifiesto tanto
mecánica como microestructuralmente. Desde el punto de vista mecánico, lo que sucede es un
aumento de la resistencia del metal durante la deformación irreversible cuando el esfuerzo
aplicado supera su límite elástico. A nivel microestructural, se manifiesta un aumento de la
densidad de las dislocaciones, activando las fuentes que generan las mismas y la formación de
subgranos. Estas dislocaciones a su vez interactúan entre ellas y generan barreras que impiden su
movimiento a través del cristal, por ello, a medida que se incremente la deformación
(manteniendo la temperatura constante) mayor es el número de dislocaciones. Sin embargo, el
endurecimiento microestructural es un problema complicado porque involucra muchos tipos de
dislocaciones, y para su análisis es necesario un estudio de la microestructura del metal.
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
Deformación Efectiva
Sy (K
gf/c
m2 )
750ºC900ºC1050ºC1150ºC
Figura 5.1 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función del grado de deformación efectiva,
para temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC
44
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50
Deformación Efectiva
Su (K
gf/c
m2 ) 750ºC
900ºC1050ºC1150ºC
Figura 5.2 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función del grado de deformación efectiva para
temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC
En cada una de las figuras 5.3, 5.4, 5.5 y 5.6 se presenta el comportamiento de algunas de las
curvas esfuerzo – deformación ingenieriles obtenidas con grados de deformación distintos,
manteniendo la temperatura constante e igual a 750ºC, 900ºC, 1050ºC y 1150ºC respectivamente.
Al detallar cada gráfica se observa lo expuesto anteriormente, a medida que el grado de
deformación es mayor, el material es más resistente (en las gráficas se observa que las curvas
color rosa que representan a la mayor deformación se encuentran por encima de las curvas
azules. Sin embargo con el caso de la ductilidad sucede todo lo contrario; a mayor deformación,
menor ductilidad; en las figuras esta característica es fácilmente identificable. Debido a que las
curvas hasta fractura alcanzan mayores deformaciones.
45
0100020003000400050006000700080009000
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
Deformación
Esfu
erzo
(Kgf
/cm
2 )
ε = 0,18
ε = 0,39
Figura 5.3 Gráfica de los curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distintas
(0,16 y 0,37), para una temperatura de 750ºC
0100020003000400050006000700080009000
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
Deformación
Esfu
ezo
(Kgf
/cm
2 )
ε = 0,17ε = 0,40
Figura 5.4 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distinta,
para una temperatura de 900ºC
46
0100020003000400050006000700080009000
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
Deformación
Esfu
erzo
(Kgf
/cm
2 )
ε = 0,19
ε = 0,41
Figura 5.5 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distinta,
para una temperatura de 1050ºC
0100020003000400050006000700080009000
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7
Deformación
Esfu
erzo
(Kgf
/cm
2 )
ε = 0,19
ε = 0,41
Figura 5.6 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distinta,
para una temperatura de 1150ºC
En la tabla 5.5 se aprecia que para todas las temperaturas, el aumento del grado de
deformación le aporta al material menor ductilidad, esto debido a la mayor cantidad de
47
interacción presente entre dislocaciones, lo que perjudica la fluidez del metal y su capacidad de
deformarse antes de fracturar. En cambio con la temperatura se observa todo lo contrario, es
decir, una tendencia de incremento de la ductilidad al aumentar la temperatura del metal, debido a
que la mayor energía en el mismo le concede a su vez mayor movilidad a las dislocaciones
Tabla 5.5 Valores del porcentaje de elongación promedio para cada una de las condiciones del estudio, para
una longitud calibrada de 50mm
TEMPERATURA
750ºC 900ºC 1050ºC 1150º
DEFORMACIÓN EFECTIVA
PROMEDIO: 0,18 0,48 0,55 0,60 0,63
SD 0,02 0,01 0,03 0,02
DEFORMACIÓN EFECTIVA
PROMEDIO: 0,40 0,42 0,48 0,51 0,53
SD 0,01 0,01 0,02 0,04
Vale la pena destacar que para la medición de la ductilidad del material, en función de las
condiciones del laminado, sólo se utilizó el porcentaje de elongación debido a la alta precisión
obtenida con el uso del extensómetro durante los ensayos de tracción. Todo lo contrario sucedió
con el cálculo del porcentaje de reducción del área que conllevó a mucha imprecisión y errores
en su medición por lo irregular del área transversal final obtenida, por lo cual no fue reportado.
