tesis - IPN - Instituto Politécnico Nacional

INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL
ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA MECÁNICA Y ELÉCTRICA
UNIDAD PROFESIONAL AZCAPOTZALCO
“INFLUENCIA DEL TIEMPO Y LOS ELEMENTOS DE
ALEACIÓN EN LA PROFUNDIDAD DE LA CAPA
CEMENTADA DE LOS ACEROS SAE 1018 Y 8620”
TESIS
QUE PARA OBTENER EL TÍTULO DE:
INGENIERO MECÁNICO
P R E S E N T A N:
DANIEL DE SANTIAGO RIVERA
JAVIER GONZÁLEZ RAMÍREZ
MÉXICO D. F.
2006
DANIEL DE SANTIAGO RIVERA
A mi padre, por haberme alentado
y conducido por el camino correcto
para ser alguien en la vida
A mi madre, a quien le agradezco
infinitamente sus sacrificios, apoyo
y cariño, sin lo cual no hubiera
podido lograr este objetivo
Con respeto y admiración a mis hermanos
Pepe
Jorge
Verónica y Alejandra
JAVIER GONZÁLEZ RAMÍREZ
A MIS PADRES.
Quienes me han heredado el tesoro más valioso que puede dársele a un hijo:
Amor. Quienes sin escatimar esfuerzo alguno han sacrificado gran parte de su
vida, me han formado y educado.
A quienes la ilusión de su existencia ha sido convertirme en una persona de
provecho.
A quienes nunca podré pagar todos los desvelos ni con las riquezas más grandes
del mundo.
Y a Dios le agradezco eternamente la dicha de tener unos padres como ustedes.
Hoy y siempre gracias por lo que juntos hemos logrado.
A MIS HERMANOS
Félix, Gerardo y Verónica gracias por estar conmigo apoyándome en las buenas y
en las malas, ya que el apoyo moral que me han brindado me ha servido para
madurar y seguir superándome.
A MIS MAESTROS
A todos los maestros que me dieron clases durante este corto tiempo de
formación profesional, les doy las gracias por haberme transmitido sus
conocimientos y experiencias que me han hecho crecer como persona y
profesionalmente.
“INFLUENCIA DEL TIEMPO Y LOS ELEMENTOS DE ALEACIÓN
EN LA PROFUNDIDAD DE LA CAPA CEMENTADA DE LOS
ACEROS SAE 1018 Y 8620”
ÍNDICE
Páginas
Objetivo.............................................................................................................
1
Introducción….……………………………………………………………………...
2
CAPÍTULO I
COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
1.1
1.1.1
1.2
1.3
Diagrama de Equilibrio de las aleaciones Hierro-carbono.……...... 5
Diagrama de equilibrio de las aleaciones del sistema Fe – Fe3C……... 6
Definición de estructuras.……………………………………………….. 10
Líneas de temperatura crítica…………………………………………… 12
CAPÍTULO II
CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
2.1
2.2
2.3
2.4
2.5
2.6
2.7
2.8
Números de especificación AISI y SAE………………………………..
Aceros de carburación o cementación………………………………...
Aceros al carbono………………………………………………………….
Aceros débilmente aleados………………………………………………
Aceros de alta aleación…………………………………………………...
Selección de los aceros de cementación……………………………...
Tamaño de grano o posible crecimiento del tamaño de grano
de los aceros de cementación………………………………………….
Influencia de los elementos aleados en los aceros de
cementación…………………………………………………………….
14
16
17
18
19
20
21
22
CAPÍTULO III
TRATAMIENTOS TÉRMICOS
3.1
3.2
3.2.1
3.3
3.3.1
3.4
3.5
3.6
3.7
Fundamentos del tratamiento térmico…………………………………
Transformaciones al calentar los aceros……………………………...
Crecimiento de grano de austenita………………………………………..
Transformaciones al enfriar los aceros………………………………..
Transformación de la austenita…………………………………………….
Recocido y normalizado de los aceros………………………………...
Temple de los aceros……………………………………………………...
Templabilidad de los aceros……………………………………………..
Revenido del acero templado……………………………………………
26
27
28
30
30
33
35
38
39
CAPÍTULO IV
TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
4.1
4.2
4.3
4.3.1
4.3.2
4.4
4.5
4.6
4.7
4.7.1
4.7.2
4.7.3
4.7.4
4.8
Cementación...………………………………………………………………
Cementación con materias sólidas……………………………………..
Cementación con materias gaseosas………………………………….
Efecto de la temperatura……………………………………………………
Efecto del tiempo…………………………………………………………….
Cementación con materias liquidas…………………………………….
Capa cementada……………………………………………………………
Temple de piezas cementadas…………………………………………..
Nitruración y carbonitruración…………………………………………..
Nitruración gaseosa…………………………………………………………
Nitruración liquida……………………………………………………………
Carbonitruracion (cianuración liquida.)……………………………………
Carbonitruración gaseosa…………………………………………………..
Sulfinización…………………………………………………………………
42
42
45
45
47
49
50
51
52
52
53
53
53
53
CAPÍTULO V
ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
5.1
5.2
5.3
5.4
5.4.1
5.4.2
5.4.3
5.4.4
Dureza………………………………………………………………………...
Ensayo de dureza Rockwell………………………………………………
Ensayo de dureza Vickers………………………………………………...
Desgaste de los metales…………………………………………………..
Introducción…………………………………………………………………...
Mecanismo de desgaste (tipos de desgaste)……………………………..
Factores que influyen en el desgaste……………………………………...
Otras formas de desgaste…………………………………………………..
56
56
58
60
60
61
63
63
CAPÍTULO VI
DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
6.1
Desarrollo experimental…………………………………………………...
6.1.1 Equipo empleado…………………………………………………………….
6.1.2 Análisis químicos de los aceros empleados en el tratamiento de
cementación……………………………………………………………
6.1.3 Metodología experimental…………………………………………………..
6.2
Análisis metalográfico en microscopio óptico………………………..
6.3
Análisis metalográfico en microscopio electrónico (medición de
profundidad de la capa cementada…………………...........................
6.4
Ensayos de dureza…………………………………………………………
6.5
Ensayo de abrasión………………………………………………………...
6.5.1 Resultados de la prueba de desgaste en condiciones secas, húmedas
y abrasivas……………………………………………………………….......
65
65
66
66
68
70
73
77
79
Análisis de resultados…………………………………………………………….. 97
Conclusiones……………………………………………………………………..... 101
Índice de tablas, figuras y fotografías………………………………………….. 102
Anexos……………………………………………………………………………...... 108
Referencias bibliográficas……………………………………………………….. 109
OBJETIVO
Objetivo
Esta tesis tiene como objetivo principal, que el Ingeniero pueda seleccionar
correctamente el acero para cementación y que conozca la influencia que tiene el
tiempo y los elementos de aleación del acero en la profundidad de la capa
cementada, comprobándolo mediante el proceso de cementación sólida, ensayos
de dureza y desgaste en los aceros SAE 1018 y 8620.
Puesto que el tratamiento de cementación consiste en la adición de
carbono en la superficie del acero, es decir, un endurecimiento superficial, que da
como resultado una superficie resistente al desgaste y un núcleo tenaz. Este
tratamiento se realiza a ruedas dentadas, bulones de pistón, levas, árboles y
componentes de maquinaria en general, es de gran importancia el acierto en la
elección del material, ya que el resultado de la máquina depende de la correcta
selección del acero y del tratamiento térmico que se le efectué al material.
Los elementos de máquinas (levas, ruedas dentadas, árboles, etc.) están
en constante rozamiento lo cual produce calor y a su vez desgaste, esto depende
de la lubricación y dureza del material. De aquí la importancia de que estos
elementos sean sometidos al tratamiento de cementación, ya que de lo contrario,
si estos estuvieran trabajando sin tratamiento térmico tendríamos que cambiarlos
constantemente y a la larga la inversión es mayor. Y como sabemos el desgaste
siempre esta presente en materiales que trabajan entre sí, pero podemos lograr
una mayor resistencia a este fenómeno mediante tratamientos térmicos
(cementación, nitruración, carbonitruración, temple, revenido, etc.).
1
INTRODUCCIÓN
INTRODUCCIÓN
Como el número de materiales disponibles y la cantidad de información
sobre sus propiedades aumenta progresivamente, hay que procurar adquirir un
conocimiento más completo cuando se proyecta (para condiciones reales). Al
hacer la elección del material, la experiencia adquirida es buena guía, tanto que
los ingenieros desestiman demasiado las posibilidades que les ofrecen los nuevos
materiales. El mejor material es aquel que sirve para la finalidad propuesta con
bajo coste para la manufactura y para la conservación en funcionamiento de la
pieza acabada, pero este material no siempre es fácil de encontrar. El hallazgo
puede implicar tanteos o pruebas y errores. Algunas veces la elección del material
exige un trabajo de investigación intenso y costoso, realizado por un grupo de
ingenieros y científicos. Como el resultado de la máquina depende
frecuentemente del material, es muy importante el acierto en su elección, lo que
requiere amplios conocimientos.
La cementación de piezas mediante cementantes sólidos, líquidos o
gaseosos se usa ampliamente hoy en día, a fin de lograr una mayor resistencia al
desgaste en la superficie del material. El acero de cementación que combina una
superficie dura y resistente al desgaste con un núcleo tenaz es el material más
indicado; para fabricación de engranajes en la industria de automotores y
maquinaria se utiliza en proporciones importantes este grupo de aceros, sea con
o sin aleación.
El progreso en el ramo de los aceros de cementación ha llevado a una gran
variedad de aleaciones. La elección de las calidades más apropiadas depende de
los distintos puntos de vista y de consideraciones de índole técnico-experimental,
intervienen, además, otros factores, tales como dureza y tenacidad en el núcleo
no carburado después del temple final, debiéndose prestar atención a la selección
del medio de temple por razones de deformación.
En la industria de elaboración de aceros, sobre todo tratándose de
producción en serie, se impone cada vez más el proceso de carburación con
cementantes gaseosos.
El temple puede realizarse directamente desde la temperatura de
carburación, o bien dentro de la histéresis, lo que asegura máxima economía,
favorables propiedades de núcleo y reducida distorsión. Los aceros empleados a
este fin deben contar con una estructura que no da lugar a un crecimiento de
grano en la zona superficial, a temperaturas superiores a AC3 (910°C).
2
INTRODUCCIÓN
Mientras que se emplean los aceros comunes para construcciones
mecánicas en estado natural o normalizado, suelen utilizarse los aceros
especiales de calidad para mayores exigencias, en estado refinado. El
procedimiento de tratamiento térmico de refinación que consiste en un temple con
posterior revenido a elevadas temperaturas trasmite al material mayor resistencia
y también otras propiedades deseadas, tales como una mejor resistencia a la
tracción, límite de cedencia, resistencia a la fatiga, resiliencia y durabilidad
mejoradas, etc. Por ello, los aceros para temple y revenido se adaptan, según su
estructura, para resistir a altas y óptimas tensiones dinámicas y estáticas.
La selección del material más apropiado con una determinada resistencia,
o bien con un límite de cedencia mínimo, importan, así como tenacidad, depende
de la capacidad del temple y revenido entero del respectivo acero, es decir de la
posibilidad de conservar las propiedades de refinación hasta en el núcleo del
material.
3
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
CAPÍTULO I
COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
Las aleaciones hierro-carbono comprenden aceros y hierros de fundición que
son los materiales metálicos más importantes en la construcción de maquinaria.
En las aleaciones hierro-carbono los componentes son hierro y carbono. En la
figura se muestra la curva de enfriamiento del hierro puro (figura 1.1) con indicación
de las formas alotrópicas y temperaturas de sus transformaciones. Estas formas
alotrópicas α y γ existen también en las aleaciones hierro- carbono, pero la
temperatura de las transformaciones se desplaza algo según el contenido de
carbono en la aleación.
Figura 1.1
Curva de enfriamiento del hierro puro
El segundo componente de la aleaciones hierro-carbono, es el carbono (C),
forma con el hierro la composición química Fe3C (carburo de hierro: cementita) con
un contenido de carbono igual a 6,67%.
4
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
1.1
Diagrama de Equilibrio de las aleaciones Hierro-carbono
El resultado actual del diagrama de equilibrio de las aleaciones hierro-carbono
(figura 1.2) fue establecido como resultado de las investigaciones hechas por varios
científicos. La elaboración de este diagrama fue empezada por D. Chernov, quien
estableció en 1868 los puntos críticos del acero. Más tarde volvió a estudiar
reiteradamente este diagrama.
Figura 1.2 Diagrama de equilibrio de las aleaciones de hierro-carbono; las líneas gruesas se refieren al sistema de
Fe – Fe3C; las líneas punteadas (horizontales e inclinadas) se refieren al sistema de Fe - C
Las aleaciones hierro-carbono pertenecen al tipo de aleaciones que forman
una composición química.
5
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
A continuación se examina solo aquella parte del diagrama de equilibrio que
comprende las aleaciones con contenido de C hasta 6,67%, puesto que las
aleaciones con mayor contenido de carbono no se aplican en la práctica. El carbono
se puede encontrar en las aleaciones hierro-carbono, tanto en estado ligado (Fe3C),
como en estado libre (C, es decir, grafito), por eso, el diagrama comprende dos
sistemas:
a) Fe – Fe3C (metaestable); este sistema está representado en el diagrama de
la figura anterior con líneas llenas gruesas y comprende aceros y fundiciones
blancas, o sea, las aleaciones con el carbono ligado, sin carbono libre (grafito).
b) Fe – C (estable), en el diagrama se representa con líneas punteadas; este
sistema expone el esquema de formación de las estructuras en las fundiciones grises
y atruchadas donde el carbono se encuentra total o parcialmente en estado libre
(grafito).
Para estudiar las transformaciones que tienen lugar en aceros y fundiciones
blancas se emplea el diagrama Fe – Fe3C, y para estudiar las fundiciones grises,
ambos diagramas (Fe – C y Fe – Fe3C).
1.1.1
Diagrama de equilibrio de las aleaciones del sistema Fe – Fe3C.
El diagrama de equilibrio de las aleaciones hierro-cementita esta representado
con líneas llenas gruesas (Figura 1.2); comprende las estructuras y las
transformaciones que se verifican en los aceros y las fundiciones blancas. Este se
asemeja a los diagramas de equilibrio de las elaciones típicas, o sea, aquí tenemos
una transformación peritéctica (parte superior izquierda), solubilidad limitada en
estado sólido, compuesto químico, eutéctica; pero también se tiene algo nuevo: las
líneas de temperatura por debajo de sólidos, que comprenden a todas las aleaciones
del sistema y que indican la cristalización secundaria de las aleaciones.
En el eje de las abscisas se da el contenido de carbono en las aleaciones en
tanto por ciento, hasta el 6,67%, o sea, hasta la concentración del segundo
componente del sistema: de la cementita. En el mismo eje (fila anterior de cifras) se
marca el contenido de cementita en las aleaciones en por ciento desde 0 a 100%.
Para la cantidad de carbono igual a 6,67%, el contenido de cementita se toma igual a
100%.
Examinemos el diagrama de equilibrio de los componentes Fe – Fe3C.
El punto A en la ordenada del hierro puro corresponde a la temperatura de
solidificación del hierro puro (1539°C), el punto D en la ordenada corresponde a la
temperatura de solidificación de la cementita (~1550°C).
6
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
Según el carácter de transformación de las aleaciones con el cambio de
temperatura, todo el diagrama se puede dividir en dos partes: 1) la superior, que
comprende la cristalización primaria de las aleaciones a partir de líquidos ABCD,
hasta sólidos AHJECF; 2) la inferior, desde sólidos hasta el enfriamiento completo,
que comprende los procesos de cristalización secundaria de las aleaciones.
Por encima de líquidos ABCD, las aleaciones con cualquier concentración se
hallan en estado líquido. La línea de sólido AHJECF muestra la temperatura de
solidificación de las aleaciones, o sea, en esta línea terminan los procesos de
cristalización primaria. Entre sólidos y GPSK tienen lugar los procesos de
cristalización secundaria de las aleaciones.
Según la composición (concentración) de las aleaciones el diagrama de
equilibrio se puede dividir en dos zonas: A) zona de los aceros con contenido de
carbono hasta 2% (en estas aleaciones no hay eutéctica-ledeburita) y B) la zona de
las aleaciones con contenido de carbono de 2 a 6,67% (en estas aleaciones se forma
eutéctica-ledeburita).
A) Zonas de cristalización primaria. La zona ABH mostrada en la figura 1.2,
es aquella, donde a partir de la aleación líquida, se preparan los cristales de la
solución sólida de carbono en el hierro-δ, es decir, Feδ (C). En la zona ABH se tiene
el equilibrio de dos fases: los cristales de la solución sólida Feδ (C) con concentración
variable (la composición de estos cristales varía a lo largo de la línea AH), y solución
líquida (L) con concentración también variable (la composición de la solución líquida
varía a lo largo de la línea AB). En la línea AH solidifican las aleaciones con
contenido de carbono hasta el 0,1% de C, y por debajo de la línea AH existe una
fase, o sea, la solución sólida Feδ (C). En la horizontal HJB (1496°C) se realiza la
reacción peritéctica: la fase líquida con concentración de 0,51% de C y solución
sólida de carbono en el hierro-δ [Feδ (C)] que tiene concentración de 0,18% de C, o
sea, se tiene e equilibrio invariante de tres fases. La solución sólida de carbono en el
hierro-γ se designa por Feγ (C) y se denomina austenita.
La zona JBCE comprende las aleaciones con el contenido de C hasta 4,3%.
Por debajo de la línea JB la solución sólida Feδ (C) se transforma en Feγ (C); la línea
BC señala el principio de separación en la solución líquida de los cristales de
solución sólida de carbono en el hierro-γ, o sea, la austenita Feγ (C); en la línea JE
finaliza la cristalización de las aleaciones hasta el límite de 2% de C con formación
de la austenita Feγ (C); por debajo de la línea JE se encontrara solamente la
austenita. Entre las líneas BC y JEC las aleaciones tienen el estado bifásico: los
cristales de austenita Feγ (C) (que varían su composición a lo largo de la línea JF) y
la aleación líquida (L), que cambia su composición a lo largo de la línea BC. A
1130°C la austenita (punto E), contiene el 2% de C, y la parte líquida de la aleación
(punto C), el 4,3% de C. A 1130°C, a lo largo de la línea EC, tiene lugar la
solidificación de las aleaciones con contenido de C de 2 – 4,3%. Aquí la aleación
líquida se transforma en la eutéctica, que se denomina ledeburita y representa una
mezcla de cristales Feγ (C) y Fe3C.
7
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
La aleación con contenido de 4,3% de carbono se destaca entre las otras
aleaciones del sistema: ésta se solidifica, no en el intervalo de temperaturas (de
líquidos y sólidos), como las otras aleaciones, sino a la temperatura del punto C
(1130°C), formando la eutéctica-ledeburita sin fases sobrantes.
En la zona DCF de la figura 1.2, la línea de líquido DC muestra el principio de
la separación, a partir de la separación líquida, de los cristales de la cementita
primaria Fe3CI. En el intervalo desde DC hasta CF, las aleaciones tienen un sistema
bifásico, o sea, los cristales de cementita, que se separan de la aleación líquida, y la
parte líquida de la aleación, cuya composición varía según la línea DC hasta la
concentración de 4,3% de C. En la línea de sólido CF termina la cristalización de las
aleaciones con formación de la eutéctica, que se compone de Feγ (C) y Fe3C. De tal
modo, a consecuencia de la cristalización primaria, en el sistema hierro-cementita se
forman las estructuras siguientes: a) aleaciones con contenido hasta 0,1% de C
solución sólida Feδ (C); b) aleaciones con 0,1 a 0,18% de C mezcla de las soluciones
sólidas Feδ (C) y Feγ (C); c) aleaciones con 0,18 a 2% de C, o sea, solución sólida –
austenita Fe (C); d) aleaciones con 2 a 4,3% de C, o sea, austenita y ledeburita; e)
aleación con 4,3% de C, o sea, ledeburita; f) aleaciones con 4,3 a 6,67% de C, o sea,
cementita y ledeburita.
Como ya se ha indicado, todas las aleaciones del sistema Fe – Fe3C, según
los constituyentes estructurales que se obtienen debido a la cristalización primaria,
se dividen en: aceros, o sea, aleaciones con contenido de carbono hasta 2% (en la
parte izquierda del diagrama), en las cuales no se forma ledeburita, y fundiciones
(blancas), o sea, aleaciones con contenido de carbono de 2 a 6,67%, en las cuales
se forma ledeburita.
B) Cristalización secundaria de las aleaciones. Las transformaciones que
se verifican en las aleaciones en estado sólido y a temperatura por debajo de sólidos,
se denominan cristalizaciones secundarias de las aleaciones. Examinemos, en
primer término, la cristalización secundaria en los aceros (figura 1.2), o sea, en las
aleaciones con contenido de carbono hasta 2%. En las aleaciones con contenido de
carbono hasta 0,1%, a lo largo de la línea NH tiene lugar la transformación polimorfa,
Feγ (C). Pero las aleaciones con
con la formación de muchas formas, Feδ (C)
contenido de carbono del 0,1 al 0,18% (en la zona NHJ) poseen dos fases durante la
transformación δ
γ, la Feδ (C) y la Feγ (C) con concentración variable a lo largo de
HN y JN respectivamente.
En la zona entre las líneas NJE y GSE, todos los aceros con contenido de
carbono hasta 2% se encuentran en el estado monofásico y tienen la estructura de la
austenita Feγ (C).
8
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
El acero con 0,8% de carbono (eutectoide), por encima del punto S (723°C),
se encuentra en el estado de austenita. En el punto S se verifica la transformación
eutectoide similar a la eutéctica, o sea, la austenita se transforma en una mezcla de
ferrita y cementita que se denomina perlita, según la siguiente reacción:
Feγ (C)
Feα + Fe3C. Esta transformación es invariante, ya que hay tres fases: Feγ
(C) + Feα (C) y Fe3C (C=2+1-3=0).
Por debajo de la temperatura eutectoide el acero dado tiene la estructura
perlítica (figura 1.3, c). Este acero se llama acero eutectoide, la transformación en el
punto S se denomina eutectoide y la temperatura de transformación (723°C) se
denomina temperatura eutectoide.
El acero eutectoide (0,8% de C) divide todos los aceros en dos grupos:
1) aceros hipoeutectoides con contenido de carbono hasta 0,8% y 2) aceros
hipereutectoides con 0,8 – 2,0% de C.
Figura 1.3. Microestructura del hierro y del acero: a) hierro (ferrita); b) acero hipoeutectoide con 0,5% de carbono
(ferrita + perlita); c) acero eutectoide con 0,8% de carbono (perlita); d) acero hipereutectoide con 1,3% de carbono
(perlita + malla de cementita)
Transformaciones en los aceros hipoeutectoides durante el enfriamiento. La
línea GS de la figura 1.2, indica el principio de la separación a partir de la austenita,
de los cristales de ferrita Feα (C), debido a la transformación δ
γ. En la zona GSP
hay dos fases: los cristales de ferrita Feα (C) con concentración variable (la
concentración del carbono en la ferrita cambia a lo largo de la línea GP y a los 723°C
se disuelve en la ferrita el 0,025% de C). Los cristales de austenita Feγ (C) tienen
composición variable: la composición de la austenita varía a lo largo de la línea GS y
a los 723°C contiene el 0,8% de carbono (punto S). A consecuencia de la
cristalización secundaria y el enfriamiento total, los aceros hipoeutectoides tienen las
estructuras de ferrita + perlita (figura 1.3, b) [ferrita Feα (C) con 0,008% de C].
9
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
Transformaciones en los aceros hipereutectoides. A lo largo de la línea ES se
precipitan, a partir de la austenita, los cristales de la cementita secundaria Fe3CII, o
sea, en el intervalo de temperaturas desde ES a SK (figura 1.2) los aceros tienen un
estado bifásico: la austenita Feγ (C) de concentración variable. La composición de la
austenita cambia a lo largo de la línea ES y a los 723°C contiene 0,8% de C y
cementita secundaria Fe3CII. En la línea SK (723°C) la austenita se transforma en
perlita (transformación eutectoide). La estructura de los aceros hipereutectoides,
debido a un enfriamiento total, está compuesta de perlita y cristales libres (sobrantes)
de cementita secundaria (ver figura 1.3, d).
