UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR Decanato de Estudios de Postgrado Maestría en Ingeniería de Materiales TRABAJO DE GRADO DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE RECOCIDO PARA PRODUCIR UN ACERO CON 0,04%C PARA ESTAMPADO PROFUNDO Por Juan Jacobo Cardozo Aragort Octubre, 2005 ii UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR Decanato de Estudios de Postgrado Maestría en Ingeniería de Materiales DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE RECOCIDO PARA PRODUCIR UN ACERO CON 0,04%C PARA ESTAMPADO PROFUNDO Trabajo de Grado presentado a la Universidad Simón Bolívar por Juan Jacobo Cardozo Aragort Como requisito parcial para optar al grado de MAGÍSTER EN INGENIERÍA DE MATERIALES Realizado con la tutoría de la Profesora Ana L. Rivas Octubre, 2005 iii UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR Decanato de Estudios de Postgrado Maestría en Ingeniería de Materiales DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE RECOCIDO PARA PRODUCIR UN ACERO CON 0,04%C PARA ESTAMPADO PROFUNDO Este Trabajo de Grado ha sido aprobado en nombre de la Universidad Simón Bolívar por el siguiente jurado examinador: _________________________ Presidente Profesor Augusto Ruiz _________________________ Miembro Externo Profesora Sonia Camero Universidad Central de Venezuela _________________________ Miembro Principal – Tutor Profesora Ana L. Rivas _________________________ Miembro Suplente Profesor Julio Millán Octubre, 2005 iv v A Dios, que en conjunto con mis padres, me dieron el don de la vida, y han hecho de la misma una experiencia llena de aprendizaje, crecimiento, salud y felicidad. A mis padres, por ser siempre el pilar fundamental donde me he apoyado para alcanzar nuevas y mejores posiciones en mi vida, tanto a nivel personal como profesional. A todas aquellas personas que de una u otra forma han dejado en mi existencia y en mí ser una marca positiva, la cual he tomado y asimilado para ser cada día una mejor persona. vi AGRADECIMIENTOS A la Dra. Ana Rivas, por su excelente tutoría, guía y amistad. Por ser la coautora de éste proyecto y por ayudarme, con su profunda visión profesional y personal, a conseguir ésta nueva meta en mi vida. Gracias por constituirse en un pilar tan importante en mi vida profesional, tanto en mi pregrado como en mi postgrado. Al Dr. Rafael Colás y a la Dra. Martha Guerrero, profesores del Departamento de Postgrado de Ingeniería de Materiales de la Universidad Autónoma de Nuevo León de Monterrey, México. Por su constante ayuda, aporte de experiencia industrial y conocimientos profesionales y académicos, por sus consejos personales y recomendaciones, los cuales fueron punto clave en la realización de éste trabajo de investigación. A los Profesores Augusto Ruíz, Sonia Camero y Julio Millán, por sus consejos y recomendaciones a la hora de la realización, tanto de éste manuscrito como del proyecto de investigación en general. Ustedes ayudaron a hacer de éste trabajo un proyecto más refinado. A la Universidad Simón Bolívar, por ser mi casa de estudio y la institución que me ha visto nacer, crecer y desarrollarme como un profesional. A la Universidad Autónoma de Nuevo León, por recibirme gratamente en dos oportunidades, brindándome todas las facilidades para que pudiese realizar éste proyecto. Y al CYTED, especialmente a la Profesora Mariana Staia, Catherine y Edwin, por dar la tan importante ayuda económica, para facilitar la realización de las pruebas que fueron necesarias para crear éste trabajo. A las compañías SIDOR de Venezuela, e Hylsamex, Galvak y Nemak de México, por brindar todo el apoyo posible en la realización de la parte experimental contenida en éste proyecto. A todos los familiares que han estado involucrados en el sano y positivo desarrollo de mi vida, especialmente a mi abuela Julia, mis hermanos, especialmente Iván y Pablo, mis tías Gladys, Elena, Julia Beatriz, Nellys, Amarelys, Carmen (Q.E.P.D.) y Narciza, y a mis primos más cercanos, especialmente Doris, Oscar, Yaya, Edgar, Luís Eduardo, Adys, Carlenis y Vero. A vii mis padrinos Mario y Beny, y sus hijos Carmen Beatriz y Mario, por estar siempre a nuestro lado, y ser parte de la familia, a pesar de no llevar la misma sangre. A todos ellos, gracias. A los seres, que sin tener ningún parentesco consanguíneo, son parte de mi familia y ocupan un lugar privilegiado en mi vida y mi corazón: Luís Omar, Raúl, Vero, Tito, Titi, mi tía Ti, Mave, Mariel, Marian, Lale, Mariaca, Javier, Jairo, Sra. Carmen, Luís Sosa, Thoilme, José Manuel, Aoshi, Daniel, José “el Portu”, Imber, Emgelberth, Víctor Leonardo, Familia PradoSeoane, Rafael y Beatriz, Sra. Lilia, Félix, Anderson, Eleana y Andersito. A mis compañeros del pregrado, que a lo largo del tiempo me han demostrado ser mis amigos y estar presentes en los acontecimientos más importantes de mi vida: Alejandra, Marcel, Nelita, Diego e Isabel. A mis compañeros del postgrado y de trabajo en la USB: Julio Haz, Adal y Aurora, Mersha, Verito, Félix, Natalie, Yleana, Eda, Sergio, Laura, Profesor Omar, Doris Mercado, la Sra. Alcira y las chicas del Departamento, por siempre estar conmigo en mis estudios, momentos de trabajo y de entretenimiento, con sus consejos, comentarios alegres y de aliento. A toda mi adorada gente de mi México querido: Jan, Ricard, Tere, Dione, Gemma, Diana, La Peque, Juanito, Cahuayote, Jorge, Johana, Marquiño, Fernando, Lili, Lorena, Elvira, Luís, Claudita, Israel y la Familia Rague, Cony, Joe, Iván, Mario, Laura, Adal, Alejandro, Paco y Rubén, Dante, Angel y Carlos, por recibirme con los brazos abiertos, brindarme todo su apoyo, afecto y por hacer que me sintiera en México como si estuviese en mi casa. Y finalmente, pero no menos importante, a mis amigos: Jhoel, Federico, Minita, Marivi, Vicki, Eli, Lula, Mami Mirian, Julie, Mariana, Juanito, Ritzio, Jorgito, Enrique, Guillermo y Hector por alegrar constantemente mi vida y hacer que los momentos pesados se vuelvan ligeros. Sin duda alguna, son muchas más las personas a las que debo dar las gracias. Puedo tener la dicha de decir, que quizás las páginas de éste libro no alcanzarían para agradecer a todos por su infinita bondad y buenos sentimientos hacia mi. Por eso y más, ¡¡¡MUCHAS GRACIAS!!! viii RESUMEN La presente investigación tiene el propósito de establecer la influencia de las variables del recocido estático en la estructura de grano resultante del material y su correlación con las propiedades mecánicas requeridas en procesos de embutición profunda. Se diseñó, partiendo de resultados obtenidos en trabajos previos, una serie de tratamientos térmicos para un acero con 0,04%C. Las variables experimentales consideradas fueron la velocidad de calentamiento y la temperatura inicial de calentamiento. A partir de estos ensayos, se estableció la relación existente entre las variables ya mencionadas y la microestructura y propiedades mecánicas del material, usando para ello las técnicas de microscopía óptica. Así mismo se hicieron ensayos mecánicos de tracción y microdureza. Como parte importante del estudio, se incluye la simulación computarizada del proceso de recocido estático, empleando el programa CASP, y tomando como base de datos los obtenidos a nivel industrial. Con la información obtenida de las simulaciones y medidas de campo, se diseñaron ensayos a escala de laboratorio, para evaluar las propiedades mecánicas del material. La variación de la temperatura inicial de calentamiento, no tiene influencia en la obtención de una microestructura tipo “pancake”. Adicionalmente, no tiene efecto sobre las propiedades mecánicas estudiadas. El uso de velocidades de calentamiento de 40ºC/h y 100ºC/h, favorecen la obtención de una microestructura tipo “pancake”, mientras que el empleo de altas velocidades, superiores a 250ºC/h, favorecen la formación de una microestructura equiaxial. A su vez, el incremento de ésta variable afecta algunas propiedades mecánicas. Los valores de propiedades mecánicas se mantuvieron dentro de los intervalos de aceptación establecidos para aceros con calidad DDQ, excepto para las pruebas donde se emplearon velocidades de calentamiento superiores a 250ºC/h. Desde el punto de vista de la simulación del ciclo térmico, con la reducción de 1 tonelada en la masa de las bobinas, se podría obtener un acero con calidad DDQ, y a su vez, se reduciría el tiempo total del proceso, y por consiguiente, el consumo energético asociado, incrementándose la producción mensual de material. Finalmente, se puede lograr, a escala de laboratorio, una reproducción y registro de los ciclos térmicos, correspondientes a los puntos frío y caliente, del proceso de recocido estático industrial. De esta forma, se pueden evaluar las propiedades mecánicas del material, haciendo viable el estudiar futuros cambios en el proceso industrial, sin necesidad de tener que realizar pruebas de exploración en planta Palabras claves: Acero bajo carbono, Recocido estático, Embutición profunda, Simulación Computarizada, CASP. ix ÍNDICE GENERAL DEDICATORIA.................................................................................................................. v AGRADECIMIENTOS....................................................................................................... vi RESUMEN………….......................................................................................................... viii ÍNDICE GENERAL............................................................................................................ ix ÍNDICE DE FIGURAS....................................................................................................... xi ÍNDICE DE TABLAS......................................................................................................... xv I. INTRODUCCIÓN........................................................................................................... 1 II. OBJETIVOS................................................................................................................... 3 2.1. Objetivo General........................................................................................................... 3 2.2. Objetivos Específicos................................................................................................... 3 III. FUNDAMENTO TEÓRICO......................................................................................... 5 3.1.- Aceros de bajo carbono calmados al aluminio empleados para embutición…........... 5 3.2.- Proceso de fabricación de láminas de acero para embutición……………................. 8 3.3.- Tratamiento térmico de recocido para aceros para embutición…............................... 11 3.4.- Aspectos metalúrgicos y etapas del recocido………………...................................... 14 3.4.1.- Recuperación………….................................................................................... 14 3.4.2.- Recristalización................................................................................................ 16 3.4.3.- Crecimiento de grano....................................................................................... 17 3.5.- Envejecimiento por deformación (strain ageing) y Bandas de Lüders....................... 18 3.6.- Esferoidización de la cementita bajo un recocido subcrítico...................................... 20 3.7.- Coeficiente de anisotropía plástica (r)……………………......................................... 21 3.8.- Coeficiente de endurecimento (n)……………………………................................... 22 3.9.- Embutición profunda................................................................................................... 22 3.10.- El aluminio y el nitrógeno en los aceros para embutición…………........................ 24 3.11.- Modelamiento matemático y simulación del proceso de recocido estático.............. 27 3.12.- CASP (Coil Annealing Simulation Program)……................................................... 28 3.12.1.- Desarrollo matemático del modelo .............................................................. 30 IV. DESARROLLO EXPERIMENTAL............................................................................. 33 x 4.1. Selección del material................................................................................................... 33 4.1.1.- Obtención de muestras para metalografía….................................................... 34 4.1.2.- Preparación de muestras para ensayos de tracción uniaxial............................. 34 4.2.- Diseño de los tratamientos térmicos de recocido estático........................................... 36 4.2.1.- Variación de la Temperatura Inicial de Calentamiento.................................... 36 4.2.2.- Variación de la Velocidad de Calentamiento................................................... 37 4.2.3.- Representación a escala de laboratorio del proceso de recocido empleado a nivel industrial……………….......................................................................... 38 4.3.