Esta precisión del extensómetro también es sostenida por los bajos valores de la desviación
estándar encontrados.
5.3.2 EFECTO DE LA TEMPERATURA DE LAMINADO SOBRE LAS PROPIEDADES
MECÁNICAS
48
En términos generales, la resistencia disminuye y la ductilidad incrementa a medida que el
trabajo en caliente se realiza a mayor temperatura. Sin embargo, cambios estructurales como
precipitación, endurecimiento por envejecimiento o recristalización pueden alterar este
comportamiento. En procesos térmicamente activados la deformación es favorecida y la
resistencia reducida debido a las elevadas temperaturas. Como se observa en la figuras 5.7 y 5.8
se puede determinar que existe una variación en la resistencia, tanto a fluencia como a carga
máxima, la cual disminuye a medida que aumenta la temperatura del acero AISI 304 laminado
en caliente.
.
3000
4000
5000
6000
7000
8000
650 750 850 950 1050 1150 1250
Temperatura (ºC)
Sy (K
gf/c
m2 )
ε = 0,18
ε = 0,40
Figura 5.7 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función de la temperatura y grado de deformación
efectiva promedio
49
3000
4000
5000
6000
7000
8000
650 750 850 950 1050 1150 1250
Temperatura (ºC)
Su (K
gf/c
m2 )
ε = 0,18ε = 0,40
Figura 5.8 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función de la temperatura y grado de deformación
efectiva promedio
Este descenso del esfuerzo a medida que aumenta la temperatura es porque, al aumentar la
temperatura, incrementa la movilidad de las dislocaciones y la liberación de tensiones logrando
un ablandamiento en el material. Al hablar de temperatura, y más en el caso de deformaciones a
altas temperaturas es necesario abordar el tema de la restauración del material; como se explicó
en la sección 3.3.1, los mecanismos de la restauración a elevadas temperaturas, son la
recuperación dinámica y la recristalización. Para lograr la recristalización de un material es
necesario proporcionarle cierta energía térmica, la temperatura usualmente usada en el trabajo en
caliente para conseguir la recristalización es superior a 0,6 Tm, siendo Tm la temperatura de fusión
del metal que para el caso del acero inoxidable AISI 304 se encuentra alrededor de los 1400ºC y
1450ºC (10), por lo tanto, la temperatura para conseguir recristalización probablemente se
encuentre a partir de los 870ºC para este acero.
La recuperación dinámica, a medida que se incrementa la temperatura del deformado, se hace
más fuerte debido a que la movilidad aumenta por el aporte de la energía térmica, no obstante, a
ciertas temperaturas la recristalización es también favorecida y a partir de ese punto el
50
incremento de la energía térmica fomentará la proporción de la recristalización, llevando al
mecanismo de recuperación a un segundo plano. Ahora bien, al detallar las gráficas de las figuras
5.7 y 5.8 se observa un descenso más pronunciado de la resistencia a la fluencia y máxima a
partir de la temperatura de 1050ºC sobre todo a la mayor deformación (0.40), lo que permite
suponer una transición en el mecanismo de restauración de recuperación a recristalización a partir
de 1050ºC como temperatura de deformación. Este mismo comportamiento de aumento de la
pendiente a partir de los 1050ºC fue observado por Di Graci en su trabajo (3) de deformación en
caliente del acero inoxidable AISI 304, quien graficó la dureza Vickers en función de la
temperatura y el grado de deformación (gráficas presentadas en el anexo 2) y cuyas condiciones
de estudio abarca a las establecidas en este trabajo.
En cuanto a los resultados del esfuerzo máximo, en la tabla 5.4 y en la figura 5.8 se aprecia
que estos se encuentran entre los valores promedios de 6172 Kgf/cm2 (para el caso de mínima
deformación y máxima temperatura) y 8083 Kgf/cm2 (para el caso de máxima deformación y
mínima temperatura). Al comparar estos valores con el del acero AISI 304, en estado de entrega,
(6893 Kgf/cm2), se puede interpretar que para las condiciones de mínima deformación y máxima
temperatura de laminación, probablemente se obtuvo una estructura más aliviada y libre de
dislocaciones, que para la del mismo material, pero en estado de entrega. Lo anterior puede
deberse a dos situaciones:
• La acción de una alta recuperación dinámica que le permite al material borrar parte tanto
del trabajo en frío acumulado como el trabajo aplicado durante la laminación.