Así el análisis de la zona de aceros del diagrama de equilibrio Fe – Fe3C
(figura 1.2), es decir, los resultados de la cristalización primaria y secundaria,
muestran que todos los aceros según su estructura se pueden dividir en tres tipos. La
estructura de estos aceros viene dada en la tabla 1.
Tabla 1.1 Tipos de estructura de los aceros al carbono
Tipo de acero
Eutectoide
Hipoeutectoides
Hipereutectoides
1.2
Contenido de carbono
0,8%
0 – 0,8%
0,8 – 2,0%
Estructura
Perlita
Ferrita + Perlita
Perlita + Cementita
Definición de estructuras.
Ahora se definirán los nombres que, por razones descriptivas o
conmemorativas, se han asignado a las estructuras que aparecen en el diagrama
hierro-carbono.
La cementita o carburo de hierro, fórmula química Fe3C, contiene 6,67% de C
por peso. Es un compuesto intersticial típicamente duro y frágil de baja resistencia a
la tensión (aprox. 5 000 lb/pulg2), pero de alta resistencia a la compresión. Es la
estructura más dura que aparece en el diagrama. Su estructura cristalina es
ortorrómbica.
Austenita es el nombre dado a la solución sólida γ. Es una solución sólida
intersticial de carbón disuelto en hierro γ (cúbica centrada en las caras). La máxima
solubilidad es del 2% de C a 1130°C (punto C). Las propiedades promedio son:
resistencia a la tensión, 150 000 lb/pulg2; elongación, 10% en 2 pulgadas; dureza
RC=40, aproximadamente; y alta tenacidad. Generalmente no es estable a la
temperatura ambiente. Bajo ciertas condiciones, es posible obtener austenita a la
temperatura ambiente, y su microestructura se muestra en la figura 1.4, a.
Ledeburita es la mezcla eutéctica de austenita y cementita; contiene 4,3% de
C y se forma a 1130°C.
10
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
Ferrita es el nombre dado a la solución sólida α. Es una solución sólida
intersticial de una pequeña cantidad de carbón disuelto en hierro α (cúbica centrada
en el cuerpo) (figura 1.4, b). La máxima solubilidad es de 0,025% de C a 723°C
(punto H), y se disuelve solo a 0,008% de C a temperatura ambiente. Es la estructura
más suave que aparece en el diagrama. Las propiedades promedio son: resistencia
a la tensión, 40 000 lb/pulg2; elongación, 40% en 2 pulgadas; dureza menor que la
RC=0 o que la RB=90.
Perlita (punto J) es la mezcla eutectoide que contiene 0,80% de C y se forma
a 723°C a un enfriamiento muy lento. Es una mezcla muy fina, tipo placa o laminar
de ferrita y cementita. La figura 1.4, c muestra la fina mezcla tipo huella dactilar,
llamada perlita. La base o matriz ferrítica blanca que forma la mayoría de la mezcla
eutectoide contiene delgadas placas de cementita. La figura 1.4, d muestra la misma
estructura, amplificada 17 000 veces con el microscopio de electrones. Las
propiedades promedio son: resistencia a la tensión, 120 000 lb/pulg2; elongación,
20% en 2 pulgadas; dureza RC=20, RB=95-100 ó BHN=250-300.
Figura 1.4 Microestructura de: a) austenita, 500x; b) ferrita, 100x; c) perlita, 2 500x; d) perlita, micrógrafo de
electrones, 17 000x; aumentada 3x al imprimir. (a, b y c, Research Laboratory, U. S. Steel Corporation)
11
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
1.3
Líneas de temperatura crítica
Al estudiar el diagrama hierro-carbono, se puede ver que para cada acero
existen ciertas temperaturas, en la que el calentamiento y el enfriamiento muy lento
hay transformación de los constituyentes microscópicos. La línea crítica en
calentamiento es siempre mayor que la línea crítica en enfriamiento. Para distinguir
las líneas críticas en calentamiento de las que ocurren en enfriamiento, las primeras
se llaman Ac (c de la palabra en francés chauffage, que significa calentamiento) y las
segundas Ar (r de la palabra en francés refroidissement, que significa enfriamiento).
Por lo tanto, la línea crítica superior de un acero hipoeutectoide al calentarse se
marcaría como Ac3 y la misma línea en enfriamiento sería Ar3.
Ar4 (1400°C), corresponde a un cambio alotrópico del hierro, que pasa del
estado de hierro δ al de hierro γ. El punto Ar3 (898°C), señala la transformación del
hierro γ en hierro α no magnético y el punto Ar2 (750°C), corresponde a la
transformación del hierro α no magnético en hierro α magnético.
Ac2 se presenta a los 790°C, Ac3 a los 910°C y Ac4 a 1410°C,
aproximadamente. Esta diferencia que existe entre las temperaturas criticas en el
enfriamiento y en el calentamiento, revela la resistencia que oponen los sistemas
cristalinos a transformarse, indicando, además que las temperaturas críticas reales
se hallan sin duda entre Ac3 – Ar3 y Ac2 – Ar2. Si se pudiera realizar estos
calentamientos o enfriamientos a una velocidad infinitamente lenta, los puntos
críticos se hallarían a la misma temperatura en el calentamiento y en el enfriamiento
de la figura 1.5.
En el diagrama teórico hierro-carbono, que se refiere a calentamientos o
enfriamientos infinitamente lentos, se dice que la transformación perlita-austenita, o a
la inversa austenita-perlita, se verifica a 721°C, y en cambio al referirse a un proceso
industrial de calentamiento, en el que la transformación perlita-austenita ha ocurrido
a 720°C ó 740°C, y en el enfriamiento, a 690°C ó 700°C. Además hay que tener en
cuenta que, así como la temperatura teórica de 721°C es fija, las otras dependen de
la velocidad de calentamiento o enfriamiento. De las diversas transformaciones de
los aceros, la de perlita-austenita es una de las más importantes. Además, es
también la que mejor se señala en los ensayos dilatométricos y en los pirómetros de
los aparatos de determinación de puntos críticos y aún los de los hornos de
tratamiento cuando los aceros llegan a alcanzar esas temperaturas. El hierro puro no
sufre en cambio ninguna transformación en la zona de 721°C.
12
CAPÍTULO I COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
Figura 1.5 Temperaturas críticas de los aceros al carbón en el diagrama de equilibrio hierro-carbono
13
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
CAPÍTULO II
CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
2.1
Números de especificación AISI y SAE
Existen numerosas especificaciones de materiales normalizadas o estándar.
Algunas grandes organizaciones de consumidores y casi todos los productores
tienen sus propias normas. Los organismos militares tienen gran número de ellas.
Sin embargo, las principales organizaciones cuyas especificaciones se usan más
generalmente en Estados Unidos son: la Sociedad Norteamericana de Ensayo de
Materiales (ASTM = American Society for Testing Materials), la Sociedad de
Ingenieros Automotrices (SAE = Society of Automotive Engineers) y el Instituto
Norteamericano del Hierro y del Acero (AISI = American Iron and Steel Institute). Los
números de especificación SAE y AISI son iguales para el acero, excepto en que la
AISI utiliza los prefijos B, C, D y E para indicar el método de obtención del acero (ver
tabla 2.1).
En general y en lo que se refiere al acero, la primera cifra (o las dos primeras)
del número representa un tipo de acero, por ejemplo 1XXX es un acero al carbono
corriente, 11XX es un acero al carbono corriente con mayor contenido de azufre para
facilidad de corte, 2XXX es un acero al níquel. Las dos últimas cifras en un número
de especificación de cuatro cifras, se refieren al contenido aproximado o promedio de
carbono en puntos o centésimas de 1%. Por ejemplo, un SAE 1030 o un AISI C1030
tiene aproximadamente un 0,30% de carbono, es decir, 30 puntos de carbono (el
intervalo nominal de contenido de carbono es 0,28 – 0,34%). En el 8620, el contenido
medio de carbono es aproximadamente 0,20% (intervalo de 0,18 – 0,23%).
En el sistema AISI, los prefijos tienen los significados siguientes: B, acero
Bessemer ácido al carbono; C, acero Siemens-Martín (o de hogar abierto) básico al
carbono; D, acero Siemens-Martín ácido al carbono; E, acero de horno eléctrico
(ordinariamente aleado). Las letras B o L en medio del número de la especificación
indican que han sido añadidos boro o plomo, respectivamente, como 94 B 40 y 11 L
41. Una H al final indica que el material puede ser adquirido con una templabilidad
especificada, 9840H.
14
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
Tabla 2.1 Sistema de numeración de las especificaciones AISI y SAE para aceros
ACERO
Ordinario al carbono
Fácil mecanización
Manganeso
SAE
10XX
11XX
13XX
Boro
Níquel
14XX
2XXX
ACERO
Molibdeno-cromo-níquel
Molibdeno-níquel
Cromo
(resistente al calor y ala corrosión)
SAE
47XX
48XX
5XXX
514XX
515XX
6XXX
Cromo-vanadio
Níquel-cromo-molibdeno
Silicio- manganeso
92XX
Níquel-cromo
3XXX Níquel-cromo-molibdeno (excepto
(resistente al calor y a la 303XX 92XX)
9XXX
corrosión)
Molibdeno
4XXX
Molibdeno-cromo
41XX
Molibdeno-cromo-níquel
43XX
Molibdeno-níquel
46XX
Sugerencias para el uso típico del acero dulce al carbono ordinario.
Carbono, 10-20 puntos, grupo 10XX. Utilizado para tuberías, forjados, piezas
de acero prensadas, tornillos, remaches o roblones y para piezas de superficie
endurecida (Cementada).
Carbono, 10-20 puntos, grupo 11XX. Debido a que tiene mayor contenido de
azufre en ciertos tipos, es de corte fácil y bueno para utilizarlo en máquinas
roscadoras automáticas para la fabricación de partes diversas, incluyendo tornillos;
pueden también cementarse. Para endurecimiento superficial, los aceros de hogar
abierto o Siemens-Martín identificados por el símbolo C en la especificación AISI, son
preferibles. Los aceros de más alto contenido de carbono del grupo 11XX, como
1141, contienen más manganeso y se prestan al tratamiento térmico para mejorar
sus propiedades mecánicas. Estos aceros no se sueldan, usualmente.
Carbono, 20-30 puntos. Tipos de aceros para aplicación en general, utilizados
para piezas forjadas y mecanizadas; tornillos; también para acero estructural y
planchas de caldera.
Carbono, 30-55 puntos. Con 0,40-0,50% C, utilizados frecuentemente para
piezas diversas forjadas y mecanizadas; ejes. A menudo tratados térmicamente para
mejorar sus propiedades mecánicas. Acabados en frío para ejes y piezas análogas.
15
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
Carbono, 60-95 puntos. Pueden ser endurecidos para obtener un buen filo a
borde cortante, especialmente para los contenidos más elevados de carbono; por
consiguiente, se les utiliza para herramientas. También para muelles. Alta resistencia
y baja ductilidad. Casi siempre son tratados térmicamente para que tengan una
dureza Brinell de 375 o más elevada.
2.2
Aceros de carburación o cementación
Entre los diversos factores que deben tenerse en cuenta para la elección de
uno u otro tipo de acero de cementación, los más importantes a considerar son tres:
1º La forma o tamaño de las piezas que se van a fabricar junto con las tolerancias de
dimensiones que se exigirán a las piezas después del temple (ya que en función de
las tolerancias que se admitan en las deformaciones, se decidirá si el temple se debe
hacer en agua, en aceite o por algún otro procedimiento y, en consecuencia, estas
condiciones servirán, en gran parte, para señalar los elementos de aleación que
debe tener el acero). 2º La resistencia que deben tener las piezas en el núcleo
central; y 3º El precio que se puede llegar a pagar por el acero.
A pesar de ser las circunstancias que acabamos de señalar las más
importantes para la selección de los aceros de cementación, en la actualidad en
muchos talleres se hace todavía la selección por sentimiento o preferencia personal
hacia una composición química, más o menos conocida. Esta es una de las causas
por la que, a veces, por no valorar debidamente las circunstancias, que antes hemos
citado, decisivas en el proceso, no se obtienen buenos resultados en determinadas
fabricaciones.
Los aceros de cementación, de acuerdo con los elementos de aleación que
contienen, se pueden clasificar en tres grupos: 1º Aceros al carbono; 2º Aceros de
media aleación; y 3º Aceros de alta aleación.
Por la resistencia y tenacidad que se puede llegar a alcanzar en el núcleo
central de las piezas cementadas, se pueden clasificar en otros tres grupos: 1°.
Aceros de gran tenacidad y baja resistencia, en los que no se suele dar en general
gran importancia a la resistencia; con ellas se suele obtener el núcleo central de
alargamientos superiores a 14 %, resiliencias superiores a 12 kg/mm2 y resistencias
variables de 60 a 80 kg/mm2. 2°.
Aceros de resistencia y tenacidad media, con resistencias en el núcleo
variables de 80 a 110 kg/mm2, y 3°. Aceros de alta resistencia en el núcleo central
con resistencias variables de 110 a 160 kg/mm2.
Por el método de realizar el temple al aceite (utilizándose uno u otro método
de enfriamiento según sea el espesor de la pieza); y 4°. Aceros de temple al aceite.
Finalmente, por el tamaño de grano o aptitud de crecimiento del grano durante el
calentamiento que se realiza en la cementación.
16
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
2.3
Aceros al carbono
En este grupo están incluidos los aceros que sólo contienen en cantidades
apreciables carbono, silicio y manganeso, que son los tres elementos fundamentales
en los aceros ordinarios; además siempre contienen también pequeños porcentajes
de impurezas como fósforo, azufre, oxigeno, etc. Se caracterizan fundamentalmente
porque para conseguir normalmente con esos aceros, después de la cementación y
temple posterior, durezas superiores a 60 Rockwell-C, es necesario enfriarlos
rápidamente en agua, ya que la velocidad crítica de temple del acero de 0,90 % de
carbono aproximadamente que constituye la capa cementada es muy elevada. El
porcentaje de carbono que contienen suele variar de 0,10 a 0,25 % y algunas veces
llega excepcionalmente hasta 0,40 % de C, utilizándose estos últimos sólo en
contadísimas ocasiones, porque empleando esos aceros con alto contenido en
carbono las piezas quedan, en general, con poca tenacidad en el núcleo central. El
porcentaje de silicio suele ser inferior a 0,35 % y el de manganeso suele variar de
0,50 a 0,70 %. Empleando estos aceros al carbono, en el corazón de las piezas
cementad as no se suelen obtener resistencias superiores a 80 Kg/mm2. En la
periferia después del temple rápido en agua, cuando se trata de piezas de tamaño
reducido, se consiguen, prácticamente, las mismas durezas que con los aceros
aleados. Estos aceros tienen el inconveniente de que cuando se trata de piezas de
formas complicadas, las deformaciones pueden ser importantes.
También debe destacarse que durante la cementación, en general, a los
aceros al carbono les crece el grano más que a los aceros aleados y, por tanto,
quedan más frágiles y para obtener con ellos buenos resultados (tenacidad
aceptable) es necesario cuidar bien los tratamientos de regeneración, que con
frecuencia suele ser necesario dar después de la cementación.
Para pequeñas piezas suelen emplearse aceros con menos de 0,12 % de C;
tratándose de piezas de tamaño medio, se emplean aceros de 0,12 a 0,17 % de C, y
para las piezas grandes, se emplean aceros de 0,20 % de carbono
aproximadamente. La elección de estos diferentes porcentajes de carbono se hace
porque en las piezas gruesas no se endurece o se endurece muy poco en el temple
el núcleo central, sobre todo en los aceros de muy bajo contenido en carbono, y por
ello se suelen utilizar, como hemos señalado, porcentajes de carbono algo más
elevados en las piezas grandes que en las pequeñas, para alcanzar una dureza
suficiente que pueda soportar sin deformación o aplastamiento las presiones de la
capa exterior dura. Como ya hemos dicho antes, estos aceros al carbono deben ser
templados siempre en agua. Con frecuencia se fabrican estos aceros con
porcentajes de manganeso más elevados (0,60 a 0,90 %) que los que suelen tener
los aceros al carbono de usos generales (Mn = 0,30 a 0,60 %) porque en los aceros
de cementación al carbono, interesa con frecuencia mejorar la templabilidad para
obtener en el proceso buenos resultados.
17
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
2.4
Aceros débilmente aleados
A este grupo pertenecen los aceros de baja aleación, en los que la suma de
los porcentajes de elementos aleados, cromo, níquel, molibdeno y manganeso es
inferior a 3 %. Entre ellos se encuentran los aceros cromo-molibdeno con Cr = 1 %,
Mo = 0,20 % y C = 0,14 % y también los de la misma aleación y más elevado
carbono C = 0,17 % y también los de C = 0,21 %. Los aceros níquel-molibdeno con C
= 0,10 a 0,20 %, Ni = I,60 a 2 % y Mo = 0,20 a 0,30 %. En la actualidad son cada día
más utilizados los aceros de triple aleación y bajo porcentaje de elemento aleado,
cromo-níquel-molibdeno, Los porcentajes de carbono variables desde 0,10 a 0,25 %
y con tenidos en Cr = 0,35 a 1 %, Ni = 0,35 a 1,50% y Mo = 0,15 a 0,40%. De todos
estos aceros los de más elevada aleación se suelen templar en aceite y los de
menos aleación en agua. Para un mismo acero también suele ocurrir que cuando se
trata de piezas pequeñas se pueden templar en aceite y las piezas grandes, en cambio, se deben templar en agua. A veces, también, es muy interesante enfriar durante
unos segundos en agua y pasar luego al aceite. Estas variables en los métodos de
enfriamiento se derivan de la templabilidad de estos aceros que, en muchos casos,
se encuentran justo en el límite y no llega a ser suficiente para que se pueda realizar
el temple en aceite, ya que enfriando en esa forma la dureza superficial que se
alcanza no llega a 60 Rockwell-C.
Con estos aceros, combinando los elementos de aleación con un adecuado
porcentaje de carbono, variable generalmente de 0,08 a 0,25 %, se llega a alcanzar
en el núcleo resistencias variables desde 70 a 130 Kg./mm2.
Las diferencias entre las propiedades de los diversos tipos de aceros de este
grupo, son difíciles de señalar y en la mayoría de los casos se pueden conocer esas
diferencias comparando las curvas Jominy indicadas en las figuras 2.1 y 2.2 de las
diferentes clases. Los aceros de triple aleación y bajo porcentaje de elementos
aleados tienen templabilidades muy aceptables y tienen la ventaja de que en su
fabricación se llega a un aprovechamiento muy completo de las chatarras que
contienen elementos de aleación.
18
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
Figura 2.1. Curvas de Jominy de varios aceros de cementación de uso frecuente
Figura 2.2. Curvas Jominy correspondiente a la capa cementada de varios aceros de cementación de uso frecuente
2.5
Aceros de alta aleación
En algunos casos, para la fabricación de piezas de gran responsabilidad, en
que se quieren evitar las deformaciones y se quieren obtener además elevadas
resistencias en el núcleo central, se emplean aceros con elementos de aleación en
porcentajes superiores a 3 %. El contenido en carbono casi siempre suele ser inferior
a 0,20 % de C, pues al ser la templabilidad de estos aceros muy elevada no son
necesarios porcentajes más altos de carbono para alcanzar resistencias en el núcleo
de 90 a 150 Kg/mm2.
19
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
A este grupo pertenecen los clásicos aceros al níquel, de C = 0,10 a 0,20 % y
Ni = 3 %, y también los de Ni = 5 %. También son muy utilizados para estos usos los
aceros cromo-níquel con C = 0,10 a 0,20 %; Cr = 0,75 % y Ni = 3 %, y los de Cr = 1
% y Ni = -1 %. Para piezas de aviones y motores de aviación y piezas de alta
resistencia y gran tamaño son muy empleados los aceros cromo-níquel-molibdeno
con los mismos o parecidos porcentajes de carbono y elementos de aleación que los
cromo-níqueles que acabamos de citar, y contenidos en molibdeno variables de 0,20
a 0,60 %.
En estos aceros, conviene en general conservar el contenido en carbono
relativamente bajo para que no se endurezca demasiado el corazón y llegue a
disminuir sensiblemente la tenacidad. Para evitar la presencia de austenita retenida,
en la zona periférica, después del temple, a veces se da a las piezas tratamientos
especiales a temperaturas inferiores a cero grados.
2.6
Selección de los aceros de cementación
Aunque es muy difícil dar unas reglas generales para la elección de aceros
destinados a la fabricación de piezas cementadas, ya que es un problema
extraordinariamente complejo, por ser muchos los factores que intervienen en el
mismo, a título de orientación a continuación en la tabla 2.2 señalamos unas normas
que pueden servir de base para su selección.
Tabla 2.2 Normas para la elección de aceros para cementación
Piezas a fabricar
Piezas pequeñas de formas
regulares, en las que no es
probable
que
presenten
problemas de deformaciones, ni
es de gran interés ni la
resistencia ni tenacidad del
núcleo
Piezas de tamaño mediano y
pequeño en las que deben
cuidarse las deformaciones, y
en las que interesa buena
tenacidad y resistencias en el
núcleo variables de 70 a 90
Kg/mm2
Piezas de cualquier tamaño en
las que no se permiten
deformaciones sensibles en el
temple y en las que interesa
buena
tenacidad
y
alta
resistencia en el núcleo variable
generalmente de 90 a 150
Kg/mm2
Clase de acero
Tratamiento recomendable
Aceros al carbono
Temple al agua
Aceros de media aleación
Temple al aceite o agua
Aceros de alta aleación
Temple al aceite
20
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
2.7 Tamaño de grano o posible crecimiento del tamaño de grano de los aceros
de cementación
En la utilización de los aceros de cementación se presenta un problema de
crecimiento del tamaño de los granos que puede ocasionar falla de tenacidad y
fragilidad anormales, que son problemas típicos de la cementación y que son menos
frecuentes en otros tipos de aceros o en otras clases de tratamientos. Este fenómeno
se manifiesta en la cementación con mas intensidad e importancia que en otros
tratamientos, porque en este proceso las piezas deben ser calentadas a
temperaturas (875°-950°), mas elevadas que las que normalmente corresponden a
los temples o recocidos ordinarios y la duración del calentamiento es también mayor
que la que corresponde a otros tratamientos como el temple de muelles, cigüeñales,
bielas, ejes, etc. Si no se estudia y resuelve este problema, con frecuencia aparecen
piezas cementad as muy frágiles que con un golpe se rompen y en las que aparecen
fracturas muy groseras y cristalinas. Más adelante se estudiarán los tratamientos que
deben darse después de la cementación a estos aceros, para evitar que las piezas
queden frágiles, y ahora señalaremos, únicamente, los grupos de aceros que se
comportan de diferente manera en este aspecto.
El crecimiento del grano de las diferentes clases de aceros se puede
comprobar fácilmente cementando a 925° durante media hora tres varillas de 8 mm,
aproximadamente, de tres aceros. Uno al carbono, otro cromo-molibdeno y otro
cromo-níquel y templándolos luego directamente en agua. Después de rotas las
varillas por choque, golpeándolas con un martillo, se observa que el acero al carbono
queda muy frágil y con el grano muy grosero; el acero cromo-níquel muy tenaz y con
el grano fino, y el acero cromo-molibdeno tiene una tenacidad intermedia. Eso es debido a que el acero al carbono, al ser calentado durante media hora a 925°,
experimenta un gran crecimiento de grano. El acero cromo-níquel conserva en
cambio el grano fino y el comportamiento del acero cromo-molibdeno es intermedio.
Estos fenómenos tienen luego mucha importancia en los resultados que se obtienen
en la cementación y en los tratamientos de bonificación posteriores.
Para clasificar a los aceros de acuerdo con el crecimiento de grano que
pueden experimentar en la cementación, se emplea el ensayo de Mac Quaid. Este
ensayo se hace cementando durante 8 horas a 925° y enfriando lentamente hasta
600°, con velocidades inferiores a 15° sobre todo en la zona de 725°-650°.
Observando luego, con ayuda del microscopio el tamaño de los granos de la zona
cementad a se califican los granos con números de 1 a 9 según sea su tamaño. En
general, para la cementación, los aceros con tamaño de grano fino 6 a 9 son los
preferidos. Los aceros de grano grueso sólo se suelen emplear en casos
excepcionales.