- Caracterización del material por microscopía óptica….............................................. 39 4.4.- Análisis estereológico (Tamaño y factor de forma del grano).................................... 40 4.5.- Ensayos de Microdureza………………………………………………………......... 42 4.6.- Ensayos de tracción uniaxial…………………………............................................... 42 4.7.- Simulación del proceso de recocido a nivel industrial…............................................ 45 4.7.1.- Variables estudiadas en el proceso de simulación............................................ 46 V. PRESENTACIÓN Y ANALISIS DE RESULTADOS ................................................. 49 5.1.- Análisis Microestructural y Estereológico……………………………...................... 49 5.2.- Ensayos de Microdureza……………………………................................................. 57 5.3.- Ensayos de Tracción…………………........................................................................ 58 5.4.- Simulación computarizada del proceso de recocido empleado a nivel industrial....... 67 5.5.- Representación a escala de laboratorio del proceso de recocido empleado a nivel 83 industrial…………………………….................................................................................. VI. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES............................................................ 88 6.1. Conclusiones................................................................................................................. 88 6.2. Recomendaciones......................................................................................................... 89 VIII. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS....................................................................... 91 APENDICES.............................................................................................................. 97 ANEXOS.................................................................................................................... 106 xi ÍNDICE DE FIGURAS Figura 3.1 Diagrama del proceso colada continua y laminación en caliente................ 10 Figura 3.2 Segmento eutectoide del diagrama Fe-Fe3C que muestra los intervalos de temperaturas para el recocido subcrítico (alivio de esfuerzos y recocido por recristalización) y recocido intercrítico................................................. 12 Figura 3.3 Corte transversal esquemático del montaje utilizado a nivel industrial para el recocido estático............................................................................... 13 Figura 3.4 Bandas de Lüder. a) representación esquemática de su aparición sobre una probeta sometida a tracción. b) Aparición de las bandas en una curva esfuerzo – deformación................................................................................ 18 Figura 3.5 Curva de tracción típica de: a) Un acero recocido y b) Después de aplicado laminación superficial................................................................... 19 Figura 3.6 Esfuerzos mecánicos presentes durante la embutición profunda…............. 23 Figura 3.7 Microestructura tipo pancake de un acero destinado para embutición profunda después de laminado en frío y recocido........................................ 25 Figura 3.8 Efecto de la velocidad de calentamiento durante el recocido estático sobre la interacción de la precipitación de AlN con la recristalización…... 26 Figura 3.9 Representación esquemática de la discretización de las celdas de una carga. Se presenta la mitad derecha de la sección transversal del horno discretizado.................................................................................................. 30 Figura 3.10 Ubicación del punto frío (PF) y caliente (PC) dentro de la bobina metálico…………………………………………………………………… 32 Figura 4.1 Procedimiento de corte para la obtención de muestras de acero calidad DDQ, a partir de la bobina de material laminado en frío, obtenida a nivel industrial. La flecha negra indica la dirección de laminación…………….. 34 Figura 4.2 Dimensiones de la probeta plana para ensayos de tracción uniaxial, según norma ASTM E8M………………………………….................................. 35 xii Figura 4.3 Esquema del mecanizado para la obtención de las probetas de tracción a 0º, 45º y 90º respecto a la dirección de laminación del acero. La flecha indica la dirección de laminación del acero………………………………. 35 Figura 4.4 Esquema del montaje experimental empleado en la realización de los tratamientos térmicos................................................................................... 36 Figura 4.5 Localización de los puntos fríos (PF) y calientes (PC) dentro de las bobinas metálicas de la compañía Hylsa (México) …................................. 38 Figura 4.6 Localización de las zonas de estudio metalográfico en las láminas tratadas térmicamente.................................................................................. 40 Figura 4.7 Esquema ilustrativo sobre la definición de las dimensiones empleadas para la obtención del factor de forma del grano recristalizado. La flecha indica la dirección de la laminación............................................................. 41 Figura 4.8 Rejilla empleada para el cálculo del tamaño de grano promedio aplicando el método del intercepto de Heyn……………………................................ 41 Figura 4.9 Diagrama de la entrada y salida de los archivos asociados al CASP........... 46 Figura 4.10 Representación esquemática transversal de: a) Un horno de recocido estático con una carga de tres rollos. b) Detalle de una bobina metálica..... 47 Figura 5.1 Fotomicrografías correspondientes al acero tratado térmicamente, donde se estudia la influencia que tiene la variación de la temperatura inicial de calentamiento sobre las características microestructurales. Aumento 100x 50 Figura 5.2 Efecto de la variación de la Temperatura Inicial de Calentamiento sobre: a) el Factor de Forma y b) el tamaño de la longitud promedio en la dirección longitudinal (LH)………………................................................. 51 Figura 5.3 Fotomicrografías correspondientes al acero tratado térmicamente, donde se estudia la influencia que tiene la variación de la velocidad de calentamiento sobre las características microestructurales. Aumento 100x 54 Figura 5.4 Efecto de la variación de la Velocidad de Calentamiento sobre: a) el Factor de Forma y b) el tamaño de la longitud promedio en la dirección longitudinal (LH)…………………………………………………………. 55 Figura 5.5 Valores de Microdureza Vickers (HV) para el acero en estudio, sometido a diferentes tratamientos térmicos, tomando en cuenta como variables: a) Temperatura Inicial de Calentamiento y b) Velocidad de Calentamiento... 57 xiii Figura 5.6 Curva de tensión de la muestra de acero tratada térmicamente bajo un recocido estático, a condiciones de Ti = 300°C; V= 40ºC/h; Tm= 700ºC y tm= 5h…………………………………………………………………….. 59 Figura 5.7 Curva de tensión de la muestra de acero tratada térmicamente bajo un recocido estático, a condiciones de Ti = 200°C; V= 100ºC/h; Tm= 700ºC y tm= 5h....................................................................................................... 59 Figura 5.8 Valores correspondientes al esfuerzo de fluencia (Sy) . a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento............................................................................................... 60 Figura 5.9 Valores correspondientes al esfuerzo de máximo de tracción (Sm). a) Variación de la temperatura inicial decCalentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento...................................................................... 61 Figura 5.10 Valores correspondientes al porcentaje de elongación. a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento……………………............................................................... 63 Figura 5.11 Valores correspondientes al coeficiente de anisotropía plástica (rm). a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento.......................................................................... 64 Figura 5.12 Valores correspondientes al coeficiente de endurecimiento por deformación (n). a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento......................................... 66 Figura 5.13 Resultados más representativos, obtenidos de las pruebas de simulación, tomando los modos de control del proceso como variables. Los parámetros de aceptación son: a) Temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso........................................................................ 70 Figura 5.14 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando la potencia del horno como variable. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso… 72 Figura 5.15 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando el flujo de gas de calentamiento como variable. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso………………………....................................................... 74 xiv Figura 5.16 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando la masa y el diámetro de las bobinas como variables. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso........................................................................................... 75 Figura 5.17 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando la masa y el alto de las bobinas como variables. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso........................................................................................... 77 Figura 5.18 Ciclo térmico completo del proceso de recocido estático obtenido a nivel industrial y para la “Simulación 2”, tomando como punto de estudio el ciclo térmico de: a) Horno; b) Gas y c) Carga............................................. 79 Figura 5.19 Ciclo térmico completo del proceso de recocido estático obtenido del proceso industrial y por la simulación 2, tomando como punto de estudio las temperaturas de la bobina 2 de la carga……………………….............. 80 Figura 5.20 Ciclo térmico de los puntos fríos de las bobinas metálicos de la compañía Hylsamex..................................................................................................... 84 Figura 5.21 Ciclo térmico de los puntos calientes del proceso directo de las bobinas metálicos de Hylsamex................................................................................ 84 Figura 5.22 Ciclo térmico de los puntos calientes del proceso escalonado de las bobinas metálicos de Hylsamex................................................................... 85 Figura 5.23 Propiedades mecánicas de las probetas de acero (CQ) recocidas: a) Esfuerzo de fluencia (Sy); b) Esfuerzo máximo a la tracción (Sm) y c) Elongación................................................................................................... 86 xv ÍNDICE DE TABLAS Tabla 3.1 Tipo de aceros laminados en frío para doblado y embutición..................... 6 Tabla 3.2 Composición química requerida para aceros especiales calmados al aluminio destinados a embutición................................................................ 8 Composición química promedio (% en peso) del acero estudiado para estampado profundo..................................................................................... 33 Parámetros utilizados en el estudio de la influencia de la temperatura inicial de calentamiento en el proceso de recocido estático......................... 37 Parámetros utilizados en el estudio de la influencia de la velocidad de calentamiento en el proceso de recocido estático........................................ 37 Parámetros utilizados en la representación del proceso de recocido utilizados en Hylsa, específicamente para los Puntos Fríos del rollo (Prueba PF)……………………………………………………….………. 39 Parámetros utilizados en la representación del proceso de recocido utilizados en Hylsa, específicamente para los Puntos Calientes Continuos del rollo (Prueba PCc).................................................................................. 39 Parámetros utilizados en la representación del proceso de recocido utilizados en Hylsa, específicamente para los Puntos Calientes Escalonados del rollo (Prueba PCe)…………………………..................... 39 Tabla 4.7 Secciones del archivo AMR......................................................................... 45 Tabla 4.8 Valores originales en el modelo, de los archivos de entrada, a partir del proceso industrial......................................................................................... 48 Variables estudiadas en el proceso industrial de recocido estático, obtenidas tanto a nivel industrial como de la Simulación 2........................ 82 Estimación de la producción por mes de acero con calidad DDQ empleando el proceso industrial original y el mejorado por la “Simulación 2” (ver apéndice 5.e)............................................................... 83 Tabla 4.1 Tabla 4.2 Tabla 4.3 Tabla 4.4 Tabla 4.5 Tabla 4.6 Tabla 5.1 Tabla 5.2 1 I.