• La recristalización dinámica y por consiguiente, generación de nuevos granos libres de
tensiones, pero sin llegar al punto de la microestructura del acero en estado recocido,
cuya resistencia a carga máxima es, según la ASM, de 5252 Kgf/cm2.
Con relación a la ductilidad, como se dijo en el punto 5.3.1, ésta aumenta con la temperatura
de laminación (ver tabla 5.5), debido a la mayor energía suministrada al material que proporciona
mayor movilidad a las dislocaciones.
51
En las curvas ingenieriles presentadas en las figuras 5.9 y 5.10, se puede reafianzar lo
expuesto anteriormente ya que en ambas gráficas, y para una misma deformación, al aumentar la
temperatura se obtienen menores esfuerzos y mayores elongaciones.
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0 0,2 0,4 0,6
Deformación
Esfu
erzo
Inge
nier
il (K
gf/c
m2 )
750ºC900ºC1050ºC1150ºC
Figura 5.9 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado
de deformación efectiva de 0,18
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
0 0,2 0,4 0,6
Deformación
Esfu
erzo
inge
nier
il (K
gf/c
m2 )
750ºC900ºC1050ºC1150ºC
Figura 5.10 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado
de deformación efectiva de 0,40
52
Como se explicó en la sección 4.2, dentro del estudio se incluyó la condición de “control”,
que fueron aquellas probetas que se calentaron hasta las temperaturas de estudio y luego se
enfriaron violentamente sin aplicación de deformación alguna. En la tabla 5.6 y figuras 5.11 y
5.12, se muestran los valores obtenidos de la resistencia a la fluencia y resistencia máxima, con
sus respectivas desviaciones estándar, para estas probetas “control”.
Tabla 5.6 Valores promedios de la resistencia a fluencia y resistencia máxima con sus respectivas desviaciones
estándar para la condición “control”
TEMPERATURA
750ºC 900ºC 1050ºC 1150ºC SY
(KGF/CM2) 3080 2865 2802 2637
DS 46 26 70 60 SU
(KGF/CM2) 6686 6532 6342 5794
DS 153 189 65 43
.
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
650 750 850 950 1050 1150 1250
Temperatura (ºC)
Sy (K
gf/m
m2)
ε = 0,18
ε = 0,40
control
Figura 5.11 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia para las deformaciones efectivas de 0,18 y 0,40, y
para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura
53
2000
3000
4000
5000
6000
7000
8000
9000
650 750 850 950 1050 1150 1250
Temperatura (ºC)
Su (K
gf/c
m2 )
ε = 0,18
ε = 0,40
control
Figura 5.12 Gráfica de los valores de resistencia máxima para las deformaciones efectivas de 0,18 y 0,40, y para
las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura
En la figura 5.11, como en la 5.12, se puede apreciar que las resistencias de las probetas
“control” son menores que las estudiadas anteriormente (material deformado), y de las del
material de entrega (Sy = 3040 Kgf/cm2 y Su = 6893 Kgf/cm2); sin embargo poseen una
tendencia distinta, de menor dependencia de las resistencias con respecto a la temperatura, menos
en el caso entre 1050ºC y 1150ºC de la resistencia máxima, donde se observa un mayor descenso
de la resistencia.
En el caso de las probetas control es más difícil encontrar la presencia de granos
recristalizados debido a la poca energía de deformación presente. Por lo tanto, en este caso el
mecanismo de restauración posiblemente presente es la recuperación dinámica. Ahora bien, para
explicar el mayor descenso de la resistencia máxima a partir de los 1050 ºC se puede suponer la
presencia de la recristalización debido a que la condición de la temperatura y el grado de
deformación presente del material de entrega generan la energía suficiente para activar el
mecanismo de la recristalización. Para confirmar lo anteriormente escrito se recomienda realizar
análisis microestructurales, los cuales están fuera del alcance de este trabajo.