21
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
Es interesante señalar que los aceros de grano grueso tienen mayor
templabilidad que los de grano fino y, por ello, en algunas circunstancias muy
excepcionales, se prefieren a pesar de ser más frágiles y de producirse en ellos más
deformaciones que con los de grano fino. En general, no se suele recomendar el
empleo de aceros de grano grueso más que cuando se trata de aceros al carbono.
Los aceros aleados siempre suelen ser de grano fino.
Al estudiar el tamaño de grano de los aceros se observó que las
microestructuras de los aceros de grano fino y grueso eran bastante diferentes. En
general, después de la cementación, los aceros de grano grueso presentan una
estructura reticulada con la cementita contorneando los granos; a esa estructura se
le dio la denominación de normal, y en cambio, a la estructura de la mayoría de los
aceros de grano fino que en general tienen más tendencia a presentar la cementita
globulizada, más o menos esferoidal, se le dio el nombre de anormal.
Con referencia a esta diferencia de comportamiento se han hecho muchos
estudios, comprobándose, por ejemplo, que en los aceros al carbono que son lo
Únicos que se suelen emplear con grano grueso, es más fácil conseguir elevadas
durezas superficiales en la capa cementada después del temple cuando los aceros
son normales, que cuando son aceros anormales. Cuando se empacan aceros al
carbono de grano fino (que suelen ser de templabilidad relativamente baja y anormal)
se suele recomendar hacer d temple en agua salada o en agua con sosa con objeto
de evitar la aparición de puntos blandos o también se recomienda a veces elevar el
contenido en manganeso para mejorar la templabilidad.
2.8 Influencia de los elementos aleados en los aceros de cementación
Aunque anteriormente se ha señalado ya la acción que los elementos aleados
ejercen en los aceros, a continuación indicaremos los detalles más interesantes
relativos a los aceros de cementación.
Entre todos los factores o características que pueden quedar modificados por
la influencia de los elementos de aleación, la templabilidad y los puntos críticos son
los que sufren variaciones más importantes.
La templabilidad de la parte periférica y del núcleo central de las piezas
cementadas quedan muy modificadas por la presencia de elementos aleados,
circunstancia que modifica notablemente las características que con cada acero se
pueden obtener.
22
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
En las figuras 2.1 y 2.2 se pueden ver las curvas Jominy de diversos aceros
de cementación y las curvas Jominy que corresponden a las composiciones del
acero de las capas cementadas. Observando esas curvas, se aprecian fácilmente
diferencias importantes entre ellos y se comprende por qué unos aceros deben ser
templados en agua y otros en cambio pueden ser templados con un simple
enfriamiento en aceite.
Los elementos de aleación también tienen una influencia bastante importante
sobre las temperaturas críticas del material, tanto en lo que corresponde a la parte
cementada, como a la zona sin cementar, y también, como es natural, influyen en las
temperaturas de tratamiento que deben emplearse en cada caso.
El níquel y el manganeso hacen descender los puntos críticos y el cromo y el
molibdeno los elevan, En la figura 2.3 se señalan las temperaturas Ac3, Ac32, y Ac321
de diversos aceros, por medio de las líneas AD, A'D', etc.
Figura 2.3 Profundidad de la penetración del carbono (capa cementada) que se consigue a diferentes temperaturas en
función de las horas de cementación.
La línea A'D' corresponde a los aceros de 5 % de Ni; la A"D" a los aceros
cromo-níquel medios y la A’’’D’’’ a los aceros cromo-molibdeno y cromo-vanadio con
1 % de Cr. Las temperaturas críticas de un acero al carbono de 0,12 % de C son: Ac1
= 732°C y Ac3 = 870°C. Las de un acero cromo-níquel de 0,10 % de C, 0,50 % de Cr
y 3 % de Ni, son: Ac1 = = 715°C y Ac3 = 790°C, y las de un acero cromo-molibdeno
de 0,12% de C, 1 % de Cr y 0,20 % de Mo, son: Ac1 = 775°C y Ac3 = 875°C.
Teniendo en cuenta que la cementación debe hacerse a temperaturas
superiores en 30°C a 60°C al punto Ac3, pues así el acero se encuentra en estado
austenítico, que disuelve con gran facilidad el carbono, las temperaturas de
cementación serán:
23
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
Acero al carbono………………….. 900°C-950°C
Acero cromo-níquel………………. 850°C-900°C
Acero cromo-molibdeno………….. 900°C-950°C
Si se emplearan temperaturas inferiores al punto Ac3 una parte del acero se
encontraría en estado ferrítico, que no disuelve o sólo disuelve cantidades muy
pequeñas de carbono y la penetración del carbono en la cementación sería muy
lenta, Las temperaturas de tratamiento que se emplean para el primer temple (temple
del núcleo central) suelen ser 5° a 25° más elevadas que el punto Ac3, y para el
segundo (temple de la periferia), de 35° a 55° más elevada que el punto Ac1.
En los ejemplos anteriores esas temperaturas son:
A cero al carbono
Temple del núcleo central, 890°C
Temple de la periferia, 780°C
A cero cromo-níquel
Temple del núcleo central, 825°C
Temple de la periferia, 760°C
Acero cromo-molibdeno
Temple del núcleo central, 890°C
Temple de la periferia, 825°C
La velocidad de penetración y la distribución del carbono en el interior del
acero no se modifican muy sensiblemente por la presencia de elementos de aleación
en el acero. Sin embargo, se observa que el níquel y el silicio tienden a retardar esa
penetración, y en cambio los elementos formadores de carburos, como el cromo,
molibdeno y manganeso, la aceleran.
A continuación indicaremos la influencia que ejercen aisladamente el
manganeso, cromo, níquel y molibdeno en los aceros de cementación.
El manganeso en general da lugar a aceros de grano grueso, pero este
problema se resuelve en parte, haciendo durante el proceso de fabricación del acero
adiciones especiales (generalmente de aluminio) para conseguir afinar el grano. El
manganeso baja los puntos críticos de los aceros, por lo que el temple de los aceros
con manganeso se realiza a temperaturas más bajas que' lo normal, lo cual tiene
ciertas ventajas, porque se evitan descarburaciones y deformaciones. El manganeso
mejora notablemente la templabilidad, por lo que a veces es posible templar en
aceite piezas que con bajo contenido en manganeso sería necesario templar en
agua.
24
CAPÍTULO II CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
El níquel mejora la tenacidad y la resistencia de los aceros de cementación.
Baja los puntos críticos y al poderse utilizar (lo mismo que con los aceros al
manganeso) temperaturas de tratamiento más bajas que lo normal, se disminuyen
los peligros de formación de cascarilla, y de aparición de descarburaciones y
deformaciones. El níquel tiende a retrasar la transformación de la austenita en
martensita. Si en los tratamientos se calienta el acero a temperatura demasiado
elevada, en la zona periférica de las piezas cementadas de aceros altos en níquel
aparece austenita retenida y el material no queda tan duro como le corresponde a su
composición. Empleando las temperaturas de temple correctas (más bajas que las
que corresponden a otros aceros) se resuelve fácilmente este problema.
El cromo aumenta en la zona central de las piezas cementadas la resistencia
y la dureza que se obtiene después del temple, así como la dureza y resistencia al
desgaste de la capa periférica. A veces estos aceros son de grano grueso, frágil y
muy sensible a pequeñas diferencias en las temperaturas de temple. Esas
dificultades se pueden resolver lo mismo que en el caso de los aceros al manganeso,
fabricando los aceros al cromo con grano fino (adicionando aluminio en la cuchara de
colada). En los primeros años de empleo de los aceros al cromo, estos problemas
impidieron que se difundiera rápidamente su empleo, pero posteriormente cuando se
ha estudiado con detalle el tamaño de grano de los aceros y se ha llegado a
regulado, su empleo se ha extendido extraordinariamente.
El molibdeno mejora la templabilidad y la resistencia al desgaste. Además
mantiene dura la capa periférica a pesar de que durante el trabajo llegue a calentarse
por el roce la superficie de las piezas y alcancen temperaturas relativamente
elevadas.
Con la adición del níquel y del cromo a la vez, se ha conseguido en los aceros
de cementación alcanzar excelentes características mecánicas. El níquel da a los
aceros gran tenacidad que precisamente les falta a los aceros al cromo y el cromo en
cambio les da gran dureza y resistencia al desgaste que no tienen los aceros al
níquel. Ambos aumentan la templabilidad y la resistencia en el corazón. Añadiendo
además molibdeno a los aceros al níquel se mejora notablemente su templabilidad y
con los aceros cromo-níquel-molibdeno ha sido posible fabricar piezas cementadas
de gran tamaño con resistencias y durezas muy elevadas.
25
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
CAPÍTULO III
TRATAMIENTOS TÉRMICOS
3.1
Fundamentos del tratamiento térmico.
Por tratamiento térmico se entiende el conjunto de operaciones de
calentamiento, permanencia y enfriamiento de las aleaciones de metales en estado
sólido con el fin de cambiar su estructura y conseguir las propiedades físicas y
mecánicas necesarias.
Se tratan térmicamente no solo las piezas semiacabadas (bloques, lingotes,
planchas, etc.), con objeto de disminuir su dureza, mejorar la maquinabilidad y
mejorar su estructura para el tratamiento térmico definitivo posterior, sino también las
piezas terminadas y herramientas, con el fin de proporcionarles las propiedades
definitivas exigidas. A consecuencia del tratamiento térmico se puede variar en
amplios límites las propiedades de las aleaciones. Así, por ejemplo, en aceros de
dureza inicial de HB= 150-200, con ayuda del temple se puede elevar la dureza hasta
alcanzar HB= 600-650; también se pueden elevar bruscamente con un tratamiento
térmico adecuado el alargamiento (δ), la resiliencia (ak) y la resistencia a la rotura
(σb). La elevación de las propiedades mecánicas de los metales por medio del
tratamiento térmico permite aumentar las tensiones admisibles y reducir el tamaño y
peso de la pieza conservando o incluso aumentando su resistencia mecánica,
seguridad y estabilidad de servicio.
Los principales factores que determinan el régimen de tratamiento térmico son
la temperatura y el tiempo; por lo tanto cualquier régimen de tratamiento térmico se
puede representar gráficamente en función de la temperatura t y el tiempo τ, como se
muestra en la figura 3.1.
Figura 3.1 Esquema de tratamiento térmico del acero
26
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Los puntos críticos del acero se suelen designar de la siguiente forma: al
calentar, Ac1 (inferior), Ac3 (superior); al enfriar, Ar1 (inferior), Ar3 (superior) (fig. 3.2);
el punto Ac1 (723°C) indica la temperatura de transformación de la perlita en
austenita y el comienzo de la transformación de la ferrita en austenita; Ac3 indica la
temperatura de transformación final de la ferrita en austenita; Ar1 indica la
temperatura de transformación de la austenita en perlita (inferior a 723°C); Ar3 indica
la temperatura de precipitación inicial de la ferrita a partir de la austenita; Acm indica
la temperatura de precipitación inicial de la cementita secundaria a partir de la
austenita durante el enfriamiento; y al calentar, la temperatura de disolución final de
la cementita secundaria en austenita.
3.2 Transformaciones al calentar los aceros
Según el diagrama de equilibrio de la figura 3.2, por debajo de la temperatura
eutectoide Ac1, los aceros hipoeutectoides tienen la estructura ferrita + perlita; los
aceros eutectoides, la de perlita; los aceros hipereutectoides, la de perlita +
cementita; o sea, el estado inicial de todos los aceros representa una mezcla de dos
fases: ferrita y cementita. Al pasar del punto crítico Ac1 comienza la transformación
de fases α
γ y la disolución de la cementita en el hierro-γ con formación de
austenita. En la zona de temperaturas de Ac1 hasta Ac3, los aceros hipoeutectoides
tienen la estructura de ferrita y austenita de concentración variable; en este caso, al
elevar la temperatura, se verifica la transformación α
γ (o sea, la ferrita se
transforma en austenita). Análogamente, en los aceros hipereutectoides la austenita
que se ha obtenido por transformación de la perlita en el punto Ac1, al seguir
calentándola, disuelve a la cementita secundaria sobrante, y más arriba del punto
Acm, el acero tiene la estructura austenítica monofásica. Después de transformarse la
perlita en austenita y elevando la temperatura de los aceros hipoeutectoides, la ferrita
se disuelve en la austenita, y, al alcanzar la temperatura Ac3, en la línea GOS, se
obtiene la estructura de austenita monofásica; en los aceros hipereutectoides, al
elevar la temperatura, la cementita secundaria se disuelve en austenita y al
conseguir la temperatura Acm, en la línea SE, se obtiene la estructura de austenita
monofásica. De tal modo, el calentamiento de cualquier acero por encima de la línea
GSE hace que éste pase al estado de austenita. El calentamiento posterior, o sea,
superior a la línea GSE, hacen que crezcan los granos de austenita.
27
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Figura 3.2
Zona de acero en el diagrama de hierro-carbono con indicación de las temperaturas óptimas de
calentamiento para distintos tipos de tratamiento térmico.
3.2.1 Crecimiento de grano de austenita.
La transformación de perlita en austenita va acompañada de la formación de
austenita de grano fino. A temperaturas superiores al (Ac1), se realiza un crecimiento
tanto mayor del grano de austenita cuanto mayor sea la temperatura de
calentamiento y se prolongue más la permanencia. Se ha establecido que en algunos
aceros el crecimiento de grano de austenita sucede inclusive cuando se eleva un
poco el punto crítico Ac1; estos aceros se suelen denominar aceros de grano grueso
inherente. En otros aceros el grano fino de austenita se conserva cuando se
calientan a temperaturas considerablemente altas; estos aceros se suelen denominar
aceros de grano fino inherente. El grano inherente caracteriza la tendencia del grano
austenítico al crecimiento.
En la figura 3.3 está representado el esquema del cambio de tamaño del
grano en los aceros de grano grueso y de grano fino inherentes. Los aceros de grano
fino inherente se obtienen cuando se modifican con aluminio, vanadio y titanio, los
cuales forman combinaciones en la forma de Al2O3, V2O5, TiO2, AlN, que crean
muchos núcleos de cristalización e impiden el crecimiento de grano.
28
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Figura 3.3
Esquema de crecimiento del grano en los aceros de grano grueso y de grano fino inherentes, durante el
calentamiento por encima de Ac1.
Hay que diferenciar el grano inherente del grano real, cuyo tamaño en los
aceros se consigue como resultado de uno u otro tratamiento térmico. Las
propiedades mecánicas de los aceros, en primer lugar, las características de los
resultados de los ensayos estáticos, dependen sobretodo del grano real. El tamaño
del grano se determina comparando el grano de la microestructura del acero,
aumentando en 100 veces, con los tamaños estandarizados de los granos,
adoptados por las Normas Soviéticas (GOST) (figura 3.4). Las cifras 1, 2, 3,….,8
significan el número del grano. Como base de esta escala se toma la relación
f=500x28-N, donde f es el área de grano en μ2, N es el número estandarizado del
grano según las GOST. Los granos con números hasta 4 se consideran como
gruesos y superiores a 5 como finos.
Figura 3.4
Dimensiones unificadas del grano según las Normas Soviéticas (aumentado 100veces).
29
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
3.3 Transformaciones al enfriar los aceros.
3.3.1 Transformación de la austenita.
La austenita es estable sólo a temperaturas superiores a GSE (figura 3.2); al
enfriar más debajo de la línea indicada se inicia su transformación y precisamente la
velocidad y el carácter de transformación de la austenita dependen del grado de su
sobreenfriamiento.
1. Transformación isoterma en la austenita. En la figura 3.5, se da el diagrama
de transformación isoterma del acero eutectoide al carbono. El diagrama está
construido en las coordenadas tiempo-temperatura: en el eje horizontal se da el
tiempo en escala logarítmica 1, 10, 100, 1 000, 10.000 segundos, etc.; en el eje
vertical, se da la temperatura en °C. El diagrama esta limitado por arriba con la línea
A1 y por debajo con las líneas de temperatura de transformación inicial Mi y final Mf
de la martensita.
Por encima de este diagrama (en la figura 3.5), están representadas, como
ejemplo, las curvas de transformación isoterma en la probetas. Estas curvas han sido
preparadas con ayuda del anisómetro magnético pera 700, 600 y 400°C (se
construyen para las probetas para cada 50°C); en estas se anotan los puntos que
corresponden al tiempo: 1) inicio de transformación i y 2) final de transformación f; de
esta manera, se obtiene una serie de puntos que indican el principio y fin de la
transformación completa. Después de unir todos los puntos i con una curva suave, se
obtiene la curva de inicio de la transformación, y los puntos f dan el fin de la
transformación de la austenita.
Por debajo de la temperatura del punto martensítico Mi se verifica la
transformación de la austenita en martensita.
El diagrama de transformación isoterma de austenita muestra las siguientes
zonas.
Por encima de la temperatura A1 la austenita (A) es estable; entre los puntos
A1 y Mi existen tres zonas: a) a la izquierda, la zona, a partir del origen de
coordenadas hasta la curva del inicio de la transformación, que representa la
austenita sobreenfriada (se designa por A’); b) zona entre las curvas del inicio y fin
de las transformaciones, que corresponde a la transformación de la austenita que ha
empezado y continúa (se designa por A’+F+C); c) zona a la derecha de la curva del
fin de transformación correspondiente a la transformación que ha terminado por
completo (se designa por F+C).
30
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Figura 3.5
Diagrama de transformación isotérmica de la austenita en el acero eutectoide.
En los aceros hipoeutectoides, el diagrama de transformación isoterma se
complica algo con la aparición de la curva de precipitación de la ferrita a partir de la
austenita, y en los aceros hipereutectoides, con la aparición de la curva de
precipitación del carburo, que está situada delante de la parte superior de la curva
del inicio de la transformación.
Figura 3.6
Familia de las perlitas: a) perlita de lámina gruesa; b) perlita de lámina fina: sorbita del temple; c) troostita
del temple; d) troostita acicular.
31
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
2. Transformación de la perlita. A consecuencia de la transformación isoterma,
a la temperatura de 710°C se forma la estructura de perlita de lámina grande (F+C)
(figura 3.6, a) con dureza Rockwell RC=15. Al descender la temperatura de
transformación isoterma, por ejemplo, a 650°C, las láminas de perlita se hacen tan
finas que se diferencian difícilmente con ayuda del microscopio (figura 3.6, b); esta
estructura se suele denominar sorbita del temple, cuya dureza Rockwell es
aproximadamente RC=30. A temperatura aproximada de 550°C, la austenita
sobreenfriada forma la perlita con alta dispersión de las láminas de cementita; esta
perlita se suele denominar troostita del temple (figura 3.6, c). Esta diferencia por su
alta dureza Rockwell RC≈40 debida a la alta dispersión de las láminas de cementita.
En la parte inferior del diagrama de transformación isoterma de la austenita se forma
la troostita acicular (figura 3.6, d), compuesta de láminas suspensas de cementita
con retículo desfigurado de ferrita; su dureza Rockwell es de RC=50.
De tal modo, como resultado del sobreenfriamiento, la austenita Feγ (C), al
sufrir la transformación γ
α y el proceso de difusión, produce la perlita en forma de
mezcla bifásica de ferrita + cementita con distinta dispersión de la fase de cometita.
3. Transformación de la austenita al enfriar ininterrumpidamente. En el
tratamiento térmico de los aceros por enfriamiento ininterrumpido de la austenita,
regulando las velocidades de enfriamiento, se consiguen las mismas estructuras
típicas qué por el método isotérmico. Por ejemplo, al enfriar continuamente el acero
eutectoide a la velocidad de 1°C/min, el punto crítico A1 desciende hasta Ar’=710° y
se forma la perlita de lámina con gran dureza Rockwell RC≈15. Al aumentar la
velocidad de enfriamiento hasta 1°C/seg se obtiene la perlita de lámina fina con la
mayor dureza; a la velocidad de enfriamiento de 50°C/seg, la temperatura de
transformación baja hasta Ar’=600°C, y la austenita se transforma en troostita del
temple con dureza RC=40. A una velocidad de enfriamiento superior a 150°C/seg, el
punto crítico se desplaza hasta 240°C, y la austenita Feγ (C) empieza a
transformarse sin difusión en martensita Feα (C).
El diagrama de la figura 3.7 ilustra la influencia de la velocidad de enfriamiento
sobre el desplazamiento del punto crítico Ar1 en el acero eutectoide. La curva
superior Ar’ corresponde a la austenita sobreenfriada y a su transformación de una
mezcla de ferrita-cementita. Al aumentar la velocidad de enfriamiento se eleva el
grado de sobreenfriamiento de la austenita, y los productos de descomposición se
hacen dispersos. Como se ve en la curva (figura 3.7), a grandes velocidades,
además del punto Ar’, aparece la línea que corresponde al punto Mi, que es el
principio de formación de la martensita.
Transformación de la martensita. A velocidades de enfriamiento superiores a
150°C/seg el punto superior Ar’ desaparece (figura 3.7), y la austenita Feγ (C)
empieza a transformarse sin difusión en martensita Feα (C), a diferencia de la
transformación de austenita-perlita que tiene carácter de difusión.
32
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Figura 3.7
Influencia de la velocidad de enfriamiento del acero eutectoide en la posición de los puntos críticos.
Velocidad crítica del temple Vcrit es la velocidad mínima de enfriamiento del
acero necesaria para sobreenfriar la austenita hasta el punto martensítico Mi (figura
3.5). Su magnitud depende de la composición química de la austenita; el aumento de
carbono hasta 0,8% en la austenita disminuye la velocidad Vcrit; lo mismo ocurre con
la presencia en la austenita de elementos de aleación.
3.4 Recocido y normalizado de los aceros
El recocido de los aceros es un tipo de tratamiento térmico, que consiste en el
calentamiento de metal hasta una determinada temperatura, permanencia a esta
temperatura (figura 3.2), y posterior enfriamiento lento. El fin del recocido de los
aceros es la obtención de la estructura equilibrada, la eliminación de las tensiones
residuales y, en relación con esto, la elevación de las propiedades mecánicas y
tecnológicas. Existen diferentes tipos de recocido: a) completo; b) incompleto; c)
isotérmico; d) recocido para obtener perlita globular; e) de difusión y f) de
recristalización.
a) Recocido completo (recocido supercrítico) de los aceros. Se aplica
corrientemente a los aceros hipoeutectoides y consiste en el calentamiento del acero
más arriba del punto Ac3, o sea, 30-50°C más alto que la línea GS (figura 3.2),
permanencia a esta temperatura una cuarta parte del tiempo de calentamiento y
enfriamiento lento hasta 500-400°C. Los aceros al carbono se enfrían a la velocidad
de 100-200°C por hora, los de aleación a 50-60°C por hora, el posterior enfriamiento
puede hacerse al aire. Durante el recocido completo se verifica la recristalización
fásica, y del acero de grano grueso se obtiene el de grano fino.
Las normas aproximadas del tiempo de calentamiento para bloques
cilíndricos, incluyendo también el tiempo de permanencia, son las siguientes:
33
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
En el horno a la temperatura de
En el horno ídem
En el baño de sales ídem
En el baño de plomo ídem
600°C.
800°C.
800°C.
800°C
100 seg para cada milímetro de diámetro.
50 seg para cada milímetro de diámetro.
25 seg para cada milímetro de diámetro.
10 seg para cada milímetro de diámetro.
Al calentar lingotes de sección cuadrada el tiempo indicado ha de ser
aumentado en 1,5 veces y al calentar planchas, en 2 veces.
b) Recocido incompleto (recocido subcrítico); consiste en el calentamiento
del acero (más arriba del punto Ac1, pero inferior al Ac3), permanencia y enfriamiento
iguales que durante el recocido completo. Este tipo de recocido se aplica para
eliminar las tensiones en lugar del recocido completo con objeto de reducir los gastos
de recocido, así como para mejorar en algunos casos de maquinabilidad de los
aceros.
c) Recocido isotérmico. En el recocido isotérmico el acero se calienta de el
mismo modo que en el recocido completo hasta la temperatura GSK+(30-50°C),
permanece a esta temperatura, se enfría relativamente rápido hasta una temperatura
inferior a Ar1 (630-700°C), se permanece a esta temperatura hasta que se
descomponga por completo la austenita, y luego se enfría al aire. El recocido
isotérmico permite reducir el ciclo de recocido casi en dos veces, en comparación
con el ciclo corriente.
d) Recocido para obtener perlita globular; se aplica para los aceros
eutectoides e hipereutectoides; el acero se calienta un poco más arriba del punto Ac1
(figura 3.2), permaneciendo mucho tiempo a esta temperatura, y luego se enfría
lentamente más abajo de Ar1; después de una permanencia a esta temperatura se
vuelve a calentar hasta una temperatura superior a Ac1; permaneciendo bastante
tiempo; por último se enfría con lentitud hasta una temperatura inferior a Ar1 y luego
se enfría al aire. Debido a las manipulaciones indicadas los carburos adquieren una
forma de glóbulos (forma esférica). La finalidad de este recocido es la de reducir la
dureza y mejorar la maquinabilidad del acero.
e) Recocido de difusión (homogeneización); se aplica para destruir la
heterogeneidad química del acero que contiene una segregación intracristalina. El
acero se calienta hasta 1 000-1 150°C (figura 3.2) y permanece a esta temperatura
durante 8-15 horas. El recocido de difusión conduce a una estructura de grano
grueso, este defecto se elimina por el recocido reiterado para obtener el grano fino
(recocido completo).