- INTRODUCCIÓN Para la producción de componentes automotrices producidos por embutición profunda, se emplea mayoritariamente aceros ferríticos con bajo contenido de carbono (entre 0,04% y 0,08%) calmados al aluminio. Estos aceros deben cumplir fuertes restricciones en cuanto a sus propiedades mecánicas, entre estas se encuentran: un coeficiente de anisotropía plástica (r) elevado, un coeficiente de endurecimiento por deformación (n) elevado, límite de fluencia (Sy) bajo, resistencia máxima a la tracción (Sm) relativamente alta y un porcentaje de alargamiento elevado. En Venezuela, la industria Siderúrgica del Orinoco, SIDOR, fabrica estas láminas de acero para embutición profunda, con distintos espesores. De trabajos llevados a cabo a nivel de planta, se han observado importantes variaciones en las propiedades mecánicas anteriormente mencionadas, ubicándose en algunos casos en valores fuera de los intervalos especificados bajo las exigencias del sector automotriz. Las propiedades mecánicas de fluencia, tracción y alargamiento están directamente influenciadas por la composición química y aspectos microestructurales, tales como tamaño de grano recristalizado, tamaño y distribución de los precipitados presentes, entre otros. Estudios previos, han determinado que el coeficiente de anisotropía plástica está intrínsicamente relacionado con la microestructura desarrollada por el material durante el ciclo térmico de recocido estático, especialmente por la precipitación de nitruros de aluminio, ya que estos restringen el crecimiento de grano en una dirección particular del material conduciendo a la formación de una morfología de grano alargada (tipo pancake), la cual es fundamental para obtener un acero con calidad para estampado profundo. De ésta forma, se tiene que conociendo los cambios microestructurales que tienen lugar en el material, sometido a distintas condiciones de tratamiento térmico, se puede llegar a establecer 2 condiciones en dichos tratamientos, que conduzcan a la obtención de las propiedades mecánicas requeridas del material y a la minimización de las variaciones en las mismas. Por esto, se ha planteado hacer un estudio sistemático de la relación existente entre la microestructura y las propiedades mecánicas del material, así como la simulación computarizada del ciclo térmico del proceso de recocido estático. Se tomaran como variables de estudio la temperatura inicial de calentamiento, siendo ésta la correspondiente a la temperatura a la que se encuentra el horno al momento de colocar el material a ser recocido, y la velocidad de calentamiento a la que es expuesto el material al momento de recocerlo. Todo esto con la finalidad de determinar las condiciones adecuadas que permitan obtener el material con los requerimientos solicitados, reduciendo el tiempo de duración del proceso para su fabricación, el consumo de energía generado y los costos asociados. 3 II.- OBJETIVOS 2.1. General El presente proyecto se ha concebido con el propósito de estimar la temperatura inicial del horno y la velocidad máxima de calentamiento a emplear en el tratamiento térmico de recocido estático de un acero calmado al aluminio con 0,04%C, que garanticen la obtención de un producto que cumpla con los estándares establecidos para los materiales destinados a la embutición profunda. Así mismo, utilizar programas de computación desarrollados para simular el ciclo térmico del proceso de recocido estático, para optimizar el proceso de obtención del producto anteriormente mencionado. 2.2. Específicos 2.2.1. Evaluar la recristalización y formación de estructuras de grano tipo pancake en láminas de acero, producidas a nivel industrial, sometidas a distintas temperaturas iniciales de calentamiento y velocidades de calentamiento. 2.2.2. Evaluar las propiedades mecánicas, mediante la realización de ensayos de tracción y de microdureza, a las distintas condiciones de tratamiento térmico, así como la evaluación del coeficiente de anisotropía (r) y el coeficiente de endurecimiento por deformación (n). 2.2.3. Correlacionar las propiedades mecánicas obtenidas, con la microestructura del material sometido a las distintas condiciones de tratamiento térmico ya mencionadas, de manera de establecer las condiciones adecuadas de tratamiento térmico que permitan obtener un producto que satisfaga los requerimientos de propiedades mecánicas exigidos del material. 4 2.2.4. Utilizar herramientas computarizadas, basadas en la aplicación de diferencias finitas, con la finalidad de simular los ciclos térmicos del proceso de recocido estático. 2.2.5. Reproducir, a escala de laboratorio, los ciclos térmicos del proceso de recocido estático empleado a nivel industrial, y obtener las propiedades mecánicas del material, con la finalidad de garantizar la viabilidad de aplicación de éste método, con miras a la introducción de cambios futuros en el proceso industrial. 5 III.- FUNDAMENTO TEÓRICO 3.1.- Aceros de bajo carbono calmados al aluminio empleados para embutición Los aceros calmados al aluminio, son aceros de bajo contenido de carbono, desoxidados con aluminio, comúnmente utilizados en la fabricación de partes de automóviles, filtros de aceite, piezas para línea blanca como tinas de lavadoras, cocinas, hornos calentadores de gas, envases para alimentos, entre otros. Todos estos productos requieren de procesos de conformado (embutido, estirado, doblado, entre otros), por lo tanto sus propiedades mecánicas deben estar dentro de intervalos que satisfagan los requerimientos específicos de cada proceso.[1,2] Según el grado de deformación obtenido, algunos de los grupos en los que los aceros de bajo carbono se pueden clasificar son:[1-5] • Calidad Comercial (CQ): destinados a aplicaciones de estampado o embutición suave, por lo que poseen exigencias mínimas de resistencia mecánica. • Calidad Estampado Profundo (DDQ): tienen un mayor grado de ductilidad en comparación con el de calidad comercial, presentan un intervalo de propiedades mecánicas más reducido, efectos que son logrados mediante un control cuidadoso de los parámetros metalúrgicos y del proceso. • Embutición Extra-Profunda (EDDQ): presentan características de alta ductilidad (superiores a los DDQ), ya que poseen bajos contenidos de carbono y manganeso en combinación con pequeñas cantidades de elementos aleantes, que favorecen el incremento de ésta propiedad mecánica y reducen el efecto de elementos químicos indeseables que existan en el material. • Embutición Super Extra-Profunda y Libres de Intersticiales (super-EDDQ e IF): en estos se logra una mayor ductilidad para el acabado final debido a la reducción del contenido de carbono por técnicas de metalurgia al vacío. La reducción se lleva hasta niveles muy bajos (<0,02% C). Se produce un incremento en la deformabilidad del 6 material, pero esto representa a su vez un aumento en el costo de producción y una reducción en la resistencia mecánica. La tabla 3.1 muestra los diversos grados de aceros destinado para la embutición con sus respectivos intervalos de aceptación para algunas propiedades mecánicas importantes. Tabla 3.1 Tipos de aceros laminados en frío para doblado y embutición[3,4,6-9] Calidad Sy [Mpa] Sm [Mpa] A [%] Comercial (CQ) ≤ 280 270-410 r n ≥ 28 Embutición profunda (DDQ) ≤ 240 270-370 ≥ 34 ≥ 1,3 Embutición extraprofunda (EDDQ) ≤ 210 270-350 ≥ 38 ≥ 1,6 ≥ 0,18 Super- extraprofunda(super-EDDQ) ≤ 180 270-350 ≥ 38 ≥ 1,8 ≥ 0,20 Libre de intersticiales (IF) ≤ 180 270-330 ≥ 40 ≥ 1,9 ≥ 0,22 Se obtiene una buena embutibilidad en el material, a medida que se incrementan el valor del coeficiente de anisotropía plástica (r). A su vez, estos valores de (r) están asociados con el contenido de carbono en el acero, por lo que se consigue aumentar (r) con la reducción del carbono en el material. Sin embargo, el coeficiente de anisotropía plástica es uno de los aspectos a tomar cuenta, puesto que otras propiedades requeridas tales como ductilidad y resistencia al envejecimiento por deformación (strain ageing) deben ser consideradas[4,10]. Esto demuestra que la composición química constituye uno de los factores fundamentales que deben ser considerados durante la fabricación de aceros para la obtención de láminas y por ende el conformado de las bobinas. La homogeneidad de la composición química permite establecer las propiedades mecánicas de cada uno de estos tipos de acero. Además, trae como consecuencia durezas superficiales uniformes, así como estructuras metalográficas deseadas después del recocido, las cuales favorecen la ductilidad para el trabajo en frío. A continuación, se señala el efecto de algunos elementos aleantes y residuales del acero.[11-13] • Carbono: El contenido de carbono es particularmente significativo en aceros que son requeridos para aplicaciones de formabilidad. El incremento del contenido de carbono en el acero aumenta la resistencia mecánica y reduce su ductilidad. Estos efectos son 7 causados por la formación de finas partículas de carburos en la matriz ferrítica y por la obtención de un tamaño de grano fino. Por esta razón, la cantidad de carbono en aceros para láminas es generalmente limitado a un 0,10% para facilitar las operaciones de conformado. • Fósforo y azufre: Son considerados indeseables en aceros para láminas destinadas a procesos de conformado y estampado, debido a que su presencia incrementa el agrietamiento durante el conformado en frío. El azufre, también tiende a formar sulfuros que se concentran en los límites de los granos destruyendo la cohesión entre ellos, por lo que el acero se fragiliza o agrieta cuando es forjado o laminado a altas temperaturas. Además, pueden aumentar la anisotropía del acero y causar un efecto impredecible en la recristalización durante el recocido. • Manganeso: Este elemento es necesario para neutralizar los efectos del azufre, especialmente durante la laminación en caliente, ya que de esta forma se reduce la tendencia a la fragilidad. • Cobre: es generalmente considerado un elemento residual en aceros para láminas. Aunque puede ser adicionado en pequeñas cantidades, hasta un máximo aproximado de 0,20%, con el propósito de promover la resistencia a la corrosión atmosférica. • Aluminio: es utilizado para fomentar el desarrollo de texturas cristalográficas y la obtención de altos valores de deformación plástica en bandas de aceros laminadas en frío y posteriormente recocidas. Junto con el nitrógeno, forma nitruros de aluminio, que controlan la textura cristalográfica necesaria durante el recocido para satisfacer la propiedad de embutibilidad. Dentro de la categoría DDQ, destacan los aceros especiales de bajo carbono para embutición calmados al aluminio, ya que, este material se caracteriza por presentar excelentes propiedades plásticas, haciéndolo fuertemente atractivo para el estampado en frío. Los requerimientos en cuanto a composición química del producto final[14], son presentados en la tabla 3.2. 8 Tabla 3.2 Composición química requerida para aceros especiales calmados al aluminio destinados a embutición.[14] Elemento % peso, máx. N C 0,010 0,100 Mn 0,500 P S Cu Ni Cr Mo V Co 0,025 0,030 0,230 0,230 0,190 0,070 0,018 0,018 3.2.- Proceso de fabricación de láminas de acero para embutición La fabricación de hoja o lámina de acero se ve rodeada de diferentes procesos individuales cuya función específica se detallará de manera general en las siguientes secciones. Estos procesos son básicamente la colada continua, laminación en caliente, laminación en frío y el recocido a que se somete el acero del cual se esperan propiedades mecánicas o físicas específicas para su destino final. La colada continua es un proceso con el que se producen planchones que avanzan y se solidifican a medida que se va vertiendo metal líquido en una lingotera o molde sin fondo que se alimenta indefinidamente. Con este proceso se forman, directamente del acero líquido, secciones semiacabadas sin tener que pasar por la fase de lingote y las etapas de recalentamiento y de laminación por desbaste. El proceso comienza con la fusión de chatarra y hierro esponja en un horno eléctrico, para que posteriormente el metal líquido pase al horno cuchara donde se le agregan los elementos de aleación. Una vez obtenido el acero a la temperatura y composición química deseada, se pasa a la colada continua en la cual se obtiene la placa o planchón. Posteriormente el planchón pasa por un horno túnel cuya función es la de uniformizar la temperatura en todos los puntos del planchón. Finalmente el planchón llega al tren de laminación en caliente, donde se da el espesor deseado a la lámina que será enrollada después de haber pasado por una mesa de enfriamiento.[15] Se denomina laminado al proceso mecánico de deformación plástica de un material al ser forzado a pasar entre rodillos o cilindros giratorios de un molino laminador, siendo la holgura o separación entre rodillos algo menor que el espesor de la pieza a trabajar. El material de trabajo se reduce mediante fuerzas de compresión ejercidas por dichos rodillos: éstos giran 9 desplazando el material y simultáneamente lo comprimen entre ellos. Es en este proceso de compresión indirecta donde el espesor del material disminuye. El laminado da a la pieza un perfil y tamaño determinados, de manera que la producción obtenida puede ser utilizada como artículo acabado o bien como pieza bruta para forjado, estampado o troquelado posterior.