5.4 PARÁMETRO ZENER - HOLLOMON
54
Como ya se ha dicho, los dos mecanismos principales de restauración en presencia de
altas temperaturas de trabajo en caliente aplicado al acero, son la recuperación y la
recristalización dinámica. Una herramienta de ayuda para analizar cuál de los dos mecanismos de
restauración predomina, según las condiciones del proceso de laminado, constituye el parámetro
de Zener-Hollomon.(1)
⎟⎠⎞⎜
⎝⎛= RTQZ exp.ε& (Ec.5.1)
donde:
ε& : tasa de deformación
Q: energía de activación
R: constante universal de los gases
T: temperatura absoluta
Para el cálculo del parámetro de la tasa de deformación obtenida en este trabajo según la
deformación efectiva aplicada y la velocidad de los rodillos durante el laminado (0,051m/seg) se
encontraron valores de 0,8seg-1, para una deformación efectiva de 0,18, y 1,4seg-1, para la
deformación efectiva de 0,40. Para el caso de la energía de activación se consideró aquella
energía asociada a la primera recristalización (400KJ mol-1) (1)
Antes de comparar los valores del parámetro de Zener-Hollomon calculados a las distintas
combinaciones de temperatura y tasa de deformación del presente trabajo, con el valor crítico,
para analizar el mecanismo de recuperación presente en cada caso, es importante tener en cuenta
el factor de deformación crítica para el inicio de la recristalización dinámica (εc):
pc aεε = (Ec. 5.2)
Donde:
ε c: deformación crítica para el inicio de la recristalización dinámica
55
εp: deformación pico para el máximo esfuerzo
a: factor que relaciona ambas deformaciones
El factor pico εp y por lo tanto la deformación crítica, dependen del parámetro Zener-
Hollomon y del tamaño de grano inicial del material. Por lo tanto, la recristalización dinámica no
sólo depende del factor Zener-Hollomon, también depende del diámetro promedio de grano
inicial del acero, por lo cual debe tenerse esto presente en las pequeñas diferencias que existen en
los valores críticos del parámetro.(14)
En la tabla 5.7 se muestran los valores obtenidos de los logaritmos neperianos del factor
Zener-Hollomon, para diferentes combinaciones de temperatura y tasa de deformación. Belyakov
(15), en estudios sobre la recristalización dinámica en el acero AISI 304, encontró como
parámetro Zener-Hollomon crítico aceptable 1016seg-1 , es decir, ln (Zc)= 36,8. Por lo tanto,
aquellos valores con un factor o parámetro Zener- Hollomon menor al crítico, permiten asegurar
la presencia de granos recristalizados, ya que son aquellos casos representados por las altas
temperaturas y bajas tasas de deformación según la ecuación (5.1)
Tabla 5.7 Logaritmos neperianos del parámetro Zener-Hollomon (Zc), para las temperaturas y
deformaciones empleadas
TEMPERATURA TASA DE DEFORMACIÓN (SEG-1)
0,81 1,40
750 ºC 46,83 47,38
900 ºC 40,82 41,37
1050 ºC 36,17 36,72
1150 ºC 33,61 34,16
Si se compara la tabla 5.7 con el valor crítico encontrado por Belyakov (15), se
observa que para las temperaturas de 1050ºC y 1150ºC se obtuvo un valor de ln (Zc) < 36,8; lo
que sugiere que el mecanismo de restauración principal durante el proceso, a estas condiciones,
56
es la recristalización dinámica. Esto confirma el comportamiento observado del descenso más
brusco de la resistencia máxima a partir de la temperatura del metal de 1050ºC, durante la
laminación (figura 5.8)
En general, para metales con una energía de falla de apilamiento (EFA) baja el
deslizamiento cruzado de las dislocaciones es limitado, como es el caso del acero AISI 304. Estos
metales tienden a recristalizar dinámicamente durante la deformación. La recristalización
dinámica puede ser sin embargo suprimida por el incremento de la tasa de endurecimiento,
tamaño de grano inicial o por el descenso en la temperatura, si esto sucede, la recristalización
estática, inmediatamente después de la deformación, pasará a ser el principal mecanismo de
restauración. La recristalización estática ha sido identificada como el mecanismo que controla la
restauración luego del laminado en caliente de las aleaciones AISI 304 y 316 (16). Sin embargo
en el caso de este trabajo la recristalización estática no puede ser tomada en cuenta debido a que
el material fue templado inmediatamente después de la laminación.