34
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
d) Recocido de recristalización; se aplica a los metales que han pasado en
frío el laminado, estirado y estampado. En este caso el metal se calienta hasta una
temperatura inferior a la de transformación de fases, pero superior a la
recristalización. Según A. Bochvar, la temperatura Trecrist·abs=0,4Tabs de difusión del
metal (para el hierro constituye aproximadamente 450°C; para el cobre, 270°C; para
el aluminio, 150°C). Debido a este recocido se elimina el endurecimiento del metal,
se rebaja la dureza y resistencia mecánica, pero se elevan los factores de
plasticidad: ductilidad y resilencia.
Normalizado de los aceros. Se denomina normalizado de los aceros al
calentamiento por encima de la línea GSE (figura 3.2) en 30-50°C, permanencia a
esta temperatura, lo mismo que durante el recocido, y enfriamiento posterior al aire.
El normalizado refina los granos de perlita, deshace la red de cementita en los
aceros hipereutectoides y eleva las propiedades mecánicas de los aceros.
En la construcción de maquinaria moderna el normalizado esta más extendido
que el recocido, ya que es de mayor rendimiento y da resultados mejores que el
recocido.
3.5 Temple de los aceros.
El objetivo del temple es el de obtener una alta dureza o solidez en la pieza. Al
templar la austenita obtenida a consecuencia del calentamiento del acero hasta la
temperatura de temple (figura 3.2), se sobreenfría hasta la temperatura necesaria y
se transforma en martensita, troostita o sorbita.
Medios de enfriamiento para el temple. Es deseable que el medio de
enfriamiento para el temple enfríe con rapidez en la zona de temperaturas donde la
austenita tiene poca estabilidad (600-550°C) y con lentitud en la zona de
temperaturas de la transformación martensítica (300-200°C) para que no se originen
tensiones.
Para templar las piezas de acero al carbono, con alta velocidad crítica de
temple, se utiliza corrientemente el agua. El agua, al enfriar intensamente la pieza en
la zona de temperaturas de 550-600°C, continúa enfriando eficazmente también en la
zona de transformación martensítica (200-300°C), lo que es uno de los
inconvenientes del agua.
La peculiaridad positiva del aceite, como medio de enfriamiento, consiste en
que es casi insensible al cambio de temperatura: el aceite templa del mismo modo a
los 20°C que a los 150-200°C.
35
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Procedimientos de temple. En la práctica se aplican varios procedimientos
de temple, según la composición del acero, la forma de la pieza y la dureza que se
necesita.
Con relación a la temperatura de calentamiento, el temple se divide en
completo e incompleto.
El temple completo se aplica para obtener, con el calentamiento del acero por
encima de GSE (figura 3.2), el estado monofásico de austenita y transformarla luego
en estructura de martensita.
El temple incompleto se obtiene al calentar el acero por encima de la línea
PSK, pero inferior a la línea GSE (figura 3.2). Como consecuencia del enfriamiento a
la velocidad crítica de temple, en los aceros hipoeutectoides se obtiene la estructura
de ferrita y martensita; en los aceros hipereutectoides, la de martensita con
inclusiones de cementita secundaria.
Para las piezas hechas de acero hipoeutectoide hay que aplicar el temple
completo con el fin de evitar que se formen inclusiones ferríticas. Por el contrario,
para la herramientas hechas de acero hipereutectoide es conveniente aplicar el
temple incompleto: la presencia de las inclusiones de cementita secundaria en la
martensita no reduce sino que eleva la dureza de la herramienta templada, mientras
que el temple completo con calentamiento por encima de la línea ES (figura 3.2)
produce un sobrecalentamiento de la austenita, lo que disminuye la dureza, debido a
que se disuelve la cementita secundaria y crece el grano de austenita, apareciendo
la austenita residual en la herramienta templada.
Según las condiciones de enfriamiento, el temple puede ser: 1) en un solo
medio de enfriamiento; 2) interrumpido; 3) por etapas; 4) isotérmico.
1. El temple en un solo medio de enfriamiento es el procedimiento más
extendido y simple (figura 3.8 curva 1); la pieza calentada hasta la temperatura de
temple se sumerge en el medio de enfriamiento (el acero al carbono en agua, el
acero aleado en aceite), en el cual se mantiene hasta que se enfríe totalmente. Este
procedimiento es simple pero puede crear tensiones internas considerables.
2. El temple interrumpido, temple en dos medios, se aplica con el fin de evitar
que aparezcan tensiones internas en la pieza (figura 3.8 curva 2). La pieza calentada
hasta la temperatura necesaria, primero se enfría rápidamente en agua hasta 350300°C, luego se traslada al aceite o al aire para enfriarla con lentitud en la zona de
temperatura martensítica. Uno de los inconvenientes de este procedimiento es la
dificultad de regular el tiempo de permanencia en el agua.
36
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Figura 3.8 Curvas de enfriamiento para distintos procedimientos de temple trazadas en el diagrama de
descomposición isotérmica de la austenita: 1) temple en un medio de enfriamiento; 2) temple interrumpido (temple en
dos medios); 3) temple por etapas y 4) temple isotérmico.
3. El temple por etapas elimina el inconveniente indicado (figura 3.8 curva 3):
la pieza calentada se enfría rápidamente introduciéndola en un baño de sales con
temperatura un poco más alta que la temperatura del inicio de la transformación de la
martensita del acero dado (Mi), permaneciendo a esta temperatura hasta que ésta se
iguale a lo largo de toda la sección de la pieza y luego se enfría al aire.
En el temple por etapas, como medio de enfriamiento se utilizan mezclas de
sales fácilmente fusibles, por ejemplo, la mezcla de 55% de KNO3 y 45% de NaNO2
con punto de fusión de 137°C. Este procedimiento se puede aplicar sólo para templar
piezas pequeñas de acero al carbono, ya que la velocidad de enfriamiento de las
piezas grandes puede encontrarse en la zona donde la austenita tiene poca
estabilidad (500-600°C), inferior a la crítica.
4. El temple isotérmico permite conseguir estructuras de tipo perlítico (sorbita,
troostita), por medio del enfriamiento de la pieza calentada hasta la temperatura de
temple en un baño de sales con temperatura dada, permaneciendo en él hasta que
termine la transformación de la austenita (figura 3.8 curva 4). La duración de
permanencia en el medio de enfriamiento se determina según el diagrama de
descomposición isotérmica de la austenita para el acero dado. Es muy conveniente
el temple isotérmico para obtener piezas con estructura de troostita acicular y dureza
HRC=45÷55, puesto que, en este caso, se obtiene bastante plasticidad. Sin embargo,
se pueden templar isotérmicamente las piezas de acero al carbono o acero de
aleación baja solamente de sección pequeña (8-10 mm), ya que debido a la poca
estabilidad de la austenita en los aceros con secciones grandes, es imposible
sobreenfriar el núcleo de la pieza en el medio caliente hasta las temperaturas bajas
(un poco superior a Mi).
37
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Tratamiento del acero a temperaturas inferiores a cero. En algunos aceros
el punto martensítico Mf es inferior a cero, y para transformar completamente la
austenita en martensita es necesario enfriar la pieza debajo de 0°C, es decir, el
tratamiento de las piezas de acero a temperaturas inferiores a cero es una parte del
ciclo completo del tratamiento térmico. Como resultado del tratamiento en frío se
cambian las propiedades mecánicas y físicas del acero; el tratamiento en frío se
aplica para elevar la dureza de las herramientas de corte, estabilizar el tamaño de los
instrumentos de medida y otros. En los aparatos de refrigeración se usa como
refrigerante la mezcla de dióxido de carbono (hielo seco) con alcohol desnaturalizado
(p. f. -78,5°C), el oxígeno líquido (p. f. -183°C) y el nitrógeno líquido (p. f. -195°C).
3.6 Templabilidad de los aceros
Se denomina templabilidad de los aceros a la propiedad de templarse hasta
una profundidad determinada. Por profundidad de templabilidad se suele entender a
la distancia desde la superficie hasta la capa con estructura semimartensítica
compuesta con un 50% de martensita y un 50% de troostita. La profundidad de
templabilidad depende de la composición química del acero o más exactamente del
valor de la velocidad crítica de temple: cuanto menor sea Vcrítica tanto mayor es la
profundidad de templabilidad.
Defectos que pueden originarse durante el temple. La dureza insuficiente
de la pieza templada se ocasiona por un calentamiento incompleto o por falta de
rapidez en el enfriamiento con una velocidad inferior a Vcrítica.
La dureza por manchas es resultado del calentamiento irregular del acero
antes de templarlo o del enfriamiento irregular.
Ambos tipos de defectos (dureza insuficiente y por manchas) se evitan
observando los regímenes de calentamiento y enfriamiento, con un normalizado
previo para obtener una estructura homogénea; ambos defectos pueden ser
eliminados con el temple reiterado.
La oxidación y descarburación de la superficie es el resultado del
calentamiento de las piezas en hornos con atmósfera oxidante. Un medio eficaz par
evitar este defecto consiste en calentar la pieza en hornos de mufla con una
atmósfera protectora, o en las siguientes sales fundidas: NaCl, KCl, BaCl2, Na2CO3,
BaCO3, etc.
38
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
La distorsión (deformación de la pieza) y grietas ocurren a causa de las
grandes tensiones que aparecen en el curso del temple, debido a que se obtienen
distintas estructuras con volumen específico diferente a causa del enfriamiento
irregular de las diferentes partes de la pieza (ángulos agudos, pasos bruscos). Las
piezas de forma complicada hay que fabricarlas de un acero que tenga menor
velocidad crítica de temple. Las grietas son defectos irremediables; la distorsión se
puede eliminar con el enderezamiento o rectificado después del revenido.
3.7 Revenido del acero templado.
El revenido es la operación final del tratamiento térmico; del modo de
realizarlo dependen las propiedades de las piezas térmicamente tratadas. Los
factores fundamentales del revenido de los aceros son: la temperatura de
calentamiento y la duración de permanezca a esta temperatura. El objetivo del
revenido consiste en eliminar parcial o completamente las tensiones internas, reducir
la dureza y elevar la resiliencia. Se somete al revenido las piezas templadas con
estructura de martensita tetragonal y austenita residual. Ambas estructuras son
inestables y tienden a transformarse por calentamiento en estados más estables con
cambio de volumen, puesto que, los volúmenes específicos de las estructuras son
diferentes y están situados en orden del aumento de sus volúmenes específicos de la
manera siguiente: austenita <perlita <sorbita <troostita <martensita, o sea, la
austenita tiene el volumen específico mínimo, y la martensita, el volumen máximo
entre las estructuras de aleaciones de hierro – carbono que se obtienen por
tratamiento térmico. Al transformarse la martensita tiene lugar la disminución del
volumen (longitud), y al descomponerse la austenita tiene lugar el aumento del
volumen (longitud).
Figura 3.9
Curva dilatométrica de revenido del acero al carbono: a) acero recocido; b) acero templado
39
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
En la figura 3.9 se presenta una curva dilatométrica que muestra el cambio de
longitud de la probeta durante el revenido del acero templado. En la figura 3.10 están
representadas las curvas que caracterizan el cambio del contenido de carbono en la
martensita en relación con la temperatura del revenido de los aceros con distintas
proporciones de carbono. Cuando no hay transformaciones estructurales durante el
calentamiento, el acero recocido (figura 3.9, a) da una línea horizontal; en el revenido
del acero templado se observan tres transformaciones (figura 3.9, b).
I Transformación: durante el revenido hasta 200°C tiene lugar una reducción
de la longitud de la probeta, provocada por la disminución de la forma tetragonal de
la red de martensita, es decir la relación de los ejes se aproxima al 1; esto es la
causa de una precipitación de carbono a partir de la martensita Feα (C) (figura 3.10).
A consecuencia de la primera transformación la martensita templada se convierte en
martensita revenida;
II Transformación: durante el revenido de 200° a 300° C aumenta el volumen
(longitud) de la pieza (figura 3.9, curva b), lo que está relacionado con la
transformación de la austenita residual en martensita revenida;
III Transformación: el revenido de 300° a 400° C conduce a una reducción de
longitud (figura 3.9, curva b), lo que obedece a la descomposición de la martensita en
una mezcla de ferrita y cementita. El contenido de carbono en la ferrita formada
prácticamente igual a cero (figura 3.10). La estructura que se obtiene se denomina
troostita revenida.
Figura 3.10
Contenido de carbono en la solución α (martensita) en función de la temperatura de revenido.
La subsiguiente elevación de la temperatura del revenido contribuye al
aumento de la fase de cementita y a la formación, a 500° - 600° C, de la sorbita
revenida.
40
CAPÍTULO III TRATAMIENTOS TÉRMICOS
En la práctica se aplica el revenido de baja temperatura (150° - 200° C) para
eliminar las tensiones en la martensita, y el revenido alto (550°- 600°C) para
conseguir la estructura de sorbita revenida.
Los cambios de estructura del acero en el revenido conducen también a los
cambios de las propiedades mecánicas. En la figura 3.11 están representadas las
curvas que caracterizan el cambio de las propiedades mecánicas del acero al
carbono templado de tipo 40, en relación con la temperatura del revenido.
Durante el revenido hasta 300°C, la resistencia a la rotura y el límite elástico (
σb y σe), en comparación al estado de temple, se elevan, y la dureza Brinell H B
desciende. Al elevar la temperatura del revenido a más de 300° C tiene lugar una
disminución del valor de los factores indicados y la elevación de la plasticidad (δ y ψ)
y de la resiliencia (ak) en comparación con las propiedades que existían después del
temple (están anotadas con trazos en la ordenada de la izquierda del diagrama).
Después del revenido a alta temperatura (550 – 600°C), el acero tiene unos
valores más altos de resistencia a la rotura y del límite elástico (σb, σe) de plasticidad
(ψ) y de resiliencia (ak) que los que tenía después del recocido (están designados
con trazos en la ordenada de la derecha del diagrama). Por eso, para las piezas de
máquinas se aplica ampliamente en la práctica el temple con objeto de formar la
martensita y, después con un revenido a alta temperatura, para obtener la sorbita, lo
que suele denominar bonificación. La sorbita revenida con cementita en forma de
grano tiene valores más altos de tenacidad y resiliencia que la sorbita templada con
cementita en forma laminar.
Figura 3.11
Cambio de las propiedades mecánicas del acero 40, en relación con la temperatura de revenido.
41
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
CAPÍTULO IV
TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
4.1
Cementación
La cementación es el procedimiento más antiguo de saturación de la
superficie de los aceros con carbono y se aplica para obtener dureza y
resistencias altas al desgaste de la capa superficial, conservando al mismo
tiempo núcleo blando y tenaz, en tales piezas como ruedas dentadas, bulones de
pistón, levas, árboles de levas, etc.
Los resultados de la cementación dependen de los factores siguientes: 1)
composición del acero; 2) composición del medio carburante; 3) régimen de
cementación: temperatura de calentamiento y tiempo de permanencia; 4) carácter
del tratamiento térmico después de una cementación.
Según el tipo de materiales empleados, se distinguen tres tipos de
cementación: con materias sólidas, liquidas o gaseosas.
4.2
Cementación con materias sólidas
Se utilizan diversas materias para suministrar el carbono que ha de
absorber el acero durante la cementación. Las más empleadas suelen ser el
carbón vegetal, el negro animal, huesos calcinados, cuero, coque, etc., mezclados
con carbonato de bario, calcio y sodio.
El carbón sólo, no se emplea porque con él no se suelen conseguir
concentraciones de carbono en la periferia del acero, superiores a 0,65'% de C.
Mezclándolo en cambio con carbonatos alcalinos o alcalino-térreos, se alcanza
hasta 1,20 % de carbono.
Durante muchos años, uno de los cementantes más utilizados fue la
mezcla Caron preparada con 60 % de carbón vegetal y 40 % de carbonato bárico.
El carbón se tritura en trozos de 3 a 6 mm de diámetro y luego se mezcla con el
carbonato bárico en polvo. Recientemente se ha comprobado que se puede
disminuir el contenido de carbonato bárico, obteniéndose muy buenos resultados
con porcentajes de 10 a 15 %, sin que pierda efecto sensible la acción carburante
de la mezcla; bajando en cambio de 8 %, el rendimiento disminuye ya
notablemente. Se suele añadir también un 20 % de coque como diluyente, porque
aumenta la velocidad de penetración del calor a través del compuesto carburante,
permite obtener rápidamente temperaturas uniformes en el interior de las cajas y
disminuye él coste de la mezcla. Como activadores también se suelen emplear el
carbonato cálcico y el carbonato sódico. Es importante que el carbón esté bien
seco, porque pequeñas trazas de humedad, pueden dar lugar a descarburaciones
locales y luego a puntos blandos en las piezas después del último temple.
42
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
Durante mucho tiempo se creyó que la cementación de los aceros
extradulces se verificaba, al penetrar el carbono del cementante sólido a través de
la superficie del acero y difundirse luego hacia el interior.
Pero se ha comprobado que la transferencia del carbono al acero, se
verifica siempre por medio de los gases que se desprenden al calentarse las
mezclas cementantes a alta temperatura, siendo en estos procesos el óxido de
carbono el principal agente carburante. Si se coloca un trozo de acero rodeado de
materias carburantes y se calienta a 925° en el vacío, de forma que no haya
gases a su alrededor, el acero no absorbe carbono. Para que la cementación se
verifique, ha de ponerse el carbono en contacto con la superficie del acero
caliente en un estado adecuado para que se verifique la absorción. El éxito de la
cementación, depende en gran parte de la aptitud del medio carburante para
suministrar y rodear la superficie del acero con carbono, en un estado que se
puede llamar activo, de tal naturaleza que su absorción por el acero se efectúe
rápidamente. La experiencia ha demostrado que el carbono naciente que se
forma en el interior de las cajas de cementación al descomponerse el óxido de
carbono, se encuentra en un estado muy favorable para que se produzca la
cementación.
El proceso de cementación por el carbón vegetal, coque, etc., se explica en
la siguiente forma: El carbón a elevada temperatura, en contacto con el oxígeno
del aire que hay siempre en el interior de las cajas entre los huecos que deja la
materia cementante, da óxido de carbono (CO) según la siguiente reacción:
2 C + O2 = 2 CO
Luego el óxido de carbono formado se, descompone a elevada temperatura en carbón naciente y dióxido de carbono.
2 CO = C + CO2
En algunos procesos (en especial cementación gaseosa) también se
realiza la cementación por la acción del metano que sé descompone en hidrógeno
y carbono naciente de acuerdo con la siguiente reacción:
CH4 = C + 2 H2
En todos los casos el carbono naciente que se forma es el que produce a
cementación, Al estar en contacto con el hierro a alta temperatura se combinan C
+ 3 Fe = C Fe3 formándose carburo de hierro o cementita, y luego al difundirse el
carbono o el carburo de hierro hacia el interior de las piezas es cuando puede
decirse que se produce verdaderamente la cementación.
43
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
En todos los casos, para que se verifique con facilidad la absorción del
carbono, es necesario que el acero se encuentre en estado austenítico, con el
hierro en forma de hierro gamma, condición que se cumple utilizando las
temperaturas normales de cementación. En esas condiciones, de 850° a 950° el
acero puede absorber hasta 1,40 % de carbono aproximadamente, pudiéndose
llegar hasta 1,7 % de e a 1.145°. Cuando el hierro se encuentra en estado alfa a
temperaturas más bajas, la capacidad de absorción del carbono es, en cambio,
muy limitada. A 720°, por ejemplo, el hierro alfa sólo puede disolver 0,035 % de
carbono, aproximadamente.
El carbono, después de haber pasado al acero, queda disuelto en el hierro
gamma y de acuerdo con las leyes de difusión, al existir en la periferia una
concentración más elevada que en el interior, penetra hacia el corazón. En el
proceso de cementación se señalan, por tanto, tres fases diferentes: 1ª Producción
de carbono naciente en las proximidades de la superficie de acero. 2ª Absorción
del carbono en la zona periférica del acero; y 3ª Difusión del carbono hacia la zona
central.
Los carbonatos, y en especial el carbonato bárico, que se emplean
mezclados con el carbón vegetal, aceleran la penetración del carbono naciente,
que es como hemos señalado antes, el verdadero agente carburante, al facilitar la
formación de óxido de carbono de acuerdo con las siguientes reacciones:
Ba CO3 + calor = Ba O + CO2
CO2 + C = 2 CO
El CO producido se descompone en todos los casos, produciéndose
carbono naciente 2 CO = C + CO2 y el BaO producido reacciona con el CO2
obteniéndose nuevamente BaCO3
Como las mezclas cementantes pierden con él uso su actividad, es
necesario renovarlas periódicamente, siendo una práctica muy corriente preparar
las mezclas utilizando de 3 a 5 partes de la usada y una de la nueva.
Los principales inconvenientes de los cementantes sólidos son:
1º La gran duración de la operación, generalmente demasiado larga, ya que
es necesario calentar hasta muy altas temperaturas las grandes cajas de
cementación.
2º El elevado consumo de combustible, necesario para calentar el
cementante y las cajas.
3º El elevado coste de preparación y colocación de las piezas en las cajas.
4º La dificultad de templar directamente las piezas desde la caja y, por tanto,
la imposibilidad de emplear dispositivos automáticos para el temple al trabajar con
grandes series, y
44
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
5º La irregularidad de temperaturas en el interior de las grandes cajas de
cementación.
4.3
Cementación con materias gaseosas
En la cementación gaseosa el agente carburante puede ser un
hidrocarburo gaseoso, tal como gas natural o propano, o hidrocarburos líquidos
tales como terpenos, benceno, alcoholes, glicoles o cetonas; en este último caso,
el líquido se introduce en el horno haciéndolo gotear sobre una placa donde se
evapora casi instantáneamente y es térmicamente disociado en monóxido y
dióxido de carbono, metano y vapor de agua.
Además del agente carburante, la atmósfera está constituida por un gas
portador con el fin de aumentar el volumen y facilitar la circulación de la
atmósfera, lo que promueve una mayor uniformidad en la cementación.
El gas portador puede ser alguna de las atmósferas protectoras que se
mencionaron en el capítulo 5, tales como las de base exotérmica rica, las de base
nitrógeno pobres o ricas o de base endotérmica completamente quemadas a las
que se ha enfriado para prevenir la conversión de monóxido o dióxido.
Debido a que los medios de cementación gaseosa son muy tóxicos,
inflamables y explosivos, se deben manejar con cuidado. Estas atmósferas no se
deben introducir en el horno a temperaturas por debajo de 750° C ni deben
dejarse enfriar en el horno por debajo de esta temperatura con la atmósfera en su
interior. Antes de llegarse a esta temperatura, el horno se debe purgar con un gas
inerte tal como nitrógeno o dióxido de carbono. La mayoría de las atmósferas que
contengan más de 4% de hidrógeno o 12.5% de monóxido de carbono o 7% de la
suma de ambos componentes son peligrosas y, en presencia de pequeñas
cantidades de oxígeno, pueden estallar. Tales cantidades se indican en la tabla
4.1.
Tabla 4.1 Límites de inflamabilidad dados por las International Critical Tables
Gases inflamables
Hidrógeno
Monóxido de carbono
Metano
4.3.1
Límites de
concentración
9.0 a 68.6 %
13.0 a 77.6 %
5.5 a 13.6 %
Oxígeno requerido
6.59 % mínimo
4.7 % mínimo
16.1 % mínimo
Efecto de la temperatura.
La cementación se realiza a una temperatura a la cual el acero esté en
fase austenítica, dado que la solubilidad del carbono es mayor en esta fase que
en la fase ferrita.
45
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
A una temperatura de 950° C la velocidad con la cual el carbono se
introduce en el acero es mayor en 40% a la que existe a 870° C. Por esta razón
se prefiere hacer la cementación a dicha temperatura. Esto asegura una
cementación rápida sin mayor deterioro del horno.
Cuando se desea obtener capas cementadas delgadas se emplean
temperaturas más bajas, mientras que se obtienen capas profundas a
temperaturas más altas. A cada temperatura de cementación, la concentración del
carbono en la superficie del acero está dada por el límite de solubilidad del
carbono en la austenita a esta temperatura. En la figura 4.1 se muestra el efecto
de la temperatura para 870°, 900° y 925° C, durante cuatro horas de tratamiento,
de los aceros SAE 1020 y SAE 8620. En la figura se ve cómo la temperatura y el
tipo de acero afectan el contenido de carbono en superficie y la profundidad de la
capa.
Figura 4.1
Efecto de la temperatura de cementación gaseosa sobre el contenido de carbono en superficie y la
profundidad de capa para el acero SAE 1020 y 8620
46
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
4.3.2
Efecto del tiempo.
Con el fin de evaluar el tiempo y la temperatura para realizar la
cementación, Harris desarrolló una expresión con base en las leyes de la difusión
en estado sólido. Esta es:
X = 660 • e −8287 / T • t
Donde la profundidad de capa X se expresa en mm, el tiempo t en horas y
la temperatura T en grados Kelvin (°C + 273).
Para temperaturas específicas de cementación, la expresión queda
reducida a la siguiente forma sencilla:
X= K t
Para 925°C, K= 0.635; para 900°C, K = 0.533; para 870°C, K = 0.457.
La tabla 4.2 muestra los resultados de aplicar la fórmula de Harris para
distintos tiempos y temperaturas.
En la mayoría de los casos un contenido de carbono en superficie igual al
límite de solubilidad del carbono en la austenita, da superficies cuya dureza es
baja, luego del temple, por la presencia de austenita retenida. Además, las capas
de muy alto carbono se pueden desprender por efecto de las tensiones de temple.
En la figura 4.2 se muestra el efecto del contenido de carbono sobre la dureza de
la capa cementada resultante, en el caso de un acero SAE 1024.
Un contenido de austenita menor del 15% no es perjudicial, sobre todo si
está finamente dispersa, dado que la austenita, por ser una fase dúctil, es capaz
de acomodar las tensiones de temple.
Tabla 4.2
Tiempo t en horas
Valores de profundidad de capa calculados por la fórmula de Harris
Profundidad de capa cementada luego de un tratamiento
a 870° C
a 900° C
a 925°C
2
0.64 mm
0.76 mm
0.89 mm
4
0.89 mm
1.07 mm
1.27 mm
8
1.27 mm
1.52 mm
1.80 mm
12
1.55 mm
1.85 mm
2.21 mm
16
1.80 mm
2.13 mm
2.54 mm
20
2.01 mm
2.39 mm
2.84 mm
24
2.18 mm
2.61 mm
3.10 mm
30
2.46 mm
2.95 mm
3.48 mm
36
2.74 mm
3.20 mm
3.81 mm
47
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
Figura 4.2 Efecto del contenido de carbono sobre la dureza de una capa cementada para un acero SAE 1024.
Cantidades mayores, al transformarse luego del temple en un entorno
martensítico duro, producen fisuras de revenido. Por lo tanto, es importante que el
contenido de carbono en superficie sea del orden de la composición eutectoide o
ligeramente superior a ella.
Para disminuir el carbono de la superficie basta suprimir el agente
carburante de la atmósfera poco antes de terminar la cementación. Esto produce
un empobrecimiento de carbono en superficie como se muestra en la figura 4.3.
48
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
Figura 4.3 Efecto de una segunda etapa, sin agente carburante, en el contenido de carbono en superficie en un
acero SAE 4027
4.4
Cementación con materias liquidas
La cementación o carburación en fase líquida se realiza sumergiendo las
piezas a endurecer en baños de sales fundidas, las cuales proporcionan el agente
carburante. Estas sales suelen ser muestras de cianuros de sodio, de potasio y de
calcio, con cloruros y fluoruros de calcio y estroncio o de bario, que actúan como
catalizadores de la carburación dificultando la nitruración.
El mecanismo de la carburación denominada líquida, se realiza también a
través del estado gaseoso, pues el cianuro, a elevadas temperaturas, y en
presencia de oxígeno, se descompone según las siguientes reacciones:
2NaCN + O2 = 2NaOCN
4NaOCN + calor Na2CO3 + 2NaCN + CO + 2N
2NaCN + 2O2 = Na2CO3 + CO + 2N
49
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
El agente carburante es el monóxido de carbono que actúa conjuntamente
con el nitrógeno. No obstante, la presencia de haluros de metales alcalinotérreos
en el baño de cianuros fundidos disminuye sensiblemente el contenido en
nitrógeno de la zona carburada y favorece, por lo tanto, la difusión del carbono. El
papel desempeñado por el cloruro de bario, por ejemplo, en la carburación en
fase líquida, se puede representar por las siguientes reacciones:
2NaCN + BaCl2
Ba (CN)2
4.5
Ba (CN)2 + 2NaCl
BaCN2 + C
Capa cementada
Se da el nombre de capa cementada a la zona que después de la cementación queda con un contenido de carbono superior a la del acero y recibe el
nombre de capa dura la zona superficial que después del último tratamiento
queda con una dureza superior a 58-60 Rockwell -C, y que suele corresponder a
la zona cuyo porcentaje de carbono es superior a 0,50-0,80 % de C.
Aunque de unos casos a otros hay bastantes diferencias, se puede
considerar que en la mayoría de las piezas cementadas el espesor de la capa
dura va de la cuarta parte a la mitad (0,25 a 0,5) de la profundidad de la capa
cementada.
A veces en lugar de hacer referencia a la profundidad de la capa cementada se señala según preferencias la capa con carbono superior a 0,3 o 0,5 %
de carbono (figura 4.4). Esto se hace porque en ocasiones ese espesor es casi
aproximadamente el de la capa dura.
Figura 4.4 Situación de la capa de 0,50% de C en función de la temperatura y del tiempo, en un acero de 0,10% de
carbono, cementado con sales de penetración media. (20% de cianuro sódico) y sales de gran penetración (10% de
cianuro sódico)
Conviene tener en cuenta todo esto al estudiar espesores de cara
cementada, capa dura, etc.
50
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
Los espesores de las capas cementadas que normalmente se emplean
en las piezas de máquinas y motores, se pueden clasificar en tres grupos:
1º Capas delgadas con menos de 0,50 mm de espesor de cementación.
Estas profundidades de cementación se utilizan para pequeñas piezas de acero al
carbono, endurecidas generalmente con sales de cianuro y templadas
directamente desde la temperatura de cementación. Estas piezas deben de
utilizarse siempre sin rectificado posterior.
2º Capas medias de 0,50 a 1,50 mm Estos espesores son los más
corrientes para la mayoría de las piezas que se utilizan en la fabricación de
máquinas y motores. Se pueden emplear cementantes sólidos, líquidos o
gaseosos, con aceros al carbono, débilmente aleados o de alta aleación.
3º Capas de gran espesor, superiores a 1,50 mm. Son obtenidas,
generalmente, por cementación con materias sólidas y con cementantes
gaseosos y algunas veces, aunque más raramente, con cementantes líquidos.
Las chapas de blindaje, que suelen fabricarse con capas cementadas de 3 a 4
mm son cementadas con gases.
Cualquiera que sea el proceso que se emplee, conviene que el contenido
en carbono de la capa cementada no pase de 1 % y debe procurarse que la parte
periférica de la pieza después de rectificada, quede aproximadamente con 0,8 a
0,9 % de carbono, con lo que se obtienen en el temple durezas de 62 a 65
Rockwell-C. Siempre conviene obtener durezas superiores a 60 Rockwell-C, que
es aproximadamente el límite de dureza en que la lima ya no marca al acero.
Cuando el contenido en carbono de la zona periférica es superior a la
composición eutectoide de 0,90 % de carbono, suelen aparecer redes de
cementita o de carburos que pueden hacer frágil a la capa cementada y con
tendencia a descascarillarse. En estos casos conviene dar a las piezas después
de la cementación un recocido de difusión a 800°-900° en una atmósfera o baño
apropiado para disminuir el porcentaje de carbono de la periferia. Con este
tratamiento se uniformiza bastante el contenido en carbono y se evitan posibles
desconchamientos en las piezas cementadas.
4.6
Temple de piezas cementadas.
Después que las piezas han sido cementadas, existen dos opciones:
temple directo o enfriamiento hasta la temperatura ambiente y luego
austenitización y temple. El temple directo es más barato y esta es la razón por la
que la mayoría de las piezas cementadas son templadas desde la temperatura de
cementación o desde alrededor de 850° C. Por lo general, se templa desde
temperaturas más bajas que las de cementación para evitar gradientes térmicos
altos y, en consecuencia, distorsiones, fisuras y desprendimiento de las capas.
El temple indirecto se aplica fundamentalmente a aceros altamente
aleados, en particular aceros de lato níquel y en los casos de piezas con formas
complicadas o con una dimensión mucho más grande que las otras dos.
51
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
4.7
Nitruración y carbonitruración
La nitruración permite aumentar el contenido de nitrógeno en la superficie
de la pieza dándole dureza superficial que lo hace resistente al desgaste,
resistente a la fatiga, a la corrosión y resistente al ablandamiento por revenido.
Como la temperatura de nitruración es de 500°C a 570°C no se presentan
problemas de distorsión.
Algunos elementos son formadores de nitruros como el aluminio, cromo,
vanadio y molibdeno.
Acero al aluminio (entre 0.85% y 1.5% Al) y aceros al cromo (5% Cr), como
son los aceros SAE 4100, 4300, 5100, 6100, 8600 9300 y 9800 que son
fácilmente nitrurables, también encontramos los aceros inoxidables, austeníticos,
ferríticos, y martensíticos.
Todos los aceros endurecibles son templados y revenidos antes de la
nitruración.
4.7.1
Nitruración gaseosa
Consiste en hacer penetrar nitrógeno en la capa superficial de las piezas
con el fin de obtener endurecimiento superficial de estas, se obtiene dureza y gran
resistencia al desgaste, buena resistencia a la fatiga y a la corrosión, ausente de
las tensiones internas provocadas por el temple.
Los aceros sometidos a nitruración son aceros especiales llamados aceros
de nitruración con un contenido de carbono de 0.4% y que contienen elementos
como cromo y aluminio que favorecen la penetración de nitrógeno, junto al
molibdeno que elimina la fragilidad de la capa nitrurada.
El tratamiento se realiza a 520°C, colocando las piezas en cajas cerradas
herméticamente donde llegan dos tubos, uno para introducir los gases
conteniendo nitrógeno y otro para la salida de estos, es necesario que las piezas
a nitrurar estén acabadas de mecanización, bonificadas, pulidas, desengrasadas
y secas.
Si se desea tener alguna parte de la pieza no endurecida para su
correspondiente protección se puede recurrir a una operación de estañado
realizada electrolíticamente.
El proceso se basa en la afinidad que tienen los elementos de aleación del
acero por el nitrógeno naciente que se produce por la disociación de amoniaco
gaseoso cuando se pone en contacto con el acero.
52
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
4.7.2
Nitruración liquida
Emplea la misma temperatura que la nitruración gaseosa, este proceso se
hace en sales de cianuro fundido.
Los baños se pueden trabajar con amoniaco gaseoso a presión para
asegurar el nitrógeno naciente.
4.7.3
Carbonitruracion (cianuración liquida.)
Cuando el acero se calienta en un baño de cianuro se produce una capa
mixta de carbono y nitrógeno que al templar y revenir adquiere una gran dureza.
Aquí encontramos agentes activos como son el monóxido de carbono y cianato de
sodio.
4.7.4
Carbonitruración gaseosa
La atmósfera empleada es una atmósfera carburante a la que se le agrega
amoniaco.
Las temperaturas están entre los 705 y 900°C, los períodos de tiempo son
más cortos que la cementación gaseosa con el fin de producir capas más
delgadas hasta 0.75mm.
Este proceso proporciona mayor dureza, menor distorsión y son
económicos. La temperatura de carbonitruracion gaseosa depende de la
composición del acero y de las propiedades de fatiga.
4.8
Sulfinización
Es un tratamiento desarrollado recientemente en Francia que mejora
extraordinariamente la resistencia al desgaste de las piezas de acero, por la
acción del azufre que se incorpora a la masa metálica por calentamiento a baja
temperatura (565°) de las citadas piezas en un baño de sales. Como en este
tratamiento, aunque no se observa un aumento muy sensible de la dureza
superficial del acero, si se produce en cambio un gran aumento de la resistencia
al desgaste, al estudiar este tratamiento es necesario modificar en cierto modo las
concepciones generalmente admitidas sobre la relación que hay entre dureza y
resistencia al desgaste. En este caso, sin ser las piezas de una dureza
extraordinaria, tienen una gran resistencia al desgaste.
53
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
Para el tratamiento se suele usar un baño formado por dos sales: Una de
bajo punto de fusión constituida por carbonato sódico, con cianuro sódico y
cloruro potásico, que en cierto modo puede considerarse como una típica sal de
cianuración, y una sal portadora del azufre, constituida por cloruro potásico con
cianuro sódico y sulfito sódico. El contenido en sulfito sódico del baño suele ser
un 12 % aproximadamente.
A veces se suele usar para relleno otra tercera sal de carácter neutro.
En la sulfinización se produce una transformación superficial del metal con
penetración de ciertos cuerpos en la capa superficial del metal que se produce en
forma parecida a la fosfatación. Pero en la sulfinización el agente de penetración
es el sulfocianuro y las temperaturas de tratamiento (565°) son mucho más
elevadas que las de fosfatación.
No se conocen bien los constituyentes microscópicos que se obtienen
con este tratamiento. Parece que se producen precipitaciones de constituyentes
submicroscópicos de naturaleza todavía no bien definida en las uniones de los
granos que comunican a las piezas de acero propiedades de gran valor para
numerosas aplicaciones.
En la sulfinización se forman dos capas: una superficial dura y frágil de
muy poco espesor (de 10 a 30 micrones), y otra interior más blanda y de más
espesor. La profundidad total máxima que se alcanza en el tratamiento es 0,30
mm.
El método de trabajo que se suele seguir es el siguiente:
1º Mecanizado completo dejando un exceso de 0,02 mm para terminar
luego por rectificado.
2º Precalentamiento de las piezas a fin de evitar un descenso importante
de temperatura en el bario.
3º Introducir las piezas en el bario a 565°. Con 60 minutos de permanencia se obtiene 0,15 mm de espesor, pero la superficie se satura
rápidamente y después de 3 horas, la penetración es máxima, alcanzándose 0,30
mm de profundidad.
En los casos en que no es necesario el rectificado con 0,15 mm de
profundidad es suficiente.
4º Sacar del horno las piezas e introducirlas en agua para que se
desprendan las sales.
5º Rectificado de las piezas en el caso de que sea necesario.
54
CAPÍTULO IV TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
La propiedad más importante que se confiere al acero con el sulfinizado
es una mejora extraordinaria en su resistencia al desgaste. En numerosos
ensayos tecnológicos hechos sobre ejes, cojinetes, levas, etc., con acero
templado, con acero cementado y templado y con acero sulfinizado, se observa
que las piezas sulfinizadas tienen una resistencia al desgaste extraordinaria y
mucho más elevada que las demás. Estudiando los desgastes producidos en un
caso y en otro, se ven que los espesores y pesos perdidos, en los diferentes
ensayos son 5 a 20 veces menores en el acero sulfinizado que en el tratamiento
por otros procedimientos.
En este tratamiento la resistencia al desgaste es debida más que a un
aumento de dureza, a la gran aptitud que tiene la capa sulfinizada al rozamiento.
Parece que las superficies sulfinizadas, se comportan en cierto modo como los
metales antifricción y los constituyentes duros incrustados en la matriz favorecen
y mejoran la resistencia al roce de las piezas de acero.
55
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
CAPÍTULO V
ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
5.1
Dureza
Se denomina dureza a la capacidad de los metales de resistir a la
penetración en ellos en una sustancia más dura. Los ensayos de dureza tienen
carácter estático, son fáciles de efectuar y se realizan con rapidez, sin deteriorar
las piezas que se ensayan. En la práctica industrial tienen una gran aplicación
diversos métodos de medir dureza. En este caso vamos a desarrollar los ensayos
de dureza Rockwell y Vickers.
5.2
Ensayo de dureza Rockwell
En esta prueba de dureza se utiliza un instrumento de lectura directa
basado en el principio de medición de profundidad diferencial (fotografía 5.1).
Fotografía 5.1 Durómetro Rockwell Marca OTTO Wolpert, capacidad de 0 – 250 Kg.
Hay dos máquinas Rockwell: el probador normal para secciones
relativamente gruesas y el probador superficial para secciones delgadas. La
carga menor es de 10 Kg. en el probador normal y de 3 Kg. en el probador
superficial.
Pueden utilizarse diversos marcadores de muescas y cargas y cada
combinación determina una escala Rockwell específica. Los marcadores muescas
incluyen bolas de acero duras de 1/16, 1/8, 1/4 y ½ de pulgada de diámetro y un
marcador cónico de diamante de 120°.
Generalmente las cargas mayores son de 60, 100 y 150 Kg. en el
probador normal y de 15, 30 y 45 Kg. en el probador superficial.
56
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
Este método está indicado en la norma NMX –B- 119- 1983, consiste
básicamente en hacer incidir un penetrador esferocónico de diámetro con K
incluido de 120°C ó un penetrador esférico de acero duro aplicando una carga
que pede ser de 60 Kgf para Rockwell A , 100 Kgf para Rockwell B y 150 Kgf para
Rockwell C.
Se mide la diferencia en profundidad de la huella de la carga menor o
mayor de este número HR esta dado por el incremento neto en la profundidad
debido a la carga, siempre se aplicará el 10% de la carga considerando la carga
para después aplicar el total de la carga, pasado un tiempo aproximado de 5 seg..
Se acciona la palanca de descarga y al llegar a su posición de descanso se puede
leer la dureza obtenida para HRB se utiliza la escala de color rojo para HRC se
utiliza la escala color negra.
La escala B y C aparte de diferir en el color difieren en 30 divisiones, esto
es el cero de color negro, coincide con el 30 de color rojo.
Debido a las muchas escalas Rockwell, el número de dureza debe
especificarse mediante el símbolo HR seguido de la letra que designa la escala y
procedido de los números de dureza; por ejemplo, 82 HRB significa una dureza de
Rockwell de 82 medida escala B (bola de 1/16 de pulg. y de 100 Kg. de carga). En
la tabla 5.1 aparecen las escalas de dureza Rockwell y algunas aplicaciones
típicas.
Tabla 5.1 Escalas de dureza Rockwell
57
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
El funcionamiento de la máquina debe ser verificado frecuentemente con
bloques de prueba estándar proporcionados por el fabricante.
La manija de operación debe regresarse suavemente a su posición inicial;
golpear la manija para quitar la carga mayor puede producir un error de varios
puntos en el disco de indicación. Se debe tener cuidado de asentar firmemente el
yunque y el marcador. Cualquier movimiento vertical en estos puntos resulta en
un registro de una profundidad adicional en el medidor y, por tanto, en una
lectura de dureza falsa.
5.3
Ensayo de dureza Vickers
Este método esta indicado en la norma NMX- B- 118- 1974. En está
prueba, el instrumento utiliza un marcador piramidal de diamante de base
cuadrada con un ángulo incluido de 136° entre las caras opuestas (véase la
figura 5.1). El intervalo de carga esta generalmente entre 1 y 120 Kg.
Figura 5.1 Marcador piramidal de diamante Vickers.
El probador de dureza de Vickers (fotografía 5.2) funciona bajo el principio
de penetración, y los números de dureza se expresan en términos de carga y área
de la impresión. Como resultado de la forma del marcador, la impresión sobre la
superficie de la muestra será un cuadrado (fotografía 5.3). La longitud de la
diagonal del cuadrado es medida por medio de un microscopio equipado con un
micrómetro ocular que contiene filos móviles. La distancia entre los filos se indica
en un contador calibrado en milésimas de milímetro. Por lo general, hay tablas
para convertir la diagonal medida al número de dureza piramidal Vickers (HV) o
por medio de la fórmula:
2 Psen α
2
HV =
d2
HV =
1.854 P
d2
58
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
Donde:
P = carga aplicada en kgf
d = diagonal media de la huella, en mm.
α = ángulo entre las caras opuestas del diamante (136°)
Alcance. La norma NMX- B- 118- 1974, establece el método para
determinar la dureza de materiales metálicos, incluye la verificación de las
máquinas y de calibración de los blocks patrón de dureza.
Existen dos clases de pruebas reconocidas que son:
1) Las de verificación, investigación o de arbitraje en las cuales se requiere un alto
grado de exactitud, así mismo estas pruebas pueden ser repetitivas.
2) Las de rutina, en las cuales se permite un grado menor de exactitud.
Fotografía 5.2 Durómetro vickers Marca MITUTOYO, Modelo ABK-C1.
Fotografía 5.3 Medición de longitud de la huella Vickers
59
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
El número de HV seguido de un número subfijo que indica la duración de
aplicación de la carga cuando este último difiere del tiempo normalizado es de 10
a 15 seg.
Ejemplo 440 HV 30/20
El ejemplo nos representa que el número de HV es 440 bajo una carga de
30 KgF aplicados durante 20 seg.
La norma nos indica que estas pruebas se pueden efectuar desde 1grf
hasta 120 Kgf. En la práctica el número de HV se mantiene constante para cargas
de 5 Kgf ó mayores.
Para cargas menores el número varía dependiendo de la carga aplicada.
Las tablas de la norma indican los números de HV para cargas de prueba
de 1 Kg.
El equipo ESIME Azcapotzalco tiene un microscopio integrado, selector de
tiempo, selector de carga y dependiendo de las dimensiones de d1 y d2, la
máquina automáticamente nos indica el número de la dureza (fotografía 5.2).
5.4 Desgaste de los metales.
5.4.1
Introducción
La calidad de la mayoría de los productos de metal depende de la
condición de sus superficies y del deterioro de la superficie debido al uso. Este
deterioro es importante también en la práctica de la Ingeniería suele ser el factor
principal que limita la vida y el desempeño de las componentes de una máquina.
El desgaste se puede definir como el deterioro no intencional resultante del
empleo o del ambiente; puede considerarse esencialmente como un fenómeno de
superficie. El desgaste es una de las influencias más destructivas a que están
expuestos los metales, y la importancia de la resistencia al desgaste no necesita
ampliarse.
El desplazamiento y la separación de las partículas mecánicas de una
superficie mecánica puede producirse por contacto con: a) otro metal (desgaste
adhesivo metálico), b) un abrasivo metálico o uno no metálico (abrasión), o c)
líquidos o gases en movimiento (erosión). La erosión se acompaña generalmente
por alguna forma de corrosión. Los tipos de desgaste mencionados pueden
subdividirse en desgaste por fricción rodante o por fricción deslizante y, además,
de acuerdo a si pueden utilizarse o no la lubricación.
60
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
El desgaste que implica un solo tipo es raro, y en la mayoría de los casos
ocurren el desgaste abrasivo y el adhesivo. Cada forma de desgaste está
afectada por una variedad de condiciones, incluyendo ambiente, tipo de carga
aplicada, velocidades relativas de las piezas que se acoplan, lubricante,
temperatura, dureza, terminado de la superficie, presencia de partículas extrañas,
y composición y compatibilidad de las piezas de acoplamiento implicadas. Como
en la mayoría de las aplicaciones mecánicas el desgaste rara vez puede evitarse
por completo aun con la mejor lubricación, es práctica común utilizar un metal
duro y no relativamente suave en forma conjunta. El material más suave se
emplea (como en un cojinete) para la pieza más económica de reemplazar.
5.4.2
Mecanismo de desgaste (tipos de desgaste)
En el desgaste adhesivo, también llamado rayado, erosión, prendimiento y
ludimiento de las superficies, pequeñísimas salientes producen fricción por
interferencia mecánica, con movimiento relativo de las superficies en contacto que
incrementan la resistencia para movimiento ulterior. Si la fuerza de impulso es
suficiente para mantener el movimiento, las partículas interlazadas se deforman.
Si son de un material frágil, pueden arrancarse de lo cual se llega a la conclusión
de que la resistencia al desgaste se mejorará evitando el contacto metal a metal e
incrementando la dureza para resistir el mellado inicial, aumentando la tenacidad
para resistir la separación violenta de las partículas metálicas, e incrementando la
uniformidad de la superficie para eliminar las salientes. La figura 5.2 muestra el
daño de la superficie de una flecha de transmisión de camión. La investigación
indicó que el daño en la superficie se produjo por lubricación inadecuada, debido
a las fugas de los sellos del aceite.
Figura 5.2 Superficie de la flecha de transmisión de un camión, que muestra el daño producido por lubricación
inadecuada. (Tomada del libro de R. D. Barer y B. F. Peters, “Why Metals Fail”, Gordon and Breach Science
Publishers, New Cork, 1970).
61
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
La figura 5.3 muestra un desgaste adhesivo severo sobre la superficie de
un diente de engrane endurecido por inducción que opera bajo la aplicación de
una gran carga. La lubricación con un aceite antifriccionante ligero fue inadecuada
y dio como resultado un desgaste metal a metal.
Figura 5.3
Desgaste adhesivo sobre el engrane piñón de un tractor debido a lubricación inadecuada. (Cortesía de
D. J. Wulpi, International Harvester Company).
El desgaste abrasivo ocurre cuando partículas duras se deslizan o ruedan
bajo presión a través de una superficie, o cuando una superficie dura se frota a
través de otra.
Las partículas desgastadas por rozamiento del objeto más duro tienden a
rasguñar o acanalar al material más suave. Estas partículas duras también
pueden penetrar al metal más suave y producir la violenta separación de las
partículas metálicas. La figura 5.4 muestra el principal cojinete de un muñón de un
cigüeñal que fue dañado por aceite sucio. Las duras partículas de suciedad con
salientes agudas atravesaron la película de lubricante, cortando y rasguñando la
superficie relativamente suave del cojinete del muñón. Una solución obvia es
mejorar la eficacia del filtro de aceite.
Figura 5.4 El cojinete principal de un muñón de un cigüeñal fue dañado por partículas de suciedad que
contaminaron el lubricante. (Cortesía de D. J. Wulpi, International Harvester Company).
62
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
La facilidad con que el metal deformado puede arrancarse violentamente
depende de la tenacidad; por tanto, la dureza y la tenacidad, las mismas
propiedades que influyen en el desgaste adhesivo, también determinan el
desgaste abrasivo. De estos dos factores, la dureza es probablemente el más
importante.
5.4.3 Otras formas de desgaste
El desgaste por ludimiento aparece como resultado del movimiento
oscilatorio de dos superficies en contacto, como sucede en máquinas donde
existe vibración entre las partes. El desgaste por fatiga surge como resultado de
las cargas cíclicas; por ejemplo, en los baleros con rodillos que produce pérdida
de material al desbastarse las capas superficiales. Cuando las partículas duras
inciden sobre los sólidos, se produce desgaste por erosión, y cuando un
componente rota en un medio fluido, habrá erosión por cavitación.
5.4.4 Factores que influyen en el desgaste.
La lubricación es un factor de contribución importante para la resistencia al
desgaste, sobre todo en desgaste adhesivo. En lubricación de “película gruesa”,
una película de lubricación suficientemente gruesa elimina por completo el
contacto metálico, y el desgaste metálico se reduce a una cantidad despreciable;
sin embargo, está condición ideal y se da con más frecuencia la “lubricación
límite”. Esta es la condición de contacto metálico intermitente que ocurre cuando
la película de aceite no puede mantenerse continuamente.
En condiciones límite, la cantidad de desgaste depende de la velocidad, de
la presión, de la naturaleza de las superficies de apareamiento y de la eficacia de
la película residual de aceite; empero, en muchos casos, la lubricación no es
práctica, o no se necesita, como en el sistema de frenos.
Aunque la fusión (derretimiento) verdadera del metal ocurre sólo en casos
raros, el efecto del calor producido por desgaste seco puede reducir la resistencia
al desgaste en diversas formas. Puede revenir estructuras endurecidas, producir
cambios de fase que incrementan la dureza y la fragilidad y disminuir las
propiedades mecánicas, y acelerar las reacciones de corrosión.
El factor dominante producido por fricción en los materiales no metálicos se
cree que sea la soldadura. Los átomos de metales iguales o cristalográficamente
similares tienen fuerzas de cohesión muy intensas. Cuando dos superficies
limpias del mismo metal se tocan efectivamente entre sí, se soldarán debido a la
atracción atómica. Sí, por fricción, se aplica suficiente presión para romper a
través de cualquier material residual de separación, tal como aceite, polvo o
humedad absorbida, y las superficies están en contacto suficiente para que tenga
lugar una deformación elástica o plástica, tiene lugar el aferramiento o la
soldadura. El suavizamiento de metales por altas temperaturas incrementa la
facilidad de deformación plástica y facilita la soldadura. La adhesión puede causar
63
CAPÍTULO V ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
que el movimiento se detenga por completo o, si no se evita el movimiento
relativo, pueden arrancarse algunos pedazos de la cara opuesta. La adhesión
puede causar que el movimiento relativo, pueden arrancarse algunos pedazos de
la cara opuesta. La protuberancia resultante puede producir rasguñado, dañado y
excesivo desgaste local.
Muchos métodos pueden utilizarse para minimizar el peligro de adhesión.
Uno es emplear capas delgadas de material duro de revestimiento. La utilización
de por lo menos un metal que forme alguna clase de película de lubricación o un
revestimiento delgado, de óxido, sulfuro o fósforo estrechamente adherible suele
ser útil. El óxido de aluminio es muy efectivo para evitar la soldadura. Para piezas
que funcionan bajo presiones tan altas que la deformación elástica permite
contacto íntimo, el mejor método preventivo es el lubricante que combine con la
superficie del metal a fin de formar un producto de “corrosión” de suficiente
resistencia para mantener las superficies separadas. El uso de materiales de
límite elástico alto minimizará la adherencia debido al contacto íntimo producido
por deformación plástica.
El impacto es un factor en el desgaste, ya que la carga aplicada
repentinamente puede producir flujo plástico y un cambio en forma. Un diseño
adecuado debe proporcionar una resistencia a la cedencia compresiva en la
superficie, superior al esfuerzo comprensivo producido por las cargas aplicadas
con impacto y suficiente soporte, de manera que no ocurra flujo subsuperficial.
La falla por fatiga se incluye en un estudio de desgaste, ya que es una
deterioración gradual debida al uso. Un diseño adecuado para eliminar las
concentraciones de esfuerzos en muescas y ángulos agudos incrementará la
resistencia a la fatiga. Como las fallas por fatigas se deben siempre a esfuerzos
de tensión, un esfuerzo residual comprensivo en la superficie proporcionará
protección adicional. Esto puede llevarse a cabo por endurecimiento superficial
como carburación y por picamiento con un chorro de perdigones.
64
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
CAPÍTULO VI
DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
El este capítulo se llevara a cabo el desarrollo experimental del proceso de
cementación sólida y los resultados de las pruebas realizadas, incluyendo el
análisis metalográfico del acero SAE 1018 y SAE 8620 en estado de recocido que
fueron sometidos a éste proceso, así como los resultados del ensayo de dureza,
desgaste y las conclusiones de esta investigación.
6.1
6.1.1
Desarrollo experimental.
Equipo empleado.
El equipo, accesorios y material empleado en el desarrollo de la experimentación
se enlista a continuación:
a) Maquinado.
Torno universal Marca OLYMPIC-140, Modelo OL SAIMCA-BAIN.
b) Dureza de Material.
Durómetro Rockwell Marca OTTO Wolpert, capacidad de 0 – 250 Kg
Durómetro vickers Marca MITUTOYO, Modelo ABK-C1.
c) Tratamiento Térmico.
Horno eléctrico Marca POLYMEX, Modelo 22-7-2, Potencia 8 KW, 2 fases, 36
Amp., Temperatura máxima 1200°C.
d) Análisis metalográfico.
Cortadora de disco abrasivo, Desbastadora de banda, Lijadora, Pulidora de
2 velocidades, todas de marca Buehler.
Microscopio óptico Marca OLYMPUS, Modelo PMG-3,
Microscopio Electrónico de Barrido
Marca Joel Modelo JSM-6300 SCANING (INGENIERÍA METALÚRGICA, ESIQIE
IPN).
e) Ensayo de Abrasión.
Máquina de ensaye de Abrasión: Alfred J. Amsler y Cia.
Schaffhausan/Suiza Motor Eléctrico Brown Boveri 2760/1410 1.4 HP Tipo:
Mc22-4ª, 220 volts, 4.3 amp., 50 Hertz.
f) Material Empleado.
Acero SAE 1018 y SAE 8620
65
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
6.1.2
Análisis químicos de los aceros empleados en el tratamiento de
cementación.
Los análisis químicos de los aceros SAE 1018 y SAE 8620 son
proporcionados por el fabricante ACEROS FORTUNA, el cual los recomienda
como aceros para cementación. En la tabla 6.1, podemos ver estos análisis, es
decir, nos indica la composición química de cada uno de los aceros.
Tabla 6.1 Análisis químico de los aceros SAE 1018 y 8620
Análisis Químico (%) SAE 1018 SAE 8620
Carbono (C)
0,15
0,20
Manganeso (Mn)
0,40
0,80
Silicio (Si)
0,25
0,25
Níquel (Ni)
0,60
Cromo (Cr)
0,50
Molibdeno (Mo)
0,20
Azufre (S)
0,035
0,03 máximo
Fósforo (P)
0,035
0,03 máximo
6.1.3
Metodología experimental.
1) Los ensayos que se realizan tendrán las siguientes características.
Temperatura de cementación: 920° C.
Medio de temple: Agua a 24°C
Tabla 6.2 Parámetros de control, para realizar el proceso de investigación.
ENSAYO
No.
1
2
3
4
5
6
TIPO DE
ACERO SAE
1018
8620
1018
8620
1018
8620
TIEMPO DE CEMENTACIÓN
HORAS
2
2
4
4
6
6
2) Se fabrican 6 probetas de cada acero para realizar los ensayos, con las
siguientes dimensiones: 15 mm de diámetro interior, 10 mm de ancho o pista y 50
mm de diámetro exterior.
3) Al mismo tiempo se fabrican 2 testigos de cada acero, para colocarlos en los
procesos de cementación y medir posteriormente el espesor de la capa
cementada en función del tiempo, los elementos de aleación y temperatura.
66
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
4) Se preparan 500 gramos de mezcla cementante que está compuesta de
carbón vegetal pulverizado y 10 % de carbonato de sodio (NaCO3) como
catalizador, está mezcla se denominada CARÓN (5).
5) Se vierte la mezcla denominada Carón a la caja de acero inoxidable (6),
colocando una cama de 1.5 cm de espesor, posteriormente se coloca una fila de
piezas de acero SAE 1018 y SAE 8620 (4) separadas entre sí unos 15-20 mm,
sobre la primera fila de piezas se echa otra capa de agente cementante que se
apisona ligeramente; sobre ésta se coloca la fila siguiente de piezas, de nuevo se
echa una capa de carburante, así sucesivamente se llena la caja hasta arriba y se
introducen los testigos (3) del acero correspondiente
6) Después de empaquetar las piezas, las piezas se cierran con la tapa (2) y se
sellan herméticamente con material refractario (1) para que no circule oxígeno.
Figura 6.1 Esquema del empaquetado de piezas para cementación
7) La caja se introduce al horno (fotografía 6.1), cuando tenga una temperatura
de 600° C, para evitar el choque térmico a temperatura máxima.
Fotografía 6.1 Aquí se muestra la caja empaquetada que ha sido cargada en el horno a una temperatura de 600°C.
8)
Cuando llegue a temperatura máxima (920°C) se empieza a cronometrar el
tiempo de cementación, está operación se realiza para los 3 ensayos, ver
fotografía 6.2.
67
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Fotografía 6.2 Caja empaquetada a 920°C
9)
Transcurrido el tiempo de cementación se apaga el horno y se deja enfriar.
10) A continuación se limpian las probetas y se marcan para evitar confusión,
así mismo los testigos se preparan para análisis metalográfico.
11)
Una vez que las probetas fueron cementadas, se realiza el temple
correspondiente a 860°C, tiempo de calentamiento 1 hora, medio de temple agua
a temperatura ambiente.
12)
Se toman durezas de temple y posteriormente se revienen a 180°C,
durante 40 minutos, para ajustar dureza y eliminar tensiones internas, se registran
durezas de temple y revenido. Los ensayos de dureza se realizan según lo
mencionado en el Capítulo V.
6.2 Análisis metalográfico en microscopio óptico.
A continuación se muestra el análisis metalográfico realizado con
microscopio óptico de las probetas cementadas en acero SAE 1018 y 8620.
a)
b)
Fotografía 6.3 Acero SAE 1018 tiempo de cementación 2 horas, 300X.
a) La estructura de la capa cementada esta formada por cementita libre en los límites de grano en una matriz
perlítica; b) Así mismo en el núcleo de la probeta formación de granos de perlita en una matriz de ferrita.
68
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
a)
b)
Fotografía 6.4 Acero SAE 1018 tiempo de cementación 4 horas 300X.
a) En la microfotografía muestra en los límites de grano cementita libre en matriz perlítica; b) Se observan grupos
de granos de perlita fina, en una matriz ferrítica.
a)
b)
Fotografía 6.5 Acero SAE 1018 tiempo de cementación 6 horas, 300X.
a) Formación de carburo (cementita) en los límites de grano, en matriz perlítica; b) Así también observamos un
crecimiento de granos de perlita con una distribución más homogénea en una matriz de ferrita, en el centro de la
probeta
a)
b)
Fotografía 6.6 Acero SAE 8620 tiempo de cementación 2 horas, 300X.
a) La capa de cementación se observa más compacta con carburos en los límites de grano de perlita y con
formación de perlita granular; b) En el centro de la probeta, se observa una distribución de perlita más
homogénea y tamaño de grano uniforme en una matriz de ferrita, debido a la presencia de elementos de aleación
(Cr, Ni, Mo).
69
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
a)
b)
Fotografía 6.7 Acero SAE 8620 tiempo de cementación 4 horas, 300X.
a) Cerca de la orilla de la probeta se observa una estructura de perlita granular, puntos blancos formación de
carburos, así mismo una perlita muy compacta; b) Tenemos una perlita de tamaño de grano pequeño y
observamos como la ferrita presenta una apariencia punteada.
a)
b)
Fotografía 6.8 Acero SAE 8620 tiempo de cementación 6 horas, 300X.
a) Presenta una estructura perlítica compacta, así mismo observamos carburos en los límites de grano, también
apreciamos una estructura granular de perlita; b) En esta probeta visualizamos una perlita acicular, en una
matriz ferrítica, la perlita se encuentra más compacta. .
6.3 Análisis metalográfico en microscopio electrónico (medición de
profundidad de la capa cementada).
a) 50X
b) 2000X
Fotografía 6.9 Acero SAE 1018 tiempo de cementación 2 horas.
a) Profundidad de capa cementada de aproximadamente de 1.1 mm; b) Formación de perlita fina (zona obscura)
y perlita laminar gruesa, cementita libre ocluida en los límites de gano de perlita, microfotografía en capa
cementada.
70
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
a) 50X
b) 2000X
Fotografía 6.10 Acero SAE 1018 tiempo de cementación 4 horas.
a) Profundidad de capa cementada de aproximadamente de 1.7 mm; b) Formación de perlita fina y estructura
laminar gruesa y cementita libre ocluida en límites de grano entre la perlita, microfotografía en capa cementada.
a) 15X
b) 2000X
Fotografía 6.11 Acero SAE 1018 Tiempo de cementación 6 horas.
a) Profundidad de capa cementada de aproximadamente de 2.0 mm; b) Formación de perlita laminar gruesa, con
tamaño de grano grande y oclusión de cementita libre en los límites de grano de perlita, microfotografía en capa
cementada.
a) 2000X
b) 2000X
Fotografía 6.12 Acero SAE 1018 Tiempo de cementación 6 horas.
a) Microfotografía del centro de la pieza formada por granos de perlita fina en matriz ferrítica; b) Microfotografía
superficial formada por granos de perlita fina y gruesa, línea de cementita libre ocluida en límites de granos de
perlita.
71
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
a) 50X
b) 2000X
Fotografía 6.13 Acero SAE 8620 tiempo de cementación 2 horas.
a) Profundidad de capa cementada de aproximadamente de 1.2 mm; b) Formación de perlita fina (zona obscura)
y carburos formados en los límites de grano, perlita laminar gruesa, microfotografía en capa cementada.
a) 30X
b) 2000X
Fotografía 6.14 Acero SAE 8620 tiempo de cementación 4 horas.
a) Profundidad de capa cementada de aproximadamente de 2.0 mm; b) Formación de granos de perlita fina, así
como granos de perlita gruesa compacta, también observamos líneas de carburos en los límites de grano de la
perlita, microfotografía en capa cementada.
a) 50X
b) 2000X
Fotografía 6.15 Acero SAE 8620 tiempo de cementación 6 horas.
a) Profundidad de capa cementada de aproximadamente de 2.5 mm; b) Formación de carburos (Cr, Mo), en los
límites de grano de la perlita y el Ni se encuentra disuelto en la ferrita.
72
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
6.4 Ensayos de dureza
A continuación, se muestran las tablas con los datos de dureza obtenidos
en los aceros recocidos y los valores de durezas obtenidos en la capa cementada
después de templarlos en agua y revenido.
Tabla 6.3 Material recocido, dureza Rockwell B.
Tipo
de
acero
Estado de
material
DUREZA
PROM
DUREZAS DE RECOCIDO
1018 Recocido
8620 Recocido
89
94
92
95
94
93
a) 100X
88
95
94
95
92
94
b) 100X
Fotografía 6.16 Estructura típica de un acero 1018 y 8620 a) Estructura típica de un acero 1018
recocido formada por granos de perlita aislados en una matriz ferrifica; b) Estructura típica de un acero
8620 recocido formada por granos de perlita con una distribución homogénea por efecto de los elementos
de aleación en una matriz ferrifica.
Dureza Rockwell B
Durezas de recocido
96
95
94
93
92
91
90
89
88
87
SAE 1018
SAE 8620
0
2
4
6
No. de lecturas
Figura 6.2
Comportamiento de dureza en recocido.
73
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Análisis. En los valores obtenidos en el acero 1018, tenemos un rango de
6 números, lo que muestra que su dureza es muy irregular, en cambio el acero
8620 sus valores son más homogéneos, por la adición de elementos de aleación,
como el cromo, níquel y molibdeno.
Tabla 6.4 Durezas vickers obtenidas en la capa cementada, aplicando una carga de10 Kg
penetrador de diamante piramidal de base cuadrada. Tiempo de cementación 2 horas
TIPO
DE
MATERIAL
MEDIO
DE
TEMPLE
1018
agua
716
720
723
720
723
721
686
675
680
682
679
680
8620
agua
726
726
726
726
726
726
694
692
694
692
693
693
HV
(Templado)
DUREZA
PROM
HV
(Revenido)
DUREZA
PROM
Durezas de temple
728
Dureza Vickers
726
724
722
SAE 1018
720
SAE 8620
718
716
714
0
2
4
6
No. de lecturas
Figura 6.3
Comportamiento del cambio de dureza en temple para una cementación en un tiempo de 2 horas.
Durezas de revenido
Dureza Vickers
695
690
685
SAE 1018
680
SAE 8620
675
670
0
2
4
6
No. de lecturas
Figura 6.4
Comportamiento del cambio de dureza en revenido para una cementación en un tiempo de 2 horas.
74
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Análisis. Las durezas de temple y revenido para un acero 1018 no son
uniformes, ya que los elementos que lo distinguen son los básicos carbono,
manganeso, silicio, fósforo y azufre, los cuales no tienen un efecto estabilizador
en sus propiedades. En el acero 8620 los elementos que estabilizan sus
propiedades son el cromo, níquel y molibdeno dando por consecuencia una
homogeneidad en su dureza.
Tabla 6.5 Durezas vickers obtenidas en la capa cementada, aplicando una carga de 10 Kg
penetrador de diamante piramidal de base cuadrada. Tiempo de cementación 4 horas
HV
(Revenido)
TIPO
DE
MATERIAL
MEDIO
DE
TEMPLE
1018
agua
738
734
732
734
732
734
686
702
699
690
688
693
8620
agua
766
765
768
766
765
766
750
746
746
750
748
748
HV
(Templado)
VALOR
PROM
VALOR
PROM
Durezas de temple
770
Dureza Vickers
765
760
755
SAE 1018
750
SAE 8620
745
740
735
730
0
2
4
6
No. de lecturas
Figura 6.5
Comportamiento del cambio de dureza en temple para una cementación en un tiempo de 4 horas.
75
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Durezas de revenido
760
Dureza Vickers
750
740
730
SAE 1018
720
SAE 8620
710
700
690
680
0
2
4
6
No. de lecturas
Figura 6.6
Comportamiento del cambio de dureza en revenido para una cementación en un tiempo de 4 horas.
Análisis. La dureza obtenida del temple en esta prueba, es mayor debido
al incremento de la capa cementada, en el caso del revenido para el acero 1018
se homogenizaron los valores de dureza. Los valores del acero 8620 en temple,
son valores altos y uniformes, en el revenido mantienen su uniformidad lo cual
genera una buena resistencia al desgaste.
Tabla 6.6 Durezas vickers obtenidas en la capa cementada, aplicando una carga de 10 Kg
penetrador de diamante piramidal de base cuadrada. Tiempo de cementación 6 horas
HV
(Revenido)
TIPO
DE
MATERIAL
MEDIO
DE
TEMPLE
1018
agua
754
765
758
765
759
760
715
710
708
710
704
708
8620
agua
790
792
790
791
792
791
746
750
748
750
746
748
HV
(Templado)
VALOR
PROM
VALOR
PROM
Dureza Vickers
Durezas de temple
795
790
785
780
775
770
765
760
755
750
SAE 1018
SAE 8620
0
2
4
6
No. de lecturas
Figura 6.7
Comportamiento del cambio de dureza en temple para una cementación en un tiempo de 6 horas.
76
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Durezas de revenido
Dureza Vickers
760
750
740
SAE 1018
730
SAE 8620
720
710
700
0
2
4
6
No. de lecturas
Figura 6.8 Comportamiento del cambio de dureza en revenido para una cementación en un tiempo de 6 horas.
Análisis. La diferencia de valores de dureza del temple con respecto al
revenido, es por el efecto de la temperatura a que fueron expuestas, ya que lo
que requerimos es máxima tenacidad en la pieza, en el caso del acero al carbono,
bajo demasiado la dureza porque no hay elementos de aleación que estabilicen
su estructura. En el caso particular del acero 8620, los elementos de aleación
tienden aumentar la templabilidad y tenacidad del acero, es por eso que las
durezas presentan mayor homogeneidad en las mediciones.
6.5
Ensayo de abrasión.
1) Se realizan las pruebas de desgaste en la máquina tribólogica, con un
empuje de 50 Kg.
2) Las pruebas de desgaste se realizan en seco (metal con metal), en
húmedo (aceite) y abrasivo (arena), con un tiempo de exposición de 15 minutos
cada una, con las siguientes características.
3) Ajuste y preparación de la máquina.
3.1 Seleccionar la escala de torque.
3.2 Fijar la carga de empuje radial de 50 Kg.
3.3 Montaje del integrador y la barra en el plato angular.
3.4 Colocar una hoja en el tambor graficador.
3.5 Colocar los contrapesas en el péndulo del dinamómetro..
3.6 Montaje de la probeta abrasiva en la flecha primaria (flecha de motor)
y probeta sensible en flecha secundaria (tren de engranes).
3.7 Registro de valores: CC1 (Cuenta ciclos), CC2 (Integrador), Torque y
tiempo. CC1 Cuenta ciclos, eje principal. CC2 Integrador, es el que integra el
trabajo de la probeta sensible y abrasiva. Empuje radial 50 Kg.
77
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
3.8 Medir diámetro inicial y final al término de la operación, por medio de
la siguiente formula.
D1 =
41.3 xL
= (mm )
100
Donde:
L = Lectura del integrador.
41.3 =Diámetro del volante del integrador.
3.9 Velocidad empleada 1410 RPM.
4) Arena pómez como partícula abrasiva.
5) Aceite SAE 40, como agente lubricador.
6) Cronómetro para medir tiempo de cada ensaye.
7) Probeta patrón abrasiva fabricada de acero SAE D-2.
Tabla 6.7
Análisis químico del acero de la probeta abrasiva.
ANÁLISIS QUÍMICO DEL ACERO D-2.
Carbono
1.5%
Silicio
0.38%
Manganeso
0.25%
Azufre
0.03% máximo
Fósforo
0.03% máximo
Cromo
12.0%
Vanadio
0.8%
Molibdeno
0.8%
Dureza de recocido 98 RB
Dureza de material templado al aire 62 RC.
8) Calcular el % de desgaste mediante la siguiente formula:
% de desgaste =
Peso inicial - Peso final
(100)
Peso inicial
78
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
6.5.1 Resultados de la prueba de desgaste en condiciones secas, húmedas
y abrasivas.
Tabla 6.8 TABLA DE DESGASTE EN UN ACERO 1018 (2 Horas de cementación).
PROBETA
TIEMPO DE
CEMENTAR
ESPESOR
DE CAPA
mm
PESO
INICIAL
gr.
PESO
FINAL
gr.
MEDIO
DE
TEMPLE
EMPUJE
Kg
1
2 HORAS
1.1
134.4771
131.5323
AGUA
50
Tabla 6.9 DESGASTE EN SECO EN UN ACERO 1018 (2 Horas de cementación).
OPERACIÓN
No.
TIEMPO
min.
1
0
0
0
15
2
3
70
7
20
3
6
139
12
25
4
9
209
22
45
5
12
279
30
55
6
15
350
45
55
CC1
Torque
(Kg-cm)
CC2
Tabla 6.10 DESGASTE EN ACEITE EN UN ACERO 1018 (2 Horas de cementación).
OPERACIÓN
No.
TIEMPO
min.
1
0
0
0
10
2
3
70
6
10
3
6
140
13
10
4
9
209
24
10
5
12
278
35
10
6
15
348
42
10
CC1
Torque
(Kg-cm)
CC2
Tabla 6.11 DESGASTE EN ARENA EN UN ACERO 1018 (2 Horas de cementación).
OPERACIÓN
No.
TIEMPO
min.
CC1
CC2
Torque
(Kg-cm)
1
0
0
0
20
2
3
70
23
55
3
6
140
44
50
4
9
210
65
60
5
12
280
88
60
6
15
349
111
60
79
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
380
360
340
320
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
CC1
CC2
SECO
ACEITE
ARENA
15 20 25 45 55 55 10 10 10 10 10 10 20 55 50 60 60 60
Torque (Kg-cm )
Figura 6.9 Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero 1018 (2 horas de cementado)
70
Torque (Kg-cm)
60
50
Seco
40
Aceite
30
Arena
20
10
0
0
5
10
15
20
Tiempo (min.)
Figura 6.10
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la prueba de desgaste para el acero1018 con 2
horas de cementado, bajo diferentes condiciones.
80
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
La fricción generada entre las superficies de contacto en seco, hace que
el desgaste sea severo, provocando una superficie rugosa, al mismo tiempo se da
este comportamiento por las durezas tan irregulares que se obtuvieron en la
superficie de el acero al carbono 1018.
La prueba en aceite muestra que el lubricante hace un efecto formando
una película entre las dos probetas, evitando por completo la fricción o desgaste.
En el ensayo abrasivo la superficie de la probeta se empieza a desgastar
debido a la fricción y a la dilatación que sufre por el calentamiento, provocando
una superficie rugosa.
Calculo de la tasa de desgaste para el acero 1018, sometido a dos horas
de cementación.
φi =
120.89 × 41.3
= 4.9927 mm
100
% de desgaste =
φf =
119.99 × 41.3
= 4.9555mm
100
134.4771 - 131.5323
(100) = 2.18%
134.4771
De acuerdo con la tabla 6.8, el desgaste para el acero 1018 sometido a 2
horas de cementación, es de 2.18%, lo cual representa una pérdida de peso de
2.94 gr. en la pieza después de haber sido sometida a la pruebas de desgaste en
seco, aceite y arena, en donde la distribución de pesos para cada prueba y la tasa
de desgaste las obtenemos de la gráfica mostrada en la figura 6.10, midiendo la
longitud de cada una de la líneas obtenidas al graficar los datos del ensayo en
seco, aceite y arena (tablas 6.9, 6.10 y 6.11).
Longitud Total = Lseco + Laceite + Larena = 62+51+71=184mm
71mm
(100) = 38.59% ⇒
184mm
62mm
(100) = 33.70% ⇒
% en Seco =
184mm
51mm
(100) = 27.72% ⇒
% en Aceite =
184mm
% en Arena =
0.3859(2.94gr) = 1.13gr
0.3370(2.94gr) = 0.99gr
0.2772(2.94gr) = 0.82gr
TASAS DE DESGASTE
1.13gr
= 0.753 gr
min
15 min
0.99gr
En Seco =
= 0.066 gr
min
15 min
0.82gr
En Aceite =
= 0.055 gr
min
15min
En Arena =
81
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Tabla 6.12
TABLA DE DESGASTE EN UN ACERO 1018 (4 Horas de cementación).
PROBETA
No.
TIEMPO DE
CEMENTAR
ESPESOR
DE CAPA
mm
PESO
INICIAL
gr.
PESO
FINAL
gr.
MEDIO
DE
TEMPLE
EMPUJE
Kg
2
4 HORAS
1.7
135.3747
134.9829
AGUA
50
Tabla 6.13 DESGASTE EN SECO EN UN ACERO 1018 (4 Horas de cementación)
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.14
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.15
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
68
138
208
277
347
0
6
13
19
24
31
Torque
(Kg-cm)
15
15
15
15
15
15
DESGASTE EN ACEITE EN UN ACERO 1018 (4 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
74
139
210
278
349
0
6
11
15
20
26
Torque
(Kg-cm)
10
10
10
10
10
10
DESGASTE EN ARENA EN UN ACERO 1018 (4 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
72
141
211
280
349
0
20
45
69
94
116
Torque
(Kg-cm)
10
50
60
60
55
60
82
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
380
360
340
320
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
CC1
CC2
SECO
ACEITE
ARENA
15 15 15 15 15 15 10 10 10 10 10 10 10 50 60 60 55 60
Torque (Kg-cm )
Figura 6.11
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero 1018 (4 horas de cementado)
70
Torque (kg-cm)
60
50
Seco
40
Aceite
30
Arena
20
10
0
0
5
10
15
20
Tiempo (min.)
Figura 6.12
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la prueba de desgaste para el acero 1018 con
4 horas de cementado, bajo diferentes condiciones.
83
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Los resultados obtenidos en estos gráficos de metal con metal, se dan por
la formación de una capa dura, lo que hace que disminuya la fricción entre las
superficies de las probetas y el desgaste sea mínimo.
La acción del lubricante hace efecto formando una película entre las dos
superficie de las probetas, evitando por completo la fricción o desgaste, en este
caso el lubricante también sirve como refrigerante y elimina el posible
calentamiento por fricción.
El efecto que genera el abrasivo hace que entre la superficie de las
probetas se presente una fuerza de agarre con las partículas que están
friccionando, así mismo el fenómeno de la fricción provoca una dilatación que al
mismo tiempo generan una presión de contacto mayor.
Calculo de la tasa de desgaste para el acero 1018, sometido a 4 horas de
cementación.
φi =
120.66 X 41.3
= 4.9836 mm
100
φf =
% de desgaste =
120.55 × 41.3
= 4.9787 mm
100
135.3747 - 134.9829
(100) = 0.28%
135.3747
De acuerdo con la tabla 6.12, el desgaste para el acero 1018 sometido a 4
horas de cementación, es de 0.28%, lo cual representa una pérdida de peso de
0.39 gr. en la pieza después de haber sido sometida a la pruebas de desgaste en
seco, aceite y arena, en donde la distribución de pesos para cada prueba y la tasa
de desgaste las obtenemos de la gráfica mostrada en la figura 6.12, midiendo la
longitud de cada una de la líneas obtenidas al graficar los datos del ensayo en
seco, aceite y arena (tablas 6.13, 6.14 y 6.15).
Longitud Total = Lseco + Laceite + Larena = 51+51+75=177mm
75mm
(100) = 42.37% ⇒
177mm
51mm
(100) = 28.81% ⇒
% en Seco =
177mm
51mm
(100) = 28.81% ⇒
% en Aceite =
177mm
% en Arena =
0.4237(0.39gr) = 0.17gr
0.2881(0.39gr) = 0.11gr
0.2881(0.39gr) = 0.11gr
TASAS DE DESGASTE
0.17gr
= 0.011gr
min
15 min
0.11gr
= 0.007 gr
En Seco =
min
15 min
0.11gr
= 0.007 gr
En Aceite =
min
15min
En Arena =
84
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Tabla 6.16
TABLA DE DESGASTE EN UN ACERO 1018 (6 Horas de cementación).
PROBETA
No.
TIEMPO DE
CEMENTAR
ESPESOR
DE CAPA
mm
PESO
INICIAL
gr.
PESO
FINAL
gr.
MEDIO
DE
TEMPLE
EMPUJE
Kg
3
6 HORAS
2.0
133.4213
131.9213
AGUA
50
Tabla 6.17
DESGASTE EN SECO EN UN ACERO 1018 (6 Horas de cementación)
OPERACIÓN
No.
TIEMPO
min.
CC1
CC2
Torque
(Kg-cm)
1
2
3
4
5
6
0
3
6
9
12
0
70
140
209
278
0
8
17
31
52
15
15
15
15
20
15
348
77
45
Tabla 6.18
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.19
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
DESGASTE EN ACEITE EN UN ACERO 1018 (6 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
71
141
219
281
349
0
7
12
17
22
27
Torque
(Kg-cm)
15
10
10
10
10
10
DESGASTE EN ARENA EN UN ACERO 1018 (6 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
69
138
208
277
347
0
17
39
59
82
104
Torque
(Kg-cm)
10
55
55
55
55
55
85
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
CC1
CC2
380
360
340
320
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
SECO
ACEITE
ARENA
15 15 15 15 20 45 15 10 10 10 10 10 10 55 55 55 55 55
Torque (Kg-cm )
Figura 6.13 Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero 1018 (6 horas de cementado)
60
Torque (kg-cm)
50
40
Seco
30
Aceite
Arena
20
10
0
0
5
10
15
20
Tiempo (min.)
Figura 6.14
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la prueba de desgaste para el acero 1018 con
6 horas de cementado, bajo diferentes condiciones.
86
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
El fenómeno de desgaste en seco metal con metal, se da por el calor
generado por la fricción en el contacto de las superficies, lo cual provoca una
dilatación que hace que haya más presión en las superficies, que al final se
manifiesta en un mayor desgaste.
La fricción se ve reducida por la película de aceite que se forma, evitando
el contacto metal con metal y el desgaste se reduce al mínimo.
El ensayo abrasivo con arena tiene la particularidad de manifestar una
fricción bastante marcada, en la cual las superficies de contacto trituran las
partículas de arena provocando una fuerza mayor de arrastre y generando una
dilatación del material.
Calculo de la tasa de desgaste para el acero 1018, sometido a 6 horas de
cementación.
φi =
120.04 × 41.3
= 4.9576mm
100
% de desgaste =
φf =
119.57 × 41.3
= 4.9382mm
100
133.4213 - 131.9213
(100) = 1.12%
133.4213
De acuerdo con la tabla 6.16, el desgaste para el acero 1018 sometido a 6
horas de cementación, es de 1.12%, lo cual representa una pérdida de peso de
1.50 gr. en la pieza después de haber sido sometida a la pruebas de desgaste en
seco, aceite y arena, en donde la distribución de pesos para cada prueba y la tasa
de desgaste las obtenemos de la gráfica mostrada en la figura 6.14, midiendo la
longitud de cada una de la líneas obtenidas al graficar los datos del ensayo en
seco, aceite y arena (tablas 6.17, 6.18 y 6.19).
Longitud Total = Lseco + Laceite + Larena = 62+52+78=192mm
78mm
(100) = 40.63% ⇒
192mm
62mm
(100) = 32.29% ⇒
% en Seco =
192mm
52mm
(100) = 27.08% ⇒
% en Aceite =
192mm
% en Arena =
0.4063(1.50gr) = 0.61gr
0.3229(1.50gr) = 0.48gr
0.2708(1.50gr) = 0.41gr
TASAS DE DESGASTE
0.61gr
= 0.041gr
min
15 min
0.48gr
= 0.032 gr
En Seco =
min
15 min
0.41gr
En Aceite =
= 0.027 gr
min
15min
En Arena =
87
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Tabla 6.20 TABLA DE DESGASTE EN UN ACERO 8620 (2 Horas de cementación).
PROBETA
TIEMPO DE
CEMENTAR
ESPESOR
DE CAPA
mm
PESO
INICIAL
gr.
PESO
FINAL
gr.
MEDIO
DE
TEMPLE
4
2 HORAS
1.2
133.1081
132.6797
AGUA
Tabla 6.21
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.22
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.23
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
EMPUJE
kg
50
DESGASTE EN SECO EN UN ACERO 8620 (2 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
70
139
207
277
346
0
6
12
18
24
30
Torque
(Kg-cm)
15
15
15
15
15
15
DESGASTE EN ACEITE EN UN ACERO 8620 (2 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
70
140
210
280
350
0
5
8
12
17
21
Torque
(Kg-cm)
10
10
10
10
10
10
DESGASTE EN ARENA EN UN ACERO 8620 (2 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
72
143
210
279
355
0
19
29
59
81
104
Torque
(Kg-cm)
20
45
50
55
55
60
88
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
380
360
340
320
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
CC1
CC2
SECO
ACEITE
ARENA
15 15 15 15 15 15 10 10 10 10 10 10 20 45 50 55 55 60
Torque (Kg-cm)
Figura 6.15
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero 8620 (2 horas de cementado)
70
Torque (Kg-cm)
60
50
Seco
40
Aceite
30
Arena
20
10
0
0
5
10
15
20
Tiempo (min.)
Figura 6.16
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la prueba de desgaste para el acero 8620 con
2 horas de cementado, bajo diferentes condiciones.
89
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
El desgaste metal con metal que genera la fuerza aplicada sobre la
superficie de la probeta, se ve nulificada por las características de dureza
homogénea en la capa cementada por los carburos aleados que presenta un
tamaño de grano promedio de perlita del número 5 ASTM (anexo 1).
La acción del lubricante hace un efecto formando una película entre las
dos superficie de las probetas, evitando por completo la fricción o desgaste, en
este caso el lubricante también sirve como refrigerante y elimina el posible
calentamiento por fricción.
El efecto que produce la arena como agente abrasivo, va en aumento
provocado por el agarre y la presión que ejercen las partículas abrasivas sobre la
superficie logrando que haya una dilatación en el material, lo cual incrementa la
fuerza y se produce una superficie áspera por el desgaste.
Calculo de la tasa de desgaste para el acero 8620, sometido a dos horas
de cementación.
φi =
120.59 × 41.3
= 4.9803mm
100
% de desgaste =
φf =
120.13 × 41.3
= 4.9613mm
100
133.1081 - 132.6797
(100) = 0.32%
133.1081
De acuerdo con la tabla 6.20, el desgaste para el acero 8620 sometido a 2
horas de cementación, es de 0.32%, lo cual representa una pérdida de peso de
0.42 gr. en la pieza después de haber sido sometida a la pruebas de desgaste en
seco, aceite y arena, en donde la distribución de pesos para cada prueba y la tasa
de desgaste las obtenemos de la gráfica mostrada en la figura 6.16, midiendo la
longitud de cada una de la líneas obtenidas al graficar los datos del ensayo en
seco, aceite y arena (tablas 6.21, 6.22 y 6.23).
Longitud Total = Lseco + Laceite + Larena = 51+51+64=166mm
64mm
(100) = 38.55% ⇒
166mm
51mm
(100) = 30.72% ⇒
% en Seco =
166mm
51mm
(100) = 30.72% ⇒
% en Aceite =
166mm
% en Arena =
0.3855(0.42gr) = 0.16gr
0.3072(0.42gr) = 0.13gr
0.3072(0.42gr) = 0.13gr
TASAS DE DESGASTE
0.16gr
= 0.011gr
min
15 min
0.13gr
En Seco =
= 0.008 gr
min
15 min
0.13gr
En Aceite =
= 0.008 gr
min
15min
En Arena =
90
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Tabla 6.24 TABLA DE DESGASTE EN UN ACERO 8620 (4 Horas de cementación).
PROBETA
TIEMPO DE
CEMENTAR
ESPESOR
DE CAPA
mm
PESO
INICIAL
gr.
PESO
FINAL
gr.
MEDIO
DE
TEMPLE
EMPUJE
Kg
5
4 HORAS
2.0
134.1254
133.7215
AGUA
50
Tabla 6.25 DESGASTE EN SECO EN UN ACERO 8620 (4 Horas de cementación).
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
70
140
210
279
348
0
7
15
24
34
52
Torque
(Kg-cm)
15
15
20
20
25
25
Tabla 6.26 DESGASTE EN ACEITE EN UN ACERO 8620 (4 Horas de cementación).
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.27
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
70
140
209
279
349
0
5
11
15
21
27
Torque
(Kg-cm)
15
10
10
10
10
10
DESGASTE EN ARENA EN UN ACERO 8620 (4 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
70
139
209
278
349
16
37
59
78
93
Torque
(Kg-cm)
20
45
45
55
50
30
91
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
CC1
CC2
380
360
340
320
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
SECO
ACEITE
ARENA
15 15 20 20 25 25 15 10 10 10 10 10 20 45 45 55 50 30
Torque (Kg-cm )
Figura 6.17 Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero 8620 (4 horas de cementado)
60
Torque (Kg-cm)
50
40
Seco
30
Aceite
Arena
20
10
0
0
5
10
15
20
Tiempo (min.)
Figura 6.18
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la prueba de desgaste para el acero 8620 con
4 horas de cementado, bajo diferentes condiciones.
92
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
La formación de carburos en la capa cementada provoca que el desgaste
no se desarrolle y se mantenga casi constante, el contacto metal con metal no
provoca una fricción severa por la dureza superficial de las probeta, que evita que
haya desgaste.
El torque que se manifiesta al principio va disminuyendo, provocado por la
formación de la película de aceite que se forma entre las superficies de contacto
de las probetas.
La resistencia superficial de la probeta y la dureza de la misma provoca
que no se desarrolle un desgaste prematuro en la superficie de la probeta, en el
espacio intermedio presenta un desgaste, lo cual hace que la superficie presente
cierta huella de desgaste.
Calculo de la tasa de desgaste para el acero 8620, sometido a 4 horas de
cementación.
φi =
120.46 × 41.3
= 4.9749mm
100
% de desgaste =
φf =
119.42 × 41.3
= 4.9361mm
100
134.1254 - 133.7215
(100) = 0.30%
134.1254
De acuerdo con la tabla 6.24, el desgaste para el acero 8620 sometido a 4
horas de cementación, es de 0.30%, lo cual representa una pérdida de peso de
0.40 gr. en la pieza después de haber sido sometida a la pruebas de desgaste en
seco, aceite y arena, en donde la distribución de pesos para cada prueba y la tasa
de desgaste las obtenemos de la gráfica mostrada en la figura 6.18, midiendo la
longitud de cada una de la líneas obtenidas al graficar los datos del ensayo en
seco, aceite y arena (tablas 6.25, 6.26 y 6.27).
Longitud Total = Lseco + Laceite + Larena = 54+52+77=183mm
77mm
(100) = 42.08% ⇒
183mm
54mm
(100) = 29.51% ⇒
% en Seco =
183mm
52mm
(100) = 28.41% ⇒
% en Aceite =
183mm
% en Arena =
0.4208(0.40gr) = 0.17gr
0.2951(0.40gr) = 0.12gr
0.2841(0.40gr) = 0.11gr
TASAS DE DESGASTE
0.17gr
= 0.011gr
min
15 min
0.12gr
En Seco =
= 0.008 gr
min
15 min
0.11gr
En Aceite =
= 0.007 gr
min
15min
En Arena =
93
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Tabla 6.28 TABLA DE DESGASTE EN UN ACERO 8620 (6 Horas de cementación).
PROBETA
No.
TIEMPO DE
CEMENTAR
ESPESOR
DE CAPA
mm
PESO
INICIAL
gr.
PESO
FINAL
gr.
MEDIO
DE
TEMPLE
EMPUJE
Kg
6
6 HORAS
2.5
133.5010
133.1044
AGUA
50
Tabla 6.29 DESGASTE EN SECO EN UN ACERO 8620 (6 Horas de cementación).
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.30
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
Tabla 6.31
OPERACIÓN
No.
1
2
3
4
5
6
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
70
139
209
278
347
0
6.
12
18
23
29
Torque
(Kg-cm)
15
10
15
15
15
15
DESGASTE EN ACEITE EN UN ACERO 8620 (6 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
70
139
210
279
348
0
5
11
14
19
24
Torque
(Kg-cm)
10
10
10
10
10
10
DESGASTE EN ARENA EN UN ACERO 8620 (6 Horas de cementación).
TIEMPO
min.
0
3
6
9
12
15
CC1
CC2
0
73
141
211
280
350
0
9
25
42
60
78
Torque
(Kg-cm)
10
20
45
45
45
45
94
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
CC1
CC2
380
360
340
320
300
280
260
240
220
200
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
SECO
ACEITE
ARENA
15 10 15 15 15 15 10 10 10 10 10 10 10 20 45 45 45 45
Torque (Kg-cm)
Figura 6.19 Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero 8620 (6 horas de cementado)
50
Torque (Kg-cm)
45
40
35
30
25
Seco
20
Arena
Aceite
15
10
5
0
0
5
10
15
20
Tiempo (min.)
Figura 6.20 Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la prueba de desgaste para el acero 8620 con 6
horas de cementado, bajo diferentes condiciones.
95
CAPÍTULO VI DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
El grafico que muestra el comportamiento metal con metal obtenido, se da
por dos razones: 1ª. Una profundidad de capa de 2.5 mm suficiente para evitar
que haya desgaste, ya que la formación de carburos es elevada y 2ª. Una dureza
superficial de 748 Vickers, lo cual evita que haya un desgaste prematuro de
acuerdo a las condiciones de prueba,
La acción del lubricante hace efecto formando una película entre las dos
superficie de las probetas, evitando la fricción o desgaste.
Las características superficiales de la capa cementada hacen que el
desgaste superficial sea moderado, ya que los aspectos metalúrgicos ayudan a
disminuir la fricción, una gran cantidad de carburos aleados formados en la
superficie, una dureza superficial alta [Tabla 6.6] y una estructura martensítica
dura.
Calculo de la tasa de desgaste para el acero 8620, sometido a 6 horas de
cementación.
φi =
120.54 × 41.3
119.97 × 41.3
= 4.9743 mm
φf =
= 4.9347 mm
100
100
133.5010 - 133.1044
(100) = 0.29%
% de desgaste =
133.5010
De acuerdo con la tabla 6.28, el desgaste para el acero 8620 sometido a 6
horas de cementación, es de 0.29%, lo cual representa una pérdida de peso de
0.39 gr. en la pieza después de haber sido sometida a la pruebas de desgaste en
seco, aceite y arena, en donde la distribución de pesos para cada prueba y la tasa
de desgaste las obtenemos de la gráfica mostrada en la figura 6.20, midiendo la
longitud de cada una de la líneas obtenidas al graficar los datos del ensayo en
seco, aceite y arena (tablas 6.29, 6.30 y 6.31).
Longitud Total = Lseco + Laceite + Larena = 53+51+71=175mm
71mm
(100) = 40.57% ⇒
175mm
53mm
(100) = 30.29% ⇒
% en Seco =
175mm
51mm
(100) = 29.14% ⇒
% en Aceite =
175mm
% en Arena =
0.4057(0.39gr) = 0.16gr
0.3029(0.39gr) = 0.12gr
0.2914(0.39gr) = 0.11gr
TASAS DE DESGASTE
0.16gr
= 0.011gr
min
15 min
0.12gr
En Seco =
= 0.008 gr
min
15 min
0.11gr
En Aceite =
= 0.007 gr
min
15min
En Arena =
96
ANÁLISIS DE RESULTADOS
ANÁLISIS DE RESULTADOS.
Microscopia óptica
•
En un acero 1018 cementado, al incrementar el tiempo, (2 a 6
horas), aumenta el espesor de la capa cementada, así mismo esta está formada
por una matriz perlítica, donde en los límites de grano se encuentra la cementita
libre, que aumenta su volumen de acuerdo al contenido de carbono. El núcleo
está formado por granos de perlita en una matriz ferrítica, obteniendo un núcleo
blando.
•
En un acero 8620 cementado, observamos que se forman carburos
aleados de cromo y molibdeno en la capa cementada, los cuales se ubican en
una forma regular en el contorno de los granos de perlita, así mismo la capa
cementada esta formada por una matriz perlítica. el núcleo de la probeta esta
formada por granos de perlita fina distribuida en forma regular en una matriz
ferrítica, el níquel tiende a disolverse en la ferrita dando por consecuencia un
núcleo tenaz.
Microscopia electrónica
•
Las zonas que se forman en un acero cementado 1018, crean una
zona hipereutectoide formada por perlita, con una red de cementita libre
intergranular [fotografía 6.4],seguida por una zona eutectoide de perlita y el
núcleo está formado por perlita en una matriz de ferrita. Se muestran los
diferentes espesores de capa cementada en función al tiempo.
•
En los aceros 8620 al Cr, Ni y Mo para cementar, presentan una
distribución uniforme de la perlita hipereutectoide, definiéndose claramente la
oclusión de carburos de cromo y molibdeno en los límites de grano [fotografía 6.
15], seguida de una zona eutectoide formada por perlita, el níquel tiende a
disolverse en ferrita provocando una mayor tenacidad en el núcleo, que esta
formado por granos de perlita fina en una matriz de ferrita [fotografía 6.6].
También se muestran los diferentes espesores que se obtienen en función al
tiempo de permanencia.
97
ANÁLISIS DE RESULTADOS
Dureza de probetas cementadas
ACERO 1018 RECOCIDO.
Los valores obtenidos de dureza en un acero 1018, se presentan, por los
elementos base que se indican en la tabla 6.4 y están formados por una
estructura blanda de perlita laminar gruesa en una matriz ferrítica [Fotografía 6.3].
Los resultados de dureza en temple y revenido se dan en función al tiempo
de cementación, de la profundidad de la capa cementada y la cantidad de
carbono difundido. Se templaron al agua, para obtener una máxima dureza
superficial y dar resistencia al desgaste, con un posterior revenido para eliminar
tensiones residuales y ajustar dureza superficial. La microestructura que se
obtiene después del temple es martensita, obteniendo un núcleo de perlita laminar
gruesa en una matriz ferrifica.
ACERO 8620 RECOCIDO.
Los valores de dureza en un acero 8620, son más homogéneos por la
presencia de cromo, níquel y molibdeno, los cuales influyen en el tamaño y
distribución de granos de la perlita, el cromo y el molibdeno son formadores de
carburos y el níquel tiende a disolverse en la ferrita, obteniendo un núcleo muy
tenaz: La microestructura está formada por perlita y carburos aleados en una
matriz ferrítica.
La dureza de temple y revenido en este tipo de acero es uniforme, por la
formación de carburos de cromo y molibdeno en una matriz martensítica que se
forma en la capa cementada por temple al agua, los elementos de aleación
regulan el tamaño de grano, aumentan la templabilidad del acero, y el posterior
revenido se da para eliminar tensiones y ajustar la dureza. El níquel proporciona
un núcleo tenaz.
Desgaste en acero SAE 1018
EN SECO.
Probeta 1.
Se observa que el desgaste que sufre esta probeta, aumenta a medida que
pasa el tiempo, se observa desprendimiento de partículas de material y un
aumento de temperatura en la probeta, este resultado se origina por las durezas
superficiales del material [Tabla 6.4].
Probeta 2 y 3.
A medida que aumenta el tiempo (4 y 6 horas), se observa un desgaste
menor, ya que las condiciones superficiales son alta dureza superficial, resistencia
superficial a la penetración elevada y evita el desgaste superficial. [Tabla 6.5,
6.6].
98
ANÁLISIS DE RESULTADOS
EN ACEITE.
El desgaste con lubricación en aceite no presenta fricción, ya que el
lubricante forma una capa o película entre las superficies de contacto entre las
probetas, además sirve como refrigerante evitando un calentamiento.
ABRASIVO EN ARENA.
Se observa que el ensayo de la probeta 1 (2 horas de cementación), sufre
un desgaste progresivo con respecto al tiempo originado por la trituración y
arrastre de las partículas abrasivas, originando una fricción mas severa entre las
superficies aumentado el esfuerzo de desplazamiento las condiciones mecánicas
de la probeta presentan una dureza irregular en la superficie de la capa
cementada, así mismo la formación de carburos presentes en la capa cementada
es menor.
En la probeta 2 observamos que la dureza superficial se incrementa [Tabla
6.5] ocasionando una disminución de la fricción superficial entre las probetas.
En la probeta 3 los valores de dureza y el espesor de la capa son más altos
[Tabla 6.6] y hacen que se disminuya la fricción entre las superficies por las
condiciones mecánicas y metalúrgicas que presentan, es decir, mayor resistencia,
mayor dureza, tamaño de grano de perlita grande [Anexo1].
Desgaste en acero SAE 8620
EN SECO.
El desgaste que presentan las probetas con diferentes tiempos de
cementación es menor con respecto al acero 1018, debido a las condiciones
mecánicas y metalúrgicas, mayor dureza en la superficie, y una alta templabilidad
favorecida por el cromo y el molibdeno como elementos de aleación y
transformación martensítica, en la capa dura no presentan austenita retenida,
pero si la formación de carburos aleados de cromo y molibdeno, con un tamaño
de grano perlítico entre 6-7 [Anexo 1], el níquel tiende a disolverse en la ferrita
dándole al núcleo una alta tenacidad, esto evita que la fricción sea despreciable
por la alta dureza superficial que tienen las probetas.
EN ACEITE.
El desgaste que presenta las probetas en este ensayo es mínimo debido a
la dureza superficial y la formación de película de aceite que se forma entre las
superficie de las probetas.
ABRASIVO EN ARENA.
En la probeta 4 (2 hr cementación), el desgaste es progresivo con respecto
al tiempo, generado por la fricción de las partículas abrasivas así como la
dilatación que experimenta la probeta por fricción aumentado el esfuerzo
requerido.
99
ANÁLISIS DE RESULTADOS
En la probeta 5 (4 hr cementación), el desgaste va disminuyendo con
respecto al ensayo anterior ayudado por las condiciones mecánicas y
metalúrgicas que presenta esta probeta como es la mayor dureza, mayor
resistencia de penetración, mayor profundidad de capa dura y altos contenidos de
carburos aleados en la capa cementada lo cual evita un desgaste mayor.
En la probeta 6 (6 hr cementación), observamos como el tiempo de
cementación si influye en la resistencia al desgaste, ya que presentan valores de
desgaste menores a los anteriores.
Al observar las tasas de desgaste en cada uno de los ensayos, se puede
ver que el ensayo en arena es más abrasivo que los en sayos en seco y aceite, ya
que en ambos aceros obtuvimos tasas de desgaste mayores en arena, siguiendo
el ensayo en seco y por último el ensayo en aceite. Esto se debe a que la arena
tiene partículas mas grandes que generan mayor rozamiento entre las piezas en
contacto, mientras que al estar las probetas en contacto seco, el desgaste
depende de la dureza del material y del aumento de temperatura, cuando se
realiza el ensayo en aceite, este forma una película de lubricante entre las
probetas, lo cual evita que estén totalmente en contacto, dando como resultado
menor desgaste. Estas tasas de desgaste se obtuvieron al prorratear las gráficas
de torque contra tiempo mostradas en las figuras 6.10, 6.12, 6.14, 6.16, 6.18 y
6.20 correspondientes a 2, 4 y 6 horas de cementación para los aceros 1018 y
8620 respectivamente.
100
Conclusiones
Al finalizar esta tesis, podemos concluir, que es de gran importancia el
tiempo y la selección del acero para cementación, como podemos ver en el
desarrollo del proceso de cementación sólida, al aumentar el tiempo de 2 a 4
horas y de 4 a 6 horas, el espesor de la capa cementada también aumenta, tanto
en el acero SAE 1018 como el SAE 8620, así mismo, también cambia la dureza
superficial de estos aceros, lo cual permite que estos aceros tengan mayor
resistencia al desgaste.
El acero 8620 presento mejores resultados en la pruebas realizadas con
respecto al 1018, esto se debe a los elementos como el Cr, Ni y Mo los cuales
regulan el tamaño de grano y aumentan la templabilidad del acero, por lo cual
este acero presentó capas cementadas más profundas y mayor dureza en la
mismas, con la característica de que estas durezas son uniformes, mientras que
el acero 1018 dio como resultado durezas menos uniformes y capas cementadas
25% menos profundas en cada uno de las probetas, de aquí la importancia de la
correcta selección del acero. Estos dos aceros son recomendados para
cementación, pero como se puede observar un acero aleado, como es el caso del
8620 nos da mejores propiedades mecánicas (dureza y resistencia al desgaste)
cuando se somete a este tratamiento, la selección del material depende de la
aplicación de nuestro acero, puesto que un acero 1018 lo podemos emplear en
piezas pequeñas en las que no importan mucho las deformaciones que pueda
tener después del tratamiento y el acero 8620 lo ocuparemos en piezas en la que
necesitamos calidad (precisión) por las cualidades mencionadas anteriormente.
Cuando se realizaron las pruebas de abrasión a las probetas de los dos
aceros en cuestión, se observó que la dureza influye demasiado en la resistencia
al desgaste, ya que mientras más duro es un material presenta mayor resistencia
a este; y esto se debe al contenido de carbono, los elementos de aleación que
componen al acero y el espesor de la capa cementada, esto lo comprobamos al
obtener las tasas de desgaste para cada acero, en las que observamos que el
acero 8620 presenta desprendimiento de material de 0.39gr para 6 horas de
cementación y 0.42gr en 2 horas, mientras que al acero 1018 presentó un
desprendimiento de material de 1.50gr en 6 horas de cementación y 2.94gr en 2
horas de cementación, esto se debe a las durezas de cada material después de
haber sido sometidos al tratamiento de cementación (tablas 6.4, 6.5 y 6.6)
Finalmente podemos concluir que es un aspecto vital, el aportar
conocimientos técnicos validados mediante pruebas de laboratorio para la
solución de problemas que surgen en la industria, principalmente cuando estamos
en el área de mantenimiento, puesto que en esta área, tenemos que dar
soluciones rápidas y eficientes al sustituir o reparar algún elemento de máquina
(engranajes, levas, árboles, etc.), de aquí la importancia de la selección de los
aceros y sus posibles tratamientos térmicos.
101
ÍNDICE DE TABLAS, FIGURAS Y FOTOGRAFÍAS
CAPÍTULO I
COMPOSICIÓN MICROSCÓPICA DE LOS ACEROS
Páginas
Figura 1.1
Curva de enfriamiento del hierro puro………………………...
4
Figura 1.2
Diagrama de equilibrio de las aleaciones de hierro-carbono;
las líneas gruesas se refieren al sistema de
Fe – Fe3C;
las líneas punteadas (horizontales e inclinadas) se refieren
al sistema de Fe – C…………………………………………….
5
Microestructura del hierro y del acero: a) hierro (ferrita); b)
acero hipoeutectoide con 0,5% de carbono (ferrita +
perlita); c) acero eutectoide con 0,8% de carbono (perlita);
d) acero hipereutectoide con 1,3% de carbono (perlita +
malla de cementita)……………………………………………..
Tipos de estructura de los aceros al carbono………………..
9
10
Figura 1.3
Tabla 1.1
Figura 1.4
Figura 1.5
Microestructura de: a) austenita, 500x; b) ferrita, 100x; c)
perlita, 2 500x; d) perlita,
micrógrafo de electrones,
17 000x; aumentada 3x al imprimir (a, b y c, Research
Laboratory, U. S. Steel Corporation)………………………….
Temperaturas críticas de los aceros al carbón en el
diagrama de equilibrio hierro-carbono………………………...
11
13
CAPÍTULO II
CLASIFICACIÓN DE LOS ACEROS
Tabla 2.1
Figura 2.1
Tabla 2.2
Figura 2.2
Figura 2.3
Sistema de numeración de las especificaciones AISI y SAE
para aceros………………………………………………………
Curvas de Jominy de varios aceros de cementación de
uso frecuente……………………………………………………
Normas para la elección de aceros para cementación……..
Profundidad de la penetración del carbono (capa
cementada) que se consigue a diferentes temperaturas en
función de las horas de cementación…………………………
Curvas Jominy correspondiente a la capa cementada de
varios aceros de cementación de uso frecuente…………….
15
19
20
19
23
102
CAPÍTULO III
TRATAMIENTOS TÉRMICOS
Figura 3.1
Esquema de tratamiento térmico del acero………………….
26
Figura 3.2
Zona de acero en el diagrama de hierro-carbono con
indicación de las temperaturas óptimas de calentamiento
para distintos tipos de tratamiento térmico…………………..
28
Figura 3.3
Figura 3.4
Figura 3.5
Figura 3.6
Figura 3.7
Figura 3.8
Figura 3.9
Figura 3.10
Figura 3.11
Esquema de crecimiento del grano en los aceros de grano
grueso y de grano fino inherentes, durante el
calentamiento por encima de Ac1 …………………………….
Dimensiones unificadas del grano según las Normas
Soviéticas (aumentado 100veces)……………………………
Diagrama de transformación isotérmica de la austenita en
el acero eutectoide……………………………………………...
Familia de las perlitas: a) perlita de lámina gruesa; b)
perlita de lámina fina: sorbita del temple; c) troostita del
temple; d) troostita acicular…………………………………….
Influencia de la velocidad de enfriamiento del acero
eutectoide en la posición de los puntos críticos……………..
Curvas de enfriamiento para distintos procedimientos de
temple trazadas en el diagrama de descomposición
isotérmica de la austenita: 1) temple en un medio de
enfriamiento; 2) temple interrumpido (temple en dos
medios); 3) temple por etapas y 4) temple isotérmico……...
Curva dilatométrica de revenido del acero al carbono: a)
acero recocido; b) acero templado……………………………
Contenido de carbono en la solución α (martensita) en
función de la temperatura de revenido……………………….
Cambio de las propiedades mecánicas del acero 40, en
relación con la temperatura de revenido……………………..
29
29
31
31
33
37
39
40
41
103
CAPÍTULO IV
TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS
Límites de inflamabilidad dados por las International
Critical Tables…………………………………………………...
Tabla 4.1
45
Figura 4.3
Efecto de la temperatura de cementación gaseosa sobre el
contenido de carbono en superficie y la profundidad de
capa para el acero SAE 1020 y 8620………………………...
Valores de profundidad de capa calculados por la formula
de Harris…………………………………………………………
Efecto del contenido de carbono sobre la dureza de una
capa cementada para un acero SAE 1024…………………..
Efecto de una segunda etapa, sin agente carburante, en el
contenido de carbono en superficie en un acero SAE
4027………………………………………………………………
49
Figura 4.4
Situación de la capa de 0,50% de C en función de la
temperatura y del tiempo, en un acero de 0,10% de
carbono, cementado con sales de penetración media.
(20% de cianuro sódico) y sales de gran penetración (10%
de cianuro sódico)………………………………………………
50
Figura 4.1
Tabla 4.2
Figura 4.2
46
47
48
CAPÍTULO V
ENSAYOS DE DUREZA Y DESGASTE DE LOS METALES
Fotografía 5.1
Tabla 5.1
Figura 5.1
Fotografía 5.2
Fotografía 5.3
Figura 5.2
Figura 5.3
Figura 5.4
Durómetro Rockwell Marca OTTO Wolpert, capacidad de
0 – 250 Kg……………………………………………………….
Escalas de dureza Rockwell…………………………………..
Marcador piramidal de diamante Vickers…………………….
Durómetro vickers Marca MITUTOYO, Modelo ABK-C1…...
Medición de longitud de la huella Vickers………………..…..
56
57
58
59
59
Superficie de la flecha de transmisión de un camión, que
muestra el daño producido por lubricación inadecuada.
(Tomada del libro de R. D. Barer y B. F. Peters, “Why
Metals Fail”, Gordon and Breach Science Publishers, New
Cork, 1970)………………………………………………………
61
Desgaste adhesivo sobre el engrane piñón de un tractor
debido a lubricación inadecuada. (Cortesía de D. J. Wulpi,
International Harvester Company)…………………………….
62
El cojinete principal de un muñón de un cigüeñal fue
dañado por partículas de suciedad que contaminaron el
lubricante. (Cortesía de D. J. Wulpi, International Harvester
Company)………………………………………………………...
62
104
CAPÍTULO VI
DESARROLLO EXPERIMENTAL DEL PROCESO DE CEMENTACIÓN
Tabla 6.1
Tabla 6.2
Figura 6.1
Fotografía 6.1
Fotografía 6.2
Fotografía 6.3
Fotografía 6.4
Fotografía 6.5
Fotografía 6.6
Fotografía 6.7
Fotografía 6.8
Fotografía 6.9
Fotografía 6.10
Fotografía 6.11
Fotografía 6.12
Fotografía 6.13
Fotografía 6.14
Fotografía 6.15
Tabla 6.3
Figura 6.2
Fotografía 6.16
Tabla 6.4
Figura 6.3
Figura 6.4
Tabla 6.5
Figura 6.5
Análisis químico de los aceros SAE 1018 y 8620…………..
Parámetros de control, para realizar el proceso de
investigación…………………………………………………….
Esquema del empaquetado de piezas para cementación…
Aquí se muestra la caja empaquetada que ha sido cargada
en el horno a una temperatura de 600°C…………………….
Caja empaquetada a 920°C…………………………………...
Acero SAE 1018 tiempo de cementación 2 horas, 300X….
Acero SAE 1018 tiempo de cementación 4 horas 300X……
Acero SAE 1018 tiempo de cementación 6 horas, 300X…..
Acero SAE 8620 tiempo de cementación 2 horas, 300X…..
Acero SAE 8620 tiempo de cementación 4 horas, 300X…..
Acero SAE 8620 tiempo de cementación 6 horas, 300X…..
Acero SAE 1018 tiempo de cementación 2 horas………….
Acero SAE 1018 tiempo de cementación 4 horas………….
Acero SAE 1018 Tiempo de cementación 6 horas…………
Acero SAE 1018 Tiempo de cementación 6 horas…………
Acero SAE 8620 tiempo de cementación 2 horas…………..
Acero SAE 8620 tiempo de cementación 4 horas…………..
Acero SAE 8620 tiempo de cementación 6 horas…………..
Material recocido, dureza Rockwell B………………………..
Comportamiento de dureza en recocido…………………….
Estructura típica de un acero 1018 y 8620…………………..
Durezas vickers obtenidas en la capa cementada,
aplicando una carga de10 Kg penetrador de diamante
piramidal de base cuadrada. Tiempo de cementación 2
horas……………………………………………………………...
Comportamiento del cambio de dureza en temple para una
cementación en un tiempo de 2 horas………………………..
Comportamiento del cambio de dureza en revenido para
una cementación en un tiempo de 2 horas…………………..
Durezas vickers obtenidas en la capa cementada,
aplicando una carga de 10 Kg penetrador de diamante
piramidal de base cuadrada. Tiempo de cementación 4
horas……………………………………………………………...
Comportamiento del cambio de dureza en temple para una
cementación en un tiempo de 4 horas………………………..
66
66
67
67
68
68
69
69
69
70
70
70
71
71
71
72
72
72
73
73
73
74
74
74
75
75
105
Figura 6.6
Tabla 6.6
Figura 6.7
Figura 6.8
Tabla 6.7
Tabla 6.8
Tabla 6.9
Tabla 6.10
Tabla 6.11
Figura 6.9
Figura 6.10
Tabla 6.12
Tabla 6.13
Tabla 6.14
Tabla 6.15
Figura 6.11
Figura 6.12
Tabla 6.16
Tabla 6.17
Tabla 6.18
Tabla 6.19
Comportamiento del cambio de dureza en revenido para
una cementación en un tiempo de 4 horas…………………..
Durezas vickers obtenidas en la capa cementada,
aplicando una carga de 10 Kg penetrador de diamante
piramidal de base cuadrada. Tiempo de cementación 6
horas……………………………………………………………...
Comportamiento del cambio de dureza en temple para una
cementación en un tiempo de 6 horas………………………..
Comportamiento del cambio de dureza en revenido para
una cementación en un tiempo de 6 horas…………………..
Análisis químico del acero de la probeta abrasiva………….
Tabla de desgaste en un acero 1018 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en seco en un acero 1018 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en aceite en un acero 1018 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en arena en un acero 1018 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero
1018 (2 horas de cementado)…………………………………
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la
prueba de desgaste para el acero1018 con 2 horas de
cementado, bajo diferentes condiciones……………………..
Tabla de desgaste en un acero 1018 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en seco en un acero 1018 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en aceite en un acero 1018 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en arena en un acero 1018 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero
1018 (4 horas de cementado)
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la
prueba de desgaste para el acero 1018 con 4 horas de
cementado, bajo diferentes condiciones……………………..
Tabla de desgaste en un acero 1018 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en seco en un acero 1018 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………....
Desgaste en aceite en un acero 1018 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en arena en un acero 1018 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………….
76
76
76
77
78
79
79
79
79
80
80
82
82
82
82
83
83
85
85
85
85
106
Figura 6.13
Figura 6.14
Tabla 6.20
Tabla 6.21
Tabla 6.22
Tabla 6.23
Figura 6.15
Figura 6.16
Tabla 6.24
Tabla 6.25
Tabla 6.26
Tabla 6.27
Figura 6.17
Figura 6.18
Tabla 6.28
Tabla 6.29
Tabla 6.30
Tabla 6.31
Figura 6.19
Figura 6.20
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero
1018 (6 horas de cementado)…………………………………
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la
prueba de desgaste para el acero 1018 con 6 horas de
cementado, bajo diferentes condiciones……………………..
Tabla de desgaste en un acero 8620 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en seco en un acero 8620 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en aceite en un acero 8620 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en arena en un acero 8620 (2 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero
8620 (2 horas de cementado)
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la
prueba de desgaste para el acero 8620 con 2 horas de
cementado, bajo diferentes condiciones……………………..
Tabla de desgaste en un acero 8620 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en seco en un acero 8620 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en aceite en un acero 8620 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en arena en un acero 8620 (4 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero
8620 (4 horas de cementado)…………………………………
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la
prueba de desgaste para el acero 8620 con 4 horas de
cementado, bajo diferentes condiciones……………………..
Tabla de desgaste en un acero 8620 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en seco en un acero 8620 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Desgaste en aceite en un acero 8620 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………....
Desgaste en arena en un acero 8620 (6 Horas de
cementación)…………………………………………………….
Cambio de torque con respecto a CC1 y CC2 para el acero
8620 (6 horas de cementado)…………………………………
Cambio del torque aplicado con respecto al tiempo, en la
prueba de desgaste para el acero 8620 con 6 horas de
cementado, bajo diferentes condiciones……………………..
86
86
88
88
88
88
89
89
91
91
91
91
92
92
94
94
94
94
95
95
107
ANEXO 1.
Metals Handbook American Society for metals. Vol 7
Atlas of Microstructures of Industrial Alloys 8a edition.
108
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
• A. Malishev, G. Nikolaiev, Yu. Shuvalov, Tecnología de los Metales, 6ª edición,
Moscú, Editorial MIR, 1983, Págs. 432
• Aceros Fortuna S. A., Manual de Aceros Finos, Págs. 128
• Apraiz Barreiro José, Tratamientos Térmicos de los Aceros, 9ª edición,
Editorial LIMUSA
• Avner Sydney H., Introducción a la Metalurgia Física, 2ª Edición, Editorial MC
GRAW HILL, 1992, Págs. 695
• Faires Virgil Moring, Diseño de Elementos de Máquinas, México, Editorial
UTEHA, Págs. 802
• Grinberg Dora Maria K., Tratamientos Térmicos de los Aceros y Sus Prácticas
de Laboratorio, Editorial LIMUSA
• Norma NMX-b-118-1974, Determinación de la Dureza Vickers en Materiales
Metálicos, www.economia-nmx.gob.mx
• Norma NMX-b-119-1983, Industria Siderúrgica-Dureza Rockwell y
Rockwell Superficial en Productos de Hierro y Acero-Método de Prueba,
www.economia-nmx.gob.mx
• Molera Solá Pere, Tratamientos
MARCOMBO
Térmicos
de los
Metales, Editorial
109