[16] La laminación o trabajo en caliente es la conformación del metal por encima de su temperatura de recristalización. Los planchones son precalentados a altas temperaturas (entre 1200ºC y 1400ºC) y son mantenidos dentro del horno por un determinado tiempo para lograr la disolución y la homogeneización de los elementos aleantes.[15-18] Los cambios que ocurren durante el precalentamiento para el caso específico de los aceros hipoeutectoides, son: (a) disolución de la cementita, (b) incremento del contenido de carbono en solución, (c) transformación de ferrita en austenita, (d) crecimiento de granos austeníticos y (e) disolución de precipitados presentes en el acero.[18] El paso de planchón a lámina se lleva a cabo en un tiempo muy corto a temperaturas ubicadas a 300ºC por encima de la temperatura crítica superior (A3) y entre 250ºC a 300ºC por debajo de la temperatura de fusión del acero a laminar. La temperatura del planchón durante el proceso de calentamiento debe ser uniforme. La temperatura final de laminación debe estar por encima de la temperatura de transformación de austenita a ferrita (A3), para asegurar que la laminación ocurra por completo en la fase austenítica, por lo que se obtendrá en el material una microestructura de granos finos equiaxiales.[4,17] Finalmente, la lámina de acero es enfriada rápidamente por un sistema de rociado, hasta temperaturas comprendidas entre 650ºC y 500ºC, para posteriormente ser enrolladas. La temperatura de enrollado posee una marcada influencia sobre el tamaño de grano ferrítico, el espaciado interlaminar y la morfología de la perlita. Estas condiciones tienen como resultado, granos de ferrita finos y equiaxiales acompañados de una estructura perlítica fina.[18] Además, para el caso de aceros de bajo carbono calmados al aluminio, el rápido enfriamiento a temperaturas de enrollado cercanas a 550ºC, facilita que el nitrógeno y el aluminio permanezcan en solución. [19] Realizar el enrollado a temperaturas superiores a estas tiene efectos adversos en la lámina de acero, específicamente sobre las propiedades mecánicas y 10 valores de anisotropía plástica[18], debido a que la baja velocidad de enfriamiento durante la transformación a ferrita, se forma perlita gruesa; mientras que el aluminio y el nitrógeno se combinan para formar nitruros de aluminio. La Figura 3.1 muestra un esquema ilustrativo del proceso de obtención de productos planos de aceros. Figura 3.1 Diagrama del proceso colada continua y laminación en caliente [15]. La última etapa a la que se somete el material antes de realizar el proceso de recocido es la laminación en frío. Este es un proceso mecánico de deformación plástica posterior a la laminación en caliente, realizada por debajo de la temperatura de recristalización del material. Este proceso de laminado, al igual que el efectuado en caliente, se logra haciendo pasar el metal a través de una serie de rodillos laminadores. Originalmente, las operaciones de acabado en frío se empleaban con el fin de obtener cerradas tolerancias dimensionales y buen acabado superficial. El incremento en la resistencia mecánica del material, provocada por la laminación en frío, es una consideración importante, ya que las deformaciones en la lámina de acero pueden llegar a reducciones cercanas al 90% de su espesor inicial. Sí se trabaja en frío excesivamente, el metal puede presentar fisuras antes de alcanzar la forma y tamaño final. Por esta razón, suele realizarse en varias etapas.[15,17,18] 11 3.3.- Tratamiento térmico de recocido para aceros destinados a embutición El recocido es el tratamiento térmico que se realiza en materiales metálicos con el propósito de aliviar los esfuerzos generados después del trabajo en frío o en caliente y ablandar el material con el fin de mejorar otras propiedades mecánicas, como por ejemplo ductilidad, resistencia mecánica, troquelabilidad, etc., o físicas, como por ejemplo pérdidas magnéticas, resistividad eléctrica, etc.. El recocido puede ser necesario como una etapa intermedia en el conformado de una pieza para devolver la ductilidad al material. Esto se conoce como tratamiento de recocido o recristalización por recocido. La característica común de los procesos que involucran un tratamiento de recocido es que en todos se ablanda el material a fin de mejorar sus propiedades con miras a tratamientos posteriores, como el conformado en frío (embutido, troquelado) y el maquinado.[16,20,21] Generalmente, un tratamiento térmico de recocido aplicado a aceros al carbono, produce una microestructura de ferrita y cementita, que puede facilitar su posterior trabajo en frío o mecanizado, además mejora ciertas propiedades mecánicas y eléctricas y promueve estabilidad dimensional. La microestructura final dependerá de la temperatura final del tratamiento térmico, del tiempo de mantenimiento, así como de las velocidades de enfriamiento y de calentamiento.[22] En la práctica existen muchos tipos de recocidos. Una primera clasificación de los distintos tipos de recocido aplicado en aceros hipoeutectoides, se basa en la temperatura final del tratamiento. Este criterio permite dividir al recocido, en tres grandes grupos: el recocido intercrítico y recocido supercrítico, los cuales involucran la formación de austenita, y el recocido subcrítico, el cual conserva la estructura ferrítica. Para efectos de ésta investigación, el tipo de recocido que se estudiará, será el subcrítico. Este tipo de recocido no involucra la formación de austenita, ya que se realiza por debajo de la temperatura eutectoide. La figura 3.2 muestra los intervalos de temperaturas en donde se presentan estos tipos de recocidos para la porción eutectoide del diagrama Fe-Fe3C. La condición inicial del acero es modificada por numerosos procesos térmicamente activados, como por ejemplo: recuperación, recristalización, crecimiento de grano y aglomeración de partículas de carburos.[22] 12 Figura 3.2 Segmento eutectoide del diagrama Fe-Fe3C que muestra los intervalos de temperaturas para el recocido subcrítico (alivio de esfuerzos y recocido por recristalización) y recocido intercrítico.[16] Con este recocido se controla la dureza de la ferrita y la perlita en aceros hipoeutectoides que contengan estos microconstituyentes, pero se requieren de tiempos extremadamente prolongados para lograr un ablandamiento substancial. [22] El recocido subcrítico tiene una alta efectividad cuando se aplica en aceros que han sido endurecidos previamente por trabajo en frío, ya que favorece el proceso de recristalización, en donde se forman nuevos granos de ferrita. La reducción en la dureza del material se incrementa rápidamente a medida que la temperatura del tratamiento se acerca a la temperatura del eutectoide. Por otro lado se tiene que la velocidad de enfriamiento en un recocido subcrítico tiene poco efecto sobre la microestructura formada y las propiedades mecánicas desarrolladas.[22] Otro tipo de clasificación que se utiliza para el tratamiento térmico de recocido es según el proceso industrial que es aplicado al material. Actualmente, el proceso industrial de recocido de los productos laminados de acero se desarrolla de dos formas distintas: bien por recocido en hornos de campana, también conocido como recocido estático o recocido en caja, el cual es un proceso bastante largo en el tiempo, varias horas, pero relativamente sencillo; o bien mediante costosas instalaciones de recocido continuo, los cuales tienen a su favor que el proceso completo se realiza en pocos minutos.[22,23] Nuevamente, para efectos de ésta investigación, el tipo de recocido a estudiar será el recocido estático. 13 En un proceso de recocido estático, múltiples bobinas de acero laminado en frío son apiladas verticalmente, en una base de recocido, intercaladas por separadores convectivos y posteriormente cubiertas por una retorta o campana interna y sobre ésta por un horno de campana, sellado herméticamente para garantizar la formación de una atmósfera protectora. El mecanismo principal de calentamiento de la carga es la convección provocada por la circulación continua de un gas inerte, con buenas propiedades de transferencia de calor. Este gas es generalmente una mezcla de nitrógeno e hidrógeno (gas HNx). La base del recocido cuenta con placas convectoras que facilitan la circulación de los gases protectores, contribuyendo también a incrementar la transferencia de calor. Con la formación de la atmósfera protectora, es posible disminuir al máximo, los problemas de oxidación de aceros de bajo contenido de carbono así como la descarburización, ya que se extrae el exceso de aire, vapor de agua y gases de combustión[22-24]. El montaje empleado a nivel industrial para éste tipo de recocido se muestra en la figura 3.3. Figura 3.3 Corte transversal esquemático del montaje utilizado a nivel industrial para el recocido estático Los granos de ferrita recristalizados durante la etapa de calentamiento del recocido estático resultan ser de mayor tamaño, y con las bajas velocidades de enfriamiento, se asegura que todo el carbono disuelto precipite en la matriz ferrítica, siendo éste el estado energético más favorable. Como consecuencia, se tiene un acero con elevada ductilidad, aunque no uniforme, ya que la parte externa e interna de la bobina, experimentan distintas historias térmicas durante el calentamiento.[27] 14 3.4.- Aspectos metalúrgicos y etapas del recocido La temperatura limite superior que define al trabajo en frío, no ha sido expresada con exactitud, pero se ha determinado que varía de acuerdo a la composición química del metal así como con la velocidad y cantidad de deformación. La mayor parte de la energía suministrada durante el trabajo en frío se convierte en calor, mientras que una pequeña fracción permanece en el metal como energía almacenada asociada con varios defectos de la red cristalina.[28,29] La deformación plástica causa ciertos cambios estructurales en metales, los cuales pueden ser convencionalmente clasificados en: (i) cambios en la forma y tamaño, (ii) cambios en la orientación espacial y (iii) cambios en la estructura interna de los cristales[30]. El cambio más importante en la estructura interna del cristal, es el incremento de la densidad de dislocaciones, definida como la relación entre la longitud total de las dislocaciones y el volumen del metal. Este aumento en la densidad de dislocaciones puede ser en cinco o seis ordenes de magnitud, en el caso de los aceros. La creación de defectos puntuales, como vacancias y átomos intersticiales, también contribuye con la energía almacenada en metales trabajados en frío.[30] Cuando el metal es trabajado en frío, está en un estado termodinámicamente metaestable, ya que su correspondiente energía es mayor que en su condición de recocido. Al calentarse, se libera gradualmente la energía almacenada cuando la temperatura es suficiente alta como para permitir que se efectúen los procesos de relajación. La velocidad y la manera cómo el material alcanza una configuración más estable, dependen del tiempo y de la temperatura del tratamiento de recocido de recristalización. Este proceso consta de tres etapas fundamentales: Recuperación, Recristalización y Crecimiento de grano.[28-30] 3.4.1.- Recuperación Se denomina recuperación, a todos los procesos espontáneos que ocurren previamente a la recristalización. En el caso de los aceros, estos pueden ocurrir a bajas temperaturas (inferiores a los 400ºC) y dichos procesos cambian tanto la densidad como la distribución de los defectos 15 presentes en materiales deformados en frío, es decir, previos a la aparición de nuevos granos. El término de recuperación, envuelve a varios fenómenos que apreciablemente difieren en sus mecanismos, pero que conducen a que el material recupere total o parcialmente las propiedades que poseía antes del trabajo en frío[28,29]. En esta etapa se libera una fracción de energía que depende del trabajo en frío previo (TF) y de la energía almacenada en virtud de dicho trabajo. Con un TF bajo, se libera una fracción grande de la energía almacenada, que es relativamente poca, y queda sólo una pequeña fracción para la etapa de recristalización. Con un TF alto, la fracción de energía almacenada que se libera durante la recuperación es pequeña en comparación con la fracción remanente para la recristalización. [16,20] El proceso de recuperación suele subdividirse en dos etapas: recuperación de primer orden, cuando no hay formación o migración de subbordes; y recuperación de segundo orden o poligonización, cuando predomina la formación y migración de bordes de pequeño ángulo en los granos deformados. [30] Los principales eventos que ocurren en la recuperación de primer orden son:[31] a).