Según el autor, Mataya (14), usualmente la temperatura de trabajo en caliente empleada
en los aceros tipo AISI 304 es superior a los 925 ºC, ya que a esta temperatura se puede observar
una buena proporción de recristalización, esto representa un claro acercamiento a los resultados
obtenidos en este trabajo.
Aunque en este trabajo no se realizó una evaluación microestructural; es de destacar, la
importancia del tamaño de grano obtenido en la microestructura. El tamaño de grano influye
directamente en las propiedades mecánicas del acero AISI 304. A su vez, el tamaño de grano
recristalizado dependerá del tiempo de permanencia a altas temperatura que para el caso en
estudio es desde la laminación hasta el temple, porque es el momento cuando ocurre el
crecimiento de grano y homogenización de la microestructura. Una variación considerable en este
tiempo puede ocasionar tamaños de granos muy distintos.
5.5 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN
57
Las figuras 5.13 y 5.14 muestran las gráficas esfuerzo - deformación real, para las dos
deformaciones y las cuatro temperaturas estudiadas y se diferencian de las ingenieriles al tomar
en cuenta las áreas instantáneas. Sin embargo, se observa la misma tendencia que para las curvas
ingenieriles, que a medida que aumenta la temperatura menor es la resistencia del acero. La
ecuación de Hollomon (sección 3.4.3) se utilizó para describir las curvas esfuerzo deformación
real, específicamente en la región de la deformación plástica uniforme, es decir, desde fluencia
hasta carga máxima, punto donde aparece la inestabilidad en la tensión, formándose el cuello en
la probeta durante el ensayo de tracción. Por consiguiente, las curvas verdaderas mostradas en las
figuras no alcanzan fractura, ni siquiera carga máxima, la deformación (trazo de la curva) alcanza
hasta la última parada efectuada para la medición del área instantánea. Es importante acotar que
la ecuación de Hollomon sólo describe el rango de deformación plástica uniforme sin tomar en
cuenta la deformación elástica reversible que se produce al deformar un material metálico.
Al ajustar la ecuación de Hollomon a la zona plástica de las curvas esfuerzo-deformación
verdaderas se obtuvo un R2 desde 0,97 hasta 0,99; por lo que se considera que las ecuaciónes de
Hollomon describen las curvas de una manera bastante aceptable.
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
0 0,1 0,2 0,3 0,4
Deformación Verdadera
Esfu
erzo
Ver
dade
ro (k
g/cm
2 )
750ºC900ºC1050ºC1150ºC
Figura 5.13 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas laminadas a diferentes
temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,18
58
0
2000
4000
6000
8000
10000
12000
0 0,1 0,2 0,3 0,4
Deformación verdadera
Esfu
erzo
ver
dade
ro (K
gf/c
m2 )
750ºC900ºC1050ºC1150ºC
Figura 5.14 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas laminadas a diferentes
temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,40
Con respecto a los valores obtenidos del exponente de endurecimiento por deformación
(tabla 5.8) se aprecia que a medida que la temperatura del laminado aumenta el exponente “m”
también incrementa (Figura 5.15). En general, el exponente de endurecimiento por deformación
según Hollomon, posee un rango desde m = 0 (que significa un sólido plenamente plástico) hasta
m = 1 (sólido elástico). Lo que significa que a medida que aumenta la temperatura de laminación
las propiedades del acero le atribuyen más elasticidad, es decir, apropiándose de un mayor grado
de endurecimiento por deformación. (8)
Tabla 5.8 Valores del exponente de endurecimiento (m) promedio para cada una de las condiciones de estudio
TEMPERATURA
750ºC 900ºC 1050ºC 1150ºC
m 0,254 0,357 0,389 0,401 DEFORMACIÓN: 0,18 Desv 0,003 0,009 0,001 0,010
m 0,217 0,258 0,290 0,329 DEFORMACIÓN: 0,40 Desv 0,020 0,022 0,022 0,031
59
0,15
0,20
0,25
0,30
0,35
0,40
0,45
600 750 900 1050 1200
Temperatura (ºC)
m
ε = 0,18
ε = 0,40
Figura 5.15 Gráfica de los valores obtenidos del exponente de endurecimiento por deformación en función de
la temperatura y grado de deformación efectiva
Según Dastko (17), para un acero inoxidable austenítico AISI 304 recocido se encuentran
exponentes de endurecimiento alrededor de 0,45. Este valor comparado con los resultados
conseguidos, no presenta una gran diferencia (22%) con respecto al “m” promedio obtenido en la
condición de mayor temperatura y menor deformación efectiva (m = 0,401), lo que permite
presumir que en estas condiciones se tiene un acero inoxidable AISI 304 con muy pocas
tensiones internas, a diferencia del resto de las condiciones, donde la capacidad de
endurecimiento por deformación disminuyó, con relación al recocido, debido al trabajo
introducido en el acero durante el laminado.
Si se analiza esta propiedad con respecto al grado de deformación, se nota que a mayor
grado de deformación menores son los valores del exponente, estos varían en un 14 % para
750ºC, 27% para 900ºC, 25% para 1050ºC y 17% para 1150ºC, esto se debe a que a mayor
deformación de la laminación menor es la capacidad que le queda al acero de volver a ser
deformado y por lo tanto endurecido por deformación. Con respecto a las desviaciones estándar
encontradas, se observa que aquellas que corresponden a la condición del mayor grado de
deformación poseen los valores más altos, siendo la máxima desviación estándar obtenida 10%
del valor del exponente. A pesar de esto los resultados son aceptables.
60
Con respecto al coeficiente de endurecimiento σ0 no se encontró una tendencia clara en
función de la deformación y la temperatura, en la figura 5.16 se muestra lo obtenido. Sin
embargo, la tendencia teórica supone un descenso del coeficiente de endurecimiento, al aumentar
la temperatura.
11500
12000
12500
13000
13500
14000
14500
15000
700 800 900 1000 1100 1200
Temperatura (ºC)
Coe
ficie
nte
de D
efor
mac
ión
(Kgf
/Cm
2 )
ε = 0,18
ε = 0,40
Figura 5.16 Gráfica de los valores obtenidos del coeficiente de endurecimiento en función de la temperatura y
el grado de deformación efectiva.
CAPÍTULO VI
CONCLUSIONES
Para un acero inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente entre 750ºC y 1150ºC,
a deformaciones efectivas iguales a 0,18 y 040, se puede concluir lo siguiente:
1.- El aumento del grado de deformación aplicado al laminado, aumenta las resistencias tanto de
fluencia como máxima, mientras que disminuye la ductilidad.
2.- El incremento en la temperatura del metal al momento del conformado, disminuye la
resistencia tanto a fluencia como máxima, sin embargo aumenta la ductilidad.
3.- Según el parámetro Zener-Hollomon, se presume la presencia de granos recristalizados en las
condiciones de temperatura a 1050ºC y 1150ºC.
4.- La ecuación de endurecimiento de Hollomon se ajustó de una manera aceptable a la zona de
deformación plástica uniforme, obteniendo un R2 promedio de 0,98; para todas las condiciones de
ensayo.
5.- A mayor temperatura del metal al momento del conformado, mayor es el exponente de
endurecimiento (m).
6.- A mayor grado de deformación menor es el exponente de endurecimiento (m).
7.- No se obtuvo una clara tendencia del coeficiente de endurecimiento en función de la
temperatura y grado de deformación
8.- Las resistencias obtenidas de las probetas “control”, resultaron menores con respecto a las
probetas deformadas.
CAPÍTULO VII
RECOMENDACIONES
1. Se recomienda realizar un extenso estudio metalográfico de este trabajo para
complementar los resultados y análisis obtenidos de las propiedades mecánicas.
2. Realizar un estudio de microscopia electrónica de barrido para la determinación de la
presencia o no de precipitados y segundas fases.
3. Se recomienda realizar el mismo estudio pero tomando en cuenta la variación en la
tasa de deformación y analizar su relación con las propiedades mecánicas.
CAPÍTULO VIII
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
(1) Moqueen H “Controversias in the Theory of Dynamic Recrystallization”, proceeding of
Recrystallization 1992 conference, 1992, paginas 429-434.
(2) Sakai T and Jonas J. “Dynamic Recrystallization: Mechanical and Microstructural
Considerations” Acta Metall, Vol 32, 1984, páginas 189-209
(3) Di Graci, V “Deformación en caliente del acero inoxidable AISI 304”, coordinación de
Ingeniería mecánica, USB, 2002.
(4) Asckeland. “Ciencias de los Materiales para Ingenieros”. Mc Graw-Hill. México (1995),
páginas 314-317
(5) ASM “Specialty Handbook Stainless Steel”, 1994, ASM International, 3rd Edition , USA
páginas 7-12
(6) Pickering, F. “Physical Metallurgy of Stainless Steel Using developments” International
Metals Reviews, 211, 1976, páginas 1-32.
(7) Torres, M “Laminación en tibio de aceros inoxidables austeníticos 304”, trabajo de
ascenso, USB, 2002.
(8) Dieter G. “Mechanical Metallurgy”. Mc Graw-Hill, 3ra edición, 1986, páginas 145-320, 503-
615.
(9) Groover, M, “Fundamentos de Manufactura Moderna, Materiales, Procesos y Sistemas”,
Prentice Hall, México, 1997, paginas 439-449
(10) Wahabi El, M “Caracterización Termomecánica de los Aceros Inoxidables
Austeníticos”,.Tesis Doctoral, Departamento de Ciencia de Materiales e Ingeniería Metalúrgica
E.T.S. D`Enginyeria Industrial de Barcelona, 2002, páginas 14-25
(11) Goncalves, R. “Introducción al Análisis de Esfuerzo”. Caracas, 1999. páginas 238-305
(12) Van Vlack, L “Materiales para Ingeniería”. CECSA. 2da edición en español, 4ta. Edición.
México, 1967 (9) Salinas, J; “Estudio de las Ecuaciones de Endurecimiento por Deformación
64
del Acero AISI-1040”, Proyecto de Grado, Coordinación de Ingeniería de Materiales, 1998,
páginas 4-23.
(13) ASTM E8 M91 “Standard Test Methods for Tension of Metallic Materials (Metric)”
Annual Book of ASTM Standards. Vol 01.02, ASTM, Philadelphia, páginas 598-616.
(14) Mataya M, “Effect of Hot Working on Structureand Strengh of tipe 304L Austenitic
Stainless Steel”, Metallurgical Transactions A, Volume 21A, 1990, páginas 1969-1987
(15) Belyakov, A. “Dinamic Recrystallization Under Warm Deformation of a 304 type
Austenitic Stainless Steel”, Materials Science and Engineering, A255, 1998, Páginas 139-147.
(16) Mataya , M; Perkins, S; Thompson, S; Matlock,D. “Flow Stress and Microstructural
Evolution During Hot Work of Alloy 22Cr-13Ni-5Mn-0,3N Austenitic Steel” Materials
Transaction A, vol 27A, 1996, páginas 1251- 1257
(17) Dastko, J. “Material Properties and Manufacturing Processes”. New York, Wiey. 1996,
páginas 4-39
65
IX ANEXOS
9.1 ANEXO 1 En el análisis de la resistencia interna despreciable, se considera que la distribución de la
temperatura dentro de un cuerpo es uniforme, de tal manera que la temperatura depende
exclusivamente del tiempo, esta suposición es aceptable bajo las siguientes condiciones:
• Cuerpo de dimensiones pequeñas.
• Alta conductividad térmica del cuerpo.
• Bajo coeficiente de transferencia de calor por convección
En general, se acepta que la teoría de la resistencia interna despreciable es válida siempre
y cuando el número de Biot sea inferior a 0,1.
Por lo tanto,
( )k
lhB ci
−= (EC. 9.1)
Donde:
Bi: número de Biot
h: coeficiente de convección (10W/m2K)
lc: longitud característica (Lc= Volumen/área de convección)
k: conductividad del metal (21W/m.K)
Resultando,
Bi =0,00222.
Bi < 0,1
Por consiguiente, la temperatura obtenida en la superficie de la probeta será la misma que
la del centro de la misma.
66
9.2 ANEXO 2
Figura 9.1 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el ancho de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en
caliente, empleando una velocidad de los rodillos de 51 mm/seg. (3)
Figura 9.2 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el espesor de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en
caliente, empleando una velocidad de los rodillos de 51 mm/seg. (3)
67
Figura 9.3 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el ancho de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en
caliente, empleando una velocidad de los rodillos de 940 mm/seg. (3)
Figura 9.4 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el espesor de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en
caliente, empleando una velocidad de los rodillos de 940 mm/seg. (3)