- Rearreglo y reducción de concentración de defectos puntuales b).- Tránsito de átomos intersticiales a posiciones reticulares c).- Migración y aniquilación de vacancias hacia las dislocaciones y bordes de grano d).- Arreglo de dislocaciones y su aniquilación, cuando son de diferente signo. En la etapa de recuperación de segundo orden o poligonización, ocurre la formación de subgranos separados por bordes de bajo ángulo, producidos durante el rearreglo de las dislocaciones, siendo el ascenso el mecanismo predominante en el proceso. La desorientación angular entre subgranos vecinos, es consecuencia del exceso de dislocaciones del mismo signo en ese borde. Los subgranos formados en la poligonización tienden a crecer a medida que aumenta la temperatura o el tiempo de recocido. Los mecanismos propuestos que explican el crecimiento de subgranos son: Primero, la migración de sub-bordes, la cual se debe a un efecto combinado de deslizamiento y de ascenso de dislocaciones pertenecientes a dos limites de subgranos contiguos de bajo ángulo. Este movimiento de bordes, hace crecer a dos subgranos a 16 expensas de un tercero, justo en una unión triple. Y segundo, la coalescencia de subgranos, que involucra la combinación de dos subgranos vecinos para formar una región más extensa libre de deformación. Esta teoría se basa en que originalmente, los subgranos vecinos no poseen la misma orientación cristalográfica, por lo que uno de ellos debe rotar hasta alcanzar la misma orientación cristalina, y así, la posterior eliminación del subborde.[28,30] En el caso de productos planos, los granos originales que quedaron aplanados a causa de la deformación o trabajo en frío impartido al material, permanecen planos y aparentemente sin alteraciones durante la recuperación. Sin embargo, se producen cambios submicroscópicos dentro de los granos que normalmente no son observables en el microscopio óptico, pero que se ven sin dificultad en el microscopio electrónico de transmisión. Estos cambios incluyen la eliminación de los defectos puntuales y de sus agrupamientos, la aniquilación y reacomodo de dislocaciones, y la eliminación de los subgranos y su crecimiento. Estos cambios microestructurales alivian principalmente los esfuerzos internos.[16,20] 3.4.2.- Recristalización Hacia el final de la etapa de recuperación, comienza a ser observable la formación de núcleos de nuevos granos en los antiguos límites de los granos trabajados en frío, fenómeno que indica la iniciación de la etapa de recristalización. Este es un proceso de transformación por nucleación y crecimiento, y se produce nucleación heterogénea si hay superficies disponibles. La nucleación de nuevos granos (cristales) ocurre por coalescencia de subgranos. Las superficies para la nucleación heterogénea son defectos microestructurales, por ejemplo, en los límites de grano y sobre partículas de segunda fase (como los precipitados). Los nuevos granos se forman a expensas de los antiguos granos trabajados en frío y están prácticamente libres de deformación y encerrados por límites de grano de gran ángulo y alta movilidad. Cuando todos los cristales antiguos se han transformado en nuevos granos equiaxiales libres de deformación, se dice que la estructura trabajada en frío ha recristalizado totalmente[16,20]. La velocidad a la cual se transformará el total del volumen de material en granos nuevos, es una función de la velocidad de nucleación y de la velocidad de crecimiento de dichos granos. El mecanismo fundamental de la recristalización primaria, es la migración de los bordes de alto ángulo que 17 separan las regiones altamente deformadas con aquellas regiones libres de dislocaciones. La fuerza motora para que el proceso ocurra, es la energía almacenada en el material producto del trabajo en frío, aunque una pequeña parte es liberada durante la recuperación.[28] La temperatura de recristalización, definida como la temperatura a la cual recristaliza completamente el material en una hora, no es una constante física sino que depende de múltiples factores. Algunos de estos son: la cantidad de trabajo en frío que ha tenido el material, el tamaño de grano original, si es un metal puro o una aleación, el tiempo de recocido y la presencia y distribución de solutos o partículas finas dentro del material.[16,20,30,31] 3.4.3.- Crecimiento de grano El crecimiento del grano se inicia cuando se ha completado la recristalización primaria. Este crecimiento se caracteriza por una disminución gradual de la resistencia mecánica del material acorde con el incremento en el tamaño del grano. En tanto que la fuerza que impulsa la recuperación y la recristalización es la energía almacenada del trabajo en frío, la fuerza impulsora del crecimiento de grano es la reducción al mínimo de la energía superficial asociada a los límites de grano.[16,20] El mecanismo que prevalece es la migración de bordes de alto ángulo, la cual está dirigida hacia el centro de curvatura. Se dice entonces, que el estímulo termodinámico para el crecimiento de grano, es el descenso de la energía superficial de toda la estructura.[28-31] El tamaño final del grano recristalizado está afectado por todos aquellos aspectos que influyen en la recristalización primaria. Entre los cuales, se tiene: temperatura, tiempo de recocido, grado de deformación plástica, tamaño de grano inicial previo a la deformación, velocidad de calentamiento y composición química de la aleación. La presencia de partículas gruesas de segunda fase, influyen sobre la velocidad de recristalización y por consiguiente sobre el tamaño de grano resultante. Mientras que algunas partículas finas pueden retaradar éstos procesos.[28-31] 18 3.5.- Envejecimiento por deformación (strain ageing) y Bandas de Lüders El envejecimiento por deformación es un fenómeno difusivo, provocado por átomos de carbono y de nitrógeno intersticial que migran hacia dislocaciones y las anclan, aumentando de esta forma la resistencia mecánica y reduciendo la ductilidad. Este envejecimiento es un fenómeno térmicamente activado, por lo que puede darse a temperatura ambiente y pueden pasar varios meses antes de que ocurra. En el caso de aceros de bajo carbono, laminados en frío y posteriormente recocidos, es importante evitar el envejecimiento por deformación (strain ageing), ya que esto produce un límite de fluencia discontinuo durante las deformaciones propias del conformado de los paneles que van a ser empleados en la carrocería del automóvil.[10] Este límite de fluencia discontinuo da como resultado la formación de las llamadas bandas de Lüder (Lüders Bands). La existencia de estas bandas trae como consecuencia la aparición, en una curva obtenida en un ensayo de tracción (ver figura 3.4.b), una región en donde hay una caída en los valores de esfuerzo de fluencia. Esto se debe, porque la zona de fluencia muestra esfuerzos menores que la del material que está alrededor. La deformación plástica es concentrada en bandas discretizadas en regiones donde hay concentración de esfuerzos. Los bordes de estas bandas se presentan a unos 50º aproximadamente, con respecto al eje donde se esté aplicando la tensión (ver figura 3.4.a), y las mismas pueden crecer a lo largo de grandes extensiones en el material, creando un ondulado inaceptable en el acabado superficial de la parte conformada.[10,32] a b Figura 3.4 Bandas de Lüder. a) representación esquemática de su aparición sobre una probeta sometida a tracción. b) Aparición de las bandas en una curva esfuerzo – deformación.[32] 19 Una forma de poder evitar la aparición del strain ageing, y por ende de las Bandas de Lüder, es mediante la aplicación de una ligera reducción en frío, entre 0,8 y 1,8%; denominada laminación superficial (temper rolling) o pasada superficial (skin pass) que se aplica luego del recocido a fin de introducir dislocaciones móviles que permiten una fluencia continua durante el conformado.[10] El Temper Roll es realizado después del proceso de recocido, y tiene como finalidad alcanzar los siguientes objetivos: controlar la planeza del material, mediante una combinación de esfuerzos de tracción y flexión, proveer el acabado superficial deseado pues tanto la rugosidad del cilindro como la lubricación del proceso afectan la superficie.[33,34] Uno de los efectos más importantes del temper roll es que mejora las propiedades mecánicas. La figura 3.5 presenta la curva esfuerzo - deformación para un acero: (a) después de recocido, y (b) luego de la laminación superficial (temper rolling). Como se puede ver, uno de los efectos del temper roll es la eliminación de la zona de bandas de Lüders, eliminando la región donde existe discontinuidad en el límite de fluencia. Figura 3.5 Curva de tracción típica de: a) Un acero recocido y b) Después de aplicado laminación superficial.[33] Este proceso reduce la ductilidad del acero pues incrementa la dureza y los valores de esfuerzo de fluencia y en menor grado el esfuerzo máximo a la tracción. A pesar de los cambios en las propiedades mecánicas, la microestructura del material no varía notablemente con el laminado superficial, debido a que la deformación experimentada es muy pequeña.[33,34] 20 3.6.- Esferoidización de la cementita bajo un recocido subcrítico Uno de los procesos más importantes llevados a cabo para proveer a los aceros de bajo contenido de carbono de alta ductilidad, es la esferoidización de la cementita. Estas características son útiles para posteriores aplicaciones de conformado en frío. Una microestructura esferoidizada es indispensable para disminuir el flujo de esfuerzos producidos en el material durante el conformado en frío, ya que éste flujo es determinado por la distribución de la fase ferrítica y de los carburos presentes.[22,35] A nivel experimental e industrial se ha determinado que mantener al acero un prolongado tiempo de mantenimiento a temperaturas subcríticas, justo por debajo de la línea Ae1 (similar al proceso de recocido estático anteriormente descrito) genera en el acero una estructura de carburos esferoidizados o globulares dentro de una matriz ferrítica.[22] La cementita obtenida en aceros de bajo contenido de carbono a la temperatura de enrollado, frecuentemente aparece en forma laminar dentro de pequeñas colonias perlíticas o bien formando una red continua ubicada en los bordes de granos de ferrita.[36] Bajo esta configuración, la transformación de cementita laminar a globular sin predeformación plástica previa, requiere de largos períodos de tratamiento térmico a temperatura subcríticas, los cuales pueden abarcar desde cientos a miles de horas.[37] Existen modelos que tratan de explicar los mecanismos de la esferoidización de la cementita. Cuando los aceros de bajo carbono son sometidos a leves deformaciones plásticas, uno de los modelos que puede aplicarse es el de las fisuras térmicas, ya que se introduce en el material una alta concentración de dislocaciones y por ende, de sub-bordes. Esta establece que la estructura laminar podría fracturar a consecuencia de mecanismos difusivos a lo largo de los sub-bordes de grano. Sin embargo, se ha encontrado que cuando la deformación plástica en frío es severa, se acelera el mecanismo de esferoidización.[41] Por lo tanto, se tiene que la fragmentación de la cementita y la subestructura de dislocaciones introducida en el material con los altos niveles de deformación plástica, tienen un marcado efecto acelerador en el proceso de esferoidización.[42,43] 21 3.7.- Coeficiente de anisotropía plástica (r) Las propiedades de un acero trabajado mecánicamente varían según la dirección en la que se le aplica una carga o fuerza. Este fenómeno se denomina anisotropía, la cual es causada por la orientación preferencial de los granos del metal después de una gran deformación por trabajado mecánico.[44] Debido a las diferencias en el arreglo atómico de planos y direcciones dentro un cristal, las propiedades de un material serán función de la dirección cristalográfica. Un material es anisotrópico, sí sus propiedades dependen de la dirección cristalina a lo largo de la cual se mide determinada propiedad. Puesto que muchas propiedades de un monocristal dependen de la orientación cristalográfica, es evidente que un agregado policristalino, típico para los materiales metálicos, presentará también propiedades que dependen de la orientación.[20] El coeficiente de anisotropía plástica (r), también llamado relación de Lankford, da el grado de deformación que puede experimentar el material en una determinada dirección, y se define como el cociente de la deformación sufrida por el ancho (ε ancho) y la experimentada por el espesor (ε espesor), de una probeta en un ensayo de tracción uniaxial y viene definido por la siguiente expresión.[45] r= ε ancho ln( ai / a f ) = ε espesor ln( ei / e f ) (1) Donde a y e, son el ancho y el espesor, mientras que los subíndices i y f son el estado inicial y final respectivamente. Generalmente, el coeficiente de anisotropía plástica (r) varía con la dirección respecto a la laminación del acero, por lo que un valor promedio (r m) es determinado mediante la siguiente expresión:[3,46] rm = r0 + 2 r45 + r90 4 (2) 22 donde r0 es el coeficiente de anisotropía plástica determinado en el ensayo de tracción uniaxial de una muestra extraída en la dirección paralela al eje de laminación, r45 en dirección diagonal y r90 en dirección perpendicular a la laminación. En la práctica, se trata de lograr un valor de rm alto, lo que corresponde a un acero que se deforma más fácilmente en el plano normal sin reducir mucho su espesor. 3.8.- Coeficiente de endurecimento (n) Según lo explicado en las secciones anteriores, el resultado de la deformación en frío es el aumento de la dureza del acero, una medida de este trabajo está dada por el coeficiente de endurecimiento o coeficiente de acritud (n). Este valor determina la capacidad de deformación plástica de un metal, y se puede deducir por la pendiente de la curva de tracción, haciendo una relación entre esfuerzo (σ) y deformación (ε).[2,45] σ = Kε n (3) Este fenómeno de endurecimiento está relacionado con la interacción, anclaje y aumento de la densidad de dislocaciones en el metal. Así mismo, el coeficiente (n) es afectado por los elementos presentes en solución, segundas fases o inclusiones precipitadas en el interior de los granos.[2] Al igual que la anisotropía plástica del material, éste parámetro también varía según la dirección en la que se realice el ensayo, por lo tanto, mientras mayor sea (n) mayor será la capacidad de conformado del metal. El coeficiente de endurecimiento medio se expresa con la ecuación presentada a continuación.[2] nm = n0 + 2 n45 + n90 4 (4) 3.9.- Embutición profunda La embutición profunda constituye un proceso de conformado de las láminas delgadas de acero para la fabricación de carrocerías y otros componentes de automóviles. Durante este 23 proceso, el material está expuesto a diferentes tipos de deformaciones, como se aprecia en la figura 3.6. Figura 3.6 Esfuerzos mecánicos presentes durante la embutición profunda[3]. La parte central de la muestra, debajo del punzón (punch), se alarga en dos direcciones y tiene tendencia a reducir su espesor. Mientras que el borde exterior (flange) se contrae hacia el interior. Finalmente, en el costado de la pieza (cup wall), se presenta un alargamiento considerable debido a un estado de esfuerzos biaxiales de tensión, con tendencia a reducir el espesor de la lámina.[3,47] De acuerdo a lo descrito anteriormente, las láminas de aceros son sometidas a distintos estados de deformación durante el proceso de embutido. Por esta razón, es importante inducir en el material una apropiada orientación preferencial de los sistemas de deslizamiento cristalinos, con respecto al eje principal de aplicación de esfuerzos externos (textura cristalográfica) para que se deforme en mayor proporción en el plano de la lámina y ocurra poca reducción de espesor, es decir, generar un elevado nivel de anisotropia plástica (r), evitando así, la formación de defectos tales como las denominadas orejas de embutición o edge splitting.[3,48] Se ha demostrado que la textura cristalográfica más favorable para la embutición de aceros de bajo contenido de carbono, es aquella en donde una alta proporción de granos se orientan con los planos {111} paralelos al plano de la lámina.[48-50] 24 3.10.- El aluminio y el nitrógeno en los aceros para embutición El aluminio se ha empleado como elemento desoxidante del acero desde hace mucho tiempo, produciendo los aceros de bajo carbono calmados al aluminio, los cuales poseen buenas características para el estampado profundo, control del tamaño de grano y un alta resistencia al envejecimiento por deformación (strain aging).[2,19] El nitrógeno, cuando está sin combinar con otros elementos, tiende a desmejorar la textura y anisotropía del material. En los aceros de bajo carbono calmados al aluminio, el nitrógeno forma nitruros de aluminio (AlN). Numerosos estudios han demostrado que la precipitación controlada de AlN juega un papel importante sobre el desarrollo de texturas cristalográficas favorables, en particular la {111} observada en los aceros calmados al aluminio recocidos. La interacción entre la recuperación, recristalización y la precipitación de AlN, dependientes tanto de la temperatura como de la velocidad de calentamiento durante el recocido, permite la obtención de texturas adecuadas para una buena embutición.[51,52] El primer requerimiento consiste en que todo el aluminio y el nitrógeno se encuentren en solución sólida antes de la laminación en frío. En la práctica, esto significa que la temperatura de homogeneización antes de la deformación en caliente, debe ser lo suficientemente elevada como para descomponer y disolver algún AlN presente en el acero. Adicionalmente, en todo momento se debe prevenir la precipitación de AlN durante y después de la deformación en caliente.[19,48] El mantenimiento del aluminio y nitrógeno en solución durante la laminación en caliente, se logra con enfriamientos muy rápidos de la banda (entre 900 – 600°C), de esta manera se evita la precipitación de nitruros de aluminio antes de ser enrollada. Teóricamente se conoce que la temperatura final de laminación debe estar entre 850 y 870°C, es decir, por encima de la línea A3 del diagrama Fe-Fe3C (en el campo austenítico). Sin embargo, es conveniente que la temperatura de enrollado sea menor a los 600ºC, para alcanzar las condiciones adecuadas para embutición profunda del acero.[2,53] El aluminio y el nitrógeno disueltos bajo estas condiciones, tendrán poco efecto durante la laminación en frío del acero, pero sí una marcada 25 influencia sobre la recuperación y recristalización del material durante el recocido subsecuente.[48] Con frecuencia, después del recocido en caja de aceros calmados al aluminio, se observa la aparición de una microestructura poco usual, la cual consiste en nuevos granos de ferrita recristalizados y alargados en la misma dirección del eje de laminación. A este tipo de morfología de grano, se le denomina estructura tipo pancake, la cual es mostrada en la figura 3.7. Hoy en día, se acepta que la morfología alargada del grano recristalizado está relacionada con el desarrollo de la textura cristalográfica y con la precipitación de nitruros de aluminio. [48,54] La estructura de grano tipo pancake obtenida después de la recristalización, es el resultado de una frecuencia de nucleación reducida seguido de un prolongado crecimiento de los nuevos granos. Sumado a esto, se tiene la precipitación o pre-precipitación de AlN en forma de delgadas placas sobre los bordes y subbordes de granos originalmente deformados. Estas delgadas placas, actúan como barreras anisotrópicas para el crecimiento de los nuevos granos, aunque la estructura de celdas deformadas, podrían promover por sí solas el crecimiento de los granos recristalizados en la dirección de laminación.[3,48] Figura 3.7 Microestructura tipo pancake de un acero destinado para embutición profunda después de laminado en frío y recocido.[55] Se ha observado, que la precipitación de AlN, la cual ocurre a lo largo de los bordes de los subgranos de la estructura previamente deformada, retarda la nucleación y crecimiento de los 26 nuevos granos, y por ende la recristalización del material. Adicionalmente, la aparición de estos nitruros coincide con la formación de texturas del tipo {111}, que a su vez, favorecen la formación de la estructura tipo pancake.[48] Las partículas de AlN estimulan la formación de texturas convenientes para embutición, sólo sí su precipitación ocurre antes que la recristalización. Con bajas velocidades de calentamiento, como en caso de recocido en caja, se concede un tiempo adecuado para que difunda el aluminio y forme los precipitados de AlN antes de que la recristalización tome lugar. En la figura 3.8, se muestra el efecto que tiene la velocidad de calentamiento sobre el desarrollo de la microestructura. Figura 3.8 Efecto de la velocidad de calentamiento durante el recocido estático sobre la interacción de la precipitación de AlN con la recristalización.[56] Los cambios microestructurales ocurridos en un acero calmado al aluminio durante la etapa de calentamiento a bajas velocidades, pueden ser clasificados en dos grandes grupos. En primer lugar, a temperaturas bajas (∼550ºC), se alcanza la precipitación del AlN, mientras que en una segunda etapa (temperaturas más elevadas ∼700ºC), ocurre la recristalización de la matriz ferrítica. Los intervalos de velocidades de calentamiento que permiten esta secuencia de transformaciones, se ubican entre los 10 y 100ºC/h, como se muestra en la figura 3.8. 27 Teniendo así, que la textura resultante bajo estas condiciones contenga fuertes componentes {111}. Por el contrario, sí se calienta al acero rápidamente, la recristalización ocurre antes que la precipitación, dando como resultado una textura poco desarrollada, similar a la presentada en aceros comunes no calmados al aluminio.[48,57] 3.11.- Modelamiento matemático y simulación del proceso de recocido estático A continuación, se describen los aspectos relacionados con la utilización de un modelo que simule el proceso industrial de recocido estático. Además, se presenta información referente al modelo matemático utilizado en la presente investigación: Coil Annealing Simulation Program (CASP) por sus siglas en inglés, y su funcionamiento. Debido a las múltiples limitaciones y dificultades que se encuentran al querer hacer mediciones a nivel industrial, no es fácil obtener información del ciclo térmico de una carga durante el recocido del acero, por lo que es de particular interés contar con un modelo que describa el comportamiento térmico de las bobinas durante dicho ciclo. De esta forma, los modelos de predicción son herramientas válidas para el diseño y operación de cargas de un horno de recocido en campana, lo que redunda en la optimización del ciclo.[25] La utilización de un modelo surge de la necesidad de representar el ciclo de recocido con el fin de estimar el ciclo térmico en cada parte de la bobina, tratando de reducir el tiempo estimado del ciclo completo, cuidando que se cumplan los requerimientos de calidad, como pueden ser las propiedades de deformación, homogeneidad en las propiedades, solución de problemas de oxidación y acabado superficial satisfactorios, etc. El modelo permite tener el control de las siguientes restricciones:[58] • Temperatura del horno. • Temperatura de la superficie de las bobinas. • Ciclo térmico del punto frío de la bobina. • Problemas generados por la expansión o compresión térmica de las brbinas. • Esfuerzos térmicos. 28 • Volatilización o degradación del aceite. La información obtenida de un modelo de recocido permite aplicarlo en[59]: • Diseño del ciclo de recocido. • Optimización del uso de las instalaciones. • Evaluación de estrategias de control. • Modelación de tiempos de mantenimiento. • Modificaciones al equipo. • Estudios de construcción de cargas. • Validación de modelos en línea y su efectividad en el control del ciclo. 3.12.- CASP (Coil Annealing Simulation Program) Este modelo matemático tiene por objetivo la simulación detallada del historial de temperaturas de una carga vertical de dos a cinco bobinas durante el calentamiento y enfriamiento en un horno de recocido. Su funcionamiento se basa en la solución de ecuaciones por el método de diferencias finitas para cada uno de los procesos o aspectos individuales involucrados en el ciclo: horno, quemadores, gas, retorta, base y ventilador, separadores convectores, bobinas, termopares de control y controladores. El método de diferencias finitas permite discretizar ecuaciones diferenciales parciales y resolverlas bajo los valores apropiados de las condiciones iniciales y de frontera de un fenómeno; obtiene soluciones numéricas en forma de valores de una variable dependiente en un número discreto de puntos dentro de un dominio de interés, generalmente un medio continuo.[60] El modelo comprende sistemas de ecuaciones diferenciales parciales así como las ecuaciones algebraicas que relacionan el flujo de calentamiento entre las diferentes partes involucradas en el proceso: horno de recocido, retorta, gas, separadores y bobinas de la carga. 29 El CASP es una herramienta altamente flexible para la investigación del diseño del proceso, operaciones y automatización de hornos de recocido. Además, es un modelo matemático inusualmente detallado y basado en los factores físicos claves, los cuales ocurren durante el calentamiento y enfriamiento de múltiples cargas. Gracias a que son incluidos los algoritmos de control de ciclo en el proceso, es posible simular situaciones reales y comparar los resultados de planta con las predicciones del modelo, con la finalidad de calibrar correctamente los parámetros del mismo. El CASP incluye los siguientes aspectos:[25] • Modelo del horno con perfil de combustión vertical. • Control del ciclo del horno que puede basarse en los termopares de control de horno, gases, carga, punto frío y punto caliente. • Opción para simular diferentes tipos de convectores. • Arreglo independiente para el convector base. • Opción para utilizar distribuciones de flujo de gas calculadas o especificadas. • Temperatura del punto frío estimado o temperatura mínima de la bobina para su comparación con el punto frío medido. • Detección automática de inestabilidad en la discretización del modelo y sugerencias para una acción correctiva. • Opción de diámetro variable en el orificio central del convector superior. • Simulación fuera de línea de un modelo controlador de la operación del horno en línea. • Selección del nivel de detalle en los resultados de salida. El modelo simula un horno de base simple, empleando un sistema de coordenadas cilíndrico axisimétrico que permite una ejecución rápida. La exactitud de las temperaturas arrojadas por la simulación es altamente determinada por la exactitud con que son especificadas las propiedades físicas de los materiales, y se supongan de manera correcta algunos aspectos del modelo. Los aspectos del modelo más importantes son aquellos relacionados con el análisis de los flujos de calor en el convector y el comportamiento en la transferencia de calor por convección del exterior de la retorta durante el enfriamiento.[58] 30 3.12.1.- Desarrollo matemático del modelo Como se mencionó anteriormente, el modelo se basa en utilizar el método de diferencias finitas. Para esto, es necesaria la discretización del medio en pequeños elementos o celdas sobre las cuales se realizarán los cálculos. Para éste caso en particular, la discretización es necesaria con el fin de resolver las ecuaciones de transferencia de calor que describan el comportamiento de cada parte del equipo. Gracias a la discretización, es posible el desarrollo de un modelo que reproduzca matemáticamente los procesos de calentamiento y enfriamiento, que a su vez serán resueltos por computadora, empleando las ecuaciones de transferencia de calor involucradas. La figura 3.9 muestra una representación esquemática de la configuración de la discretización del montaje empleado comúnmente a nivel industrial para el recocido estático. Se muestra solamente la mitad derecha de la sección transversal del horno, debido a que el modelo toma en cuenta la simetría axial del mismo con el fin de disminuir el tiempo de simulación.[61] Figura 3.9 Representación esquemática de la discretización de las celdas de una carga. Se presenta la mitad derecha de la sección transversal del horno discretizado.[61] 31 Así, las ecuaciones que se requieren para el desarrollo matemático de los procesos de transferencia de calor pueden ser divididas en dos secciones: i. Conducción de calor no constante dentro de las bobinas de la carga, sujeta a las condiciones de frontera de flujo de calor en las superficies de las bobinas, y ii. Determinación de los flujos de calor hacia y desde las diferentes superficies de las bobinas de la carga por mecanismos de radiación, convección y conducción. Debido a que las bobinas de una carga comprenden en sí la masa térmica del sistema y presentan gradientes de temperatura y flujos de calor en la dirección axial y radial, la distribución de temperaturas dentro de las bobinas se describe usando la ecuación diferencial parcial de conducción de Fourier. Cuando son determinadas las condiciones de frontera necesarias, el campo de temperaturas de la bobina puede ser evaluado por una solución de diferencias finitas de dicha ecuación. Cada uno de los convectores, retorta y horno, presentan una distribución de temperaturas no uniforme, pero esto no representa un flujo de calor conductivo significativo dentro del componente. Como consecuencia, en vez de describir las ecuaciones de transferencia de calor para estas partes en términos de las distribuciones de las variaciones espaciales de temperatura, los componentes se subdividen en un número de pequeñas masas térmicas y se asignan ecuaciones individuales de transferencia de calor para cada celda, suponiendo que cada una se encuentra a una temperatura uniforme a cada instante de tiempo. Con el fin de simplificar la solución del sistema de ecuaciones, las pequeñas masas térmicas que representan a los convectores, retorta y horno se seleccionan para determinar las celdas de las bobinas requeridas para la solución de la ecuación de conducción.[58,61] Uno de los aspectos mas importantes de éste modelo, desde el punto de vista de ésta investigación, es que permite tener control del ciclo del horno que puede basarse en los termopares de control de horno, gases, carga, punto frío y punto caliente. Los termopares del horno, gases y carga son los que están asociados a todo el equipamiento empleado en el recocido estático de campana (ver figura 3.3). Sin embargo, los termopares del punto frío y 32 punto caliente están ubicados dentro de cada una de las bobinas que componen la carga, por lo que son los que están asociados directamente con el material. Por definición, el punto frío se encuentra a un tercio de la pared del espesor de la bobina medido desde el interior hacia el exterior, y a la mitad del alto de la bobina; mientras que, el punto caliente está ubicado a 5,08cm (2”) de la parte superior de la bobina y a 5,08cm (2”) de la vuelta mas externa que tenga la bobina, tal como se muestra en la figura 3.10.[62] Figura 3.10: Ubicación del punto frío (PF) y caliente (PC) dentro de la bobina metálico Como se mencionó anteriormente, la bobina es calentada por procesos convectivos, conductivos y de radiación, y a su vez, las temperaturas dentro del mismo no son uniformes. Esto genera gradientes de temperatura que harán que, para un determinado tiempo, en ciertos lugares de la bobina se encuentren temperaturas superiores a las que hay en otras partes del mismo. De ésta forma se tiene que, el punto caliente, será la posición dentro de la bobina en donde “teóricamente” va a estar ubicada la mayor temperatura, mientras que, el punto frío, es la ubicación donde se encontrará la temperatura “teórica” mas baja dentro de la bobina. La definición de estos puntos viene dada principalmente por la reproducibilidad y factibilidad de medición de las temperaturas, tanto a nivel industrial como experimental. Antes de 1990 la ubicación de estos puntos era arbitraria y dependía más de las condiciones de carga, del material empleado, entre otras variables. A partir de esa fecha se escogieron esas posiciones como puntos de ubicación, de forma tal de poder estandarizar los estudios, investigaciones y procesos industriales que se fuesen a analizar.[26,62] 33 IV.- PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL 4.1.- Selección del material El material empleado para éste estudio es un acero de bajo contenido de carbono calmado al aluminio, destinado comúnmente para el conformado en frío, especialmente para los procesos de embutición profunda. Este material fue suministrado por la Siderúrgica del Orinoco, y su composición química se muestra en la tabla 4.1. Tabla 4.1 Composición química promedio (% en peso) del acero estudiado para estampado profundo %C %Mn 0,04 0,16 %P %S %Si %Cu %Ni 0,005 0,003 0,012 0,034 0,0009 %V %Nb 0,01 0,01 [63] %Al N 0,037 50ppm El proceso de manufactura del material se encuentra descrito en el Trabajo de Grado de Julio Millán, en la referencia 63. El material fue suministrado por la Siderúrgica del Orinoco en la condición de laminado en frío hasta un porcentaje de 80%, de donde se obtuvieron cortes del material de dimensiones de 15cm x 30cm; 30cm x 30cm y de 50cm x 30cm aproximadamente, todas con espesor de 1,1±0,1mm. De la porción de lámina de menor tamaño, se obtuvieron por corte, muestras de 3cm x 1cm, las cuales fueron utilizadas para tratamiento térmico de recocido estático a escala de laboratorio y posterior análisis microestructural. Las otras dos porciones de lámina, de mayor tamaño, fueron empleadas para la obtención de probetas planas para los ensayos de tracción uniaxial. El procedimiento de corte se muestra en la figura 4.1. 34 Bobina de material laminado en frío Obtención de Muestras Superior: Metalografía Inferior: Ensayos Tracción Cortes de lámina Figura 4.1 Procedimiento de corte para la obtención de muestras de acero calidad DDQ, a partir de la bobina de material laminado en frío, obtenida a nivel industrial. La flecha negra indica la dirección de laminación. 4.1.1.- Obtención de muestras para metalografía Las muestras de dimensiones de 3cm x 1cm fueron obtenidas empleando una cortadora de prensa. La mayor dimensión de las muestras era la que estaba paralela a la dirección de laminación, esto se hizo con la finalidad de identificar con facilidad la superficie destinada a la preparación metalográfica. 4.1.2.- Preparación de muestras para ensayos de tracción uniaxial Con las otras láminas, provenientes del material entregado a nivel industrial por SIDOR, se procedieron a mecanizar probetas planas de tracción bajo las especificaciones de la norma ASTM E8M, tomando como punto de referencia el espesor de la lámina cuyo valor nominal era de 1,22 mm. Por otro lado, a partir del material entregado por Hylsamex, el cual era un acero de calidad comercial (CQ), con un contenido de carbono de 0,10% aproximadamente, se obtuvieron probetas planas de tracción mediante el troquelado de la lámina, empleando las mismas especificaciones y dimensiones. La figura 4.2 muestra las dimensiones de la probeta estándar empleada en los ensayos realizados a temperatura ambiente. 35 Dimensiones de la probeta G Longitud de prueba 50 ± 0.25 mm W Ancho 12.5 ± 0.25 mm T Espesor del material 1.22 mm R Radio de curvatura mínimo 13 mm L Longitud total 200 mm A Longitud de la sección reducida 75 mm B Longitud de la sección de agarre 50 mm C Ancho de la sección de agarre 20 mm Figura 4.2 Dimensiones de la probeta plana para ensayos de tracción uniaxial, según norma ASTM E8M[64] Para poder realizar el estudio del coeficiente de anisotropía planar (r), la obtención de probetas se realizó tomando en cuenta la dirección de laminación del material. De ésta forma, se obtuvieron tres grupos de probetas: las primeras, se cortaron en el sentido de la laminación, es decir a 0° con respecto a la dirección de la laminación. El segundo grupo estaba a 90° con respecto al sentido de la laminación, es decir, perpendicular a la misma. Finalmente, el último grupo estaba conformado por probetas orientadas diagonalmente a 45° con respecto a la dirección de laminación, tal como se muestra en la figura 4.3. Longitudinal (0°) Perpendicular (90°) DIRECCION LAMINACION Diagonal (45°) Figura 4.3 Esquema del mecanizado para la obtención de las probetas de tracción a 0º, 45º y 90º respecto a la dirección de laminación del acero. La flecha indica la dirección de laminación del acero 36 4.2.- Diseño de los tratamientos térmicos de recocido estático Se diseñó una serie de tratamientos térmicos para las muestras (metalográficas y de tracción) del acero con 0,04%C calidad DDQ, obtenidas del proceso a nivel industrial. Las variables experimentales consideradas fueron la velocidad de calentamiento y la temperatura inicial de calentamiento. Los tratamientos térmicos de recocido fueron realizados en dos hornos de resistencia eléctrica. Con el objetivo primordial de disminuir los problemas relacionados con la oxidación superficial y la posible descarburización del acero, las muestras fueron colocadas en recipientes rectangulares de cobre y sumergidas en polvo de grafito de alta pureza (99,9% grafito) y gran finura. Cada uno de estos ensayos fue monitoreado a través del uso de termopares tipo K (cromel-alumel) colocados a las piezas y a los hornos, los cuales marcaban el registro del ciclo térmico en un computador. La figura 4.4 muestra el esquema básico del montaje experimental empleado en la ejecución de cada uno de los tratamientos térmicos. Figura 4.4 Esquema del montaje experimental empleado en la realización de los tratamientos térmicos 4.2.1.- Variación de la Temperatura Inicial de Calentamiento Siguiendo los pasos descritos en la sección 4.2 y realizando la programación de los hornos, se realizaron las pruebas para verificar la influencia de la variación de la temperatura inicial de 37 calentamiento sobre las características microestructurales y propiedades mecánicas del material. Para ello, en cada una de las pruebas, se colocaron dentro del portamuestras probetas para metalografía y probetas destinadas para ensayos de tracción, una en cada dirección de estudio: 0°; 45° y 90°. Cada ensayo se hizo por duplicado. Los parámetros empleados para cada una de las pruebas se muestran a continuación en la tabla 4.2. Tabla 4.2 Parámetros utilizados en el estudio de la influencia de la temperatura inicial de calentamiento en el proceso de recocido estático Ti = temperatura inicial PRUEBA Ti (°C) Tm (°C) V (°C/h) tm (h) 1 2 3 4 200 300 400 500 700 700 700 700 40 40 40 40 5 5 5 5 Tm = temperatura mantenimiento V = velocidad calentamiento tm = tiempo mantenimiento 4.2.2.- Variación de la Velocidad de Calentamiento Siguiendo los pasos descritos en la sección 4.2 y realizando la correspondiente programación de los controladores de los hornos, se realizaron las pruebas para evaluar la influencia de la variación de la velocidad de calentamiento sobre las características microestructurales y propiedades mecánicas del material. Para ello, en cada una de las pruebas, se colocaron dentro del portamuestras probetas para metalografía y probetas destinadas para ensayos de tracción, una en cada dirección de estudio: 0°; 45° y 90°. Cada ensayo se hizo por duplicado, manteniendo las demás variables del tratamiento térmico constantes. Los parámetros empleados para cada una de las pruebas se muestran en la tabla 4.3. Tabla 4.3 Parámetros utilizados en el estudio de la influencia de la velocidad de calentamiento en el proceso de recocido estático Ti = temperatura inicial PRUEBA Ti (°C) Tm (°C) V (°C/h) tm (h) 5 6 7 8 200 200 200 200 700 700 700 700 100 250 300 450 5 5 5 5 Tm = temperatura mantenimiento V = velocidad calentamiento tm = tiempo mantenimiento 38 4.2.3.- Representación a escala de laboratorio del proceso de recocido empleado a nivel industrial. En base a investigaciones previas y mediciones de campo[58], se obtuvieron los datos provenientes de la simulación del proceso de recocido empleados en la industria Hylsa S.A. de C.V. (México). Con esta información, siguiendo los pasos descritos en la sección 4.2 y realizando la adecuada programación de los hornos, se realizó la representación a escala de laboratorio del proceso de recocido al que son sometidas las piezas en los hornos de Hylsa (México). Específicamente, el estudio de los puntos fríos y calientes, escalonados y continuos, de los rollos metálicos de dicha empresa. Para ello, en cada una de las pruebas, se colocaron dentro del portamuestras probetas para metalografía y probetas destinadas para ensayos de tracción, una en cada dirección de estudio: 0°; 45° y 90°. Es importante recordar que éste material es el proveniente de la compañía Hylsamex, y que corresponde a un acero con 0,10%C calidad comercial (CQ). En la figura 4.5, se muestra la ubicación del punto caliente (PC) y punto frío (PF) dentro de la bobina de material metálico. La diferencia entre el proceso continuo y escalonado es que, en el primero se usa una sola rampa de calentamiento, mientras que en el segundo, se utilizan dos rampas de calentamiento, dejando un escalón entre ellas, a una temperatura y tiempo de mantenimiento fijas. Figura 4.5: Localización de los puntos fríos (PF) y calientes (PC) dentro de las bobinas metálicas de la compañía Hylsa (México) 39 En los tratamientos térmicos se reprodujeron las condiciones industriales determinadas en las distintas zonas de la bobina. En consecuencia, los valores de temperatura de mantenimiento, velocidad de calentamiento y tiempo de mantenimiento difieren para cada tratamiento, dependiendo de la posición en la bobina, tal como se aprecia en las tablas 4.4 a 4.6, donde se indican los distintos parámetros de tratamiento térmico empleados a nivel de laboratorio. Tabla 4.4 Parámetros utilizados en la representación del proceso de recocido utilizados en Hylsa, específicamente para los Puntos Fríos del rollo (Prueba PF). PRUEBA PF Ti (°C) 30 T1 (°C) 480 V1 (°C/h) 25 Tm (°C) 640 V2 (°C/h) 6.7 tm (h) 1 Ti = temperatura inicial de calentamiento T1 = temperatura 1 V1 = velocidad calentamiento 1 (entre 30°C-480°C) Tm = temperatura de mantenimiento tm = tiempo mantenimiento V2 = velocidad calentamiento 2 (entre 480°C-640°C) Tabla 4.5 Parámetros utilizados en la representación del proceso de recocido utilizados en Hylsa, específicamente para los Puntos Calientes Continuos del rollo (Prueba PCc). PRUEBA PCc Ti (°C) 40 Tm (°C) 680 V (°C/h) 82.6 tm (h) 31 Ti = temperatura inicial de calentamiento Tm = temperatura de mantenimiento V = velocidad calentamiento tm = tiempo mantenimiento Tabla 4.6 Parámetros utilizados en la representación del proceso de recocido utilizados en Hylsa, específicamente para los Puntos Calientes Escalonados del rollo (Prueba PCe). PRUEBA PCe Ti (°C) 40 T1 (°C) 460 tm1 = tiempo de mantenimiento 1 tm2 = tiempo de mantenimiento 2 V1 (°C/h) 93.3 tm1 (h) 3 Tm (°C) 660 V2 (°C/h) 33.3 tm2 (h) 26 Ti = temperatura inicial de calentamiento T1 = temperatura 1 V1= velocidad calentamiento 1 (entre 40°C-460°C) Tm = temperatura mantenimiento V2= velocidad calentamiento 2 (entre 460°C-660°C) 4.3.- Caracterización del material por microscopía óptica Una vez que las piezas fueron sometidas a los tratamientos de recocido, las mismas fueron cortadas para tener dos secciones, una de 1cm x 1cm y la otra de 2cm x 1cm de tamaño 40 aproximadamente. Dichas secciones fueron embutidas en baquelita, dejando expuestas la superficie longitudinal (L) y la longitudinal vista a través de la sección transversal (LT), siendo estas superficies las mostradas en la figura 4.6 Figura 4.6: Localización de las zonas de estudio metalográfico en las láminas tratadas térmicamente Las piezas ya montadas fueron desbastadas, usando para ello papel de carburo de silicio GRID 120, 360, 480, 600, 800, 1200 y 1200/4000 sucesivamente, utilizando agua como refrigerante y lubricante. Una vez desbastadas, las piezas fueron sometidas a un proceso de pulido. Para ello se colocaron sobre paños de pulido giratorios y se utilizó en primer lugar una suspensión jabonosa con alúmina de 1µm y finalmente otra suspensión jabonosa pero con alumina de 0,3µm para dar el acabado final de pulido especular. Con una superficie tipo espejo, la pieza fue sometida al ataque químico con Nital al 2% (2 ml HNO3 concentrado en 98 ml de etanol) durante 4 a 8 segundos. Finalmente, cada una de las piezas era vista al microscopio óptico metalográfico, usando comúnmente los aumentos de 40X, 100X y 200X. Una vez seleccionadas las zonas de interés, las mismas eran fotografiadas y digitalizadas en el computador. 4.4.- Análisis estereológico (Tamaño y factor de forma del grano) Una manera de cuantificar los cambios de morfología que sufren los granos ferríticos, para cada una de las variables realizadas en los tratamientos térmicos de recocido estático, se basó en la estimación del factor de forma (F.F), definido como la relación existente entre el largo y el ancho del grano recristalizado.[63] Este parámetro fue calculado por análisis estereológicos realizados en la dirección longitudinal de cada una de las muestras recocidas a distintas condiciones. La figura 4.7 ilustra esquemáticamente la definición de dicho parámetro 41 considerado. Colocando una rejilla sobre las fotomicrografías tomadas en la sección (LT) de la pieza, tal como se muestra en la figura 4.8 y calculando la longitud del grano, mediante una adaptación del método del intercepto promedio de Heyn[63], tanto en la dirección horizontal (LH) como en la vertical (LV), que definen el largo y ancho promedio del grano respectivamente, se obtuvo el valor de la relación de aspecto de acuerdo a la siguiente ecuación:[63] ⎞ ⎛ i =8 LH ⎜∑ M *N ⎟ i⎠ l arg o ⎝ i =1 F .F = = i =8 ancho ⎛ LV ⎞ ⎜∑ M * N ⎟ i⎠ ⎝ i =1 (5) en donde M es el aumento real de la fotomicrografía considerada para el cálculo y Ni el número de intercepciones que hay en la línea. Figura 4.7 Esquema ilustrativo sobre la definición de las dimensiones empleadas para la obtención del factor de forma del grano recristalizado. La flecha indica la dirección de la laminación. Figura 4.8 Rejilla empleada para el cálculo del tamaño de grano promedio aplicando el método del intercepto de Heyn 42 4.5.- Ensayos de Microdureza Una vez realizados los estudios metalográficos de las probetas embutidas, las mismas fueron utilizadas para la realización de los ensayos de microdureza. El ensayo se realizó aplicando una carga 200(gf) durante 15 segundos y se hicieron en promedio, 7 indentaciones por cada muestra. 4.6.- Ensayos de tracción uniaxial Una vez obtenidas las probetas tratadas térmicamente que iban a ser utilizadas para estudiar la variación de la temperatura inicial y la variación de la velocidad de calentamiento, las mismas eran sometidas al ensayo de tracción a una velocidad de desplazamiento del pistón hidráulico de 18mm/min. Estos se realizaron utilizando doble extensómetro, con la finalidad de registrar los datos necesarios para el cálculo del coeficiente de anisotropía planar y el coeficiente de endurecimiento por deformación, y las demás propiedades mecánicas comúnmente determinadas por éste ensayo. Todos los datos fueron registrados en un computador, el cual tomaba valores cada 0,05 segundos. Para el caso de las probetas tratadas térmicamente, utilizadas para estudiar la representación a escala de laboratorio de la simulación del proceso de recocido empleado a nivel industrial, se realizó el ensayo de tracción a una velocidad de desplazamiento del pistón hidráulico de 10mm/min. Estos se realizaron utilizando un extensómetro longitudinal, para medir las deformaciones instantáneas entre los puntos de calibración que definen la longitud de prueba de 50 mm. Todos los datos fueron registrados en un computador, el cual tomaba valores cada 0,35 segundos. Cada ensayo de tracción fue interrumpido cada 5% de la deformación longitudinal, con el propósito de realizar las respectivas mediciones y anotaciones de la variación en las deformaciones de espesor y ancho sufridas por la probeta. Durante la ejecución de cada ensayo, se tomó la precaución de realizar las mediciones entre el final de la aparición de las bandas de Lüders y de no sobrepasar el valor de resistencia máxima, ya que la 43 determinación del valor de (r) solamente es válida dentro del intervalo de deformaciones plásticas homogéneas, es decir, antes de la formación de la estricción de la probeta.[66] Con estas pruebas de tensión uniaxial se determinaron las propiedades de esfuerzo de fluencia del material por medio del criterio del 0,2% de deformación permanente, de la resistencia máxima a la tensión y la elongación total del material, mediante la siguiente ecuación: %e = lf − li × 100 li (6) donde lf y li corresponde a la longitud final e inicial de la probeta, respectivamente. Cabe destacar, que todas estas propiedades se determinaron para las distintas direcciones con respecto al sentido de la laminación del acero, es decir, en la dirección paralela (0º), diagonal (45º) y transversal (90º). Conocidas las propiedades en estas direcciones de la lámina, se procedió a calcular un promedio para cada condición de recocido empleando las siguientes relaciones[3,46]: • Esfuerzo de fluencia (σy): • Resistencia máxima (σ m): • Elongación total (%e): σy = σ y 0 º + 2 σ y 45 º + σ y 90 º 4 (7) σm = σ m 0 º + 2 σ m 45 º + σ m 90 º 4 (8) %e = % e 0 º + 2 % e 45 º + % e 90 º 4 (9) El valor del coeficiente de endurecimiento por deformación (n), fue obtenido directamente por el programa de computación asociado al ensayo de tensión uniaxial. Con los datos obtenidos en el ensayo de tracción, se calculó el coeficiente de anisotropía plástica (r) o coeficiente de Lankford[46] por medio de la siguiente relación: r= ε ancho ε espesor (10) 44 que al considerar la constancia de volumen durante la deformación plástica y las definiciones de las deformaciones efectivas en el ancho y en el espesor de la probeta de tracción, la expresión para el cálculo del coeficiente (r) adquiere la siguiente forma: ⎞ ⎛ ln ⎜ a i ⎟ a f ⎠ ⎝ r= ⎞ ⎛ l f ai ln ⎜ ⎟ l a i i ⎠ ⎝ (11) donde a y l representan el ancho y la longitud respectivamente, mientras que los subíndices i y f se refieren respectivamente al estado inicial y final. Basados en una adaptación, bajo un tratamiento gráfico de ésta expresión, y de los datos correspondientes a las deformaciones longitudinales y transversales, se puede obtener la ecuación anterior de la forma:[63] ⎛a ln⎜ i ⎜ af ⎝ ⎞ ⎛l a ⎟ = r * ln ⎜ f f ⎜ la ⎟ ⎝ i i ⎠ ⎞ ⎟⎟ ⎠ (12) en donde se puede apreciar una relación lineal de la forma y = mx, por lo que se graficaron los valores del ln(a i/a f) en el eje de las ordenadas y el ln(lfa f/lia i) en el eje de las abscisas, dando como resultado que la pendiente de la línea recta corresponde a un valor representativo del coeficiente de anisotropía plástica (r) para una condición de recocido y en una determinada dirección respecto a la laminación del acero. Al conocer el valor de (r) en cada una de las direcciones respecto a la laminación del material (0º, 45º y 90º) se procedió con el cálculo del coeficiente de anisotropía plástica promedio (rm) para cada una de las condiciones de recocido evaluadas, a través de la siguiente expresión[46,65]: rm = r0 + 2r45 + r90 4 (13) 45 4.7.- Simulación del proceso de recocido a nivel industrial. El modelo matemático utilizado en la presente investigación fue el CASP (Coil Annealing Simulation Program, por sus siglas en inglés). Este modelo, requiere para su ejecución dos archivos de entrada, que son el WORK.AMR (AMR) y el WORK.C50 (C50). Estos, una vez que se ejecuta el programa (CASP.exe), proporcionan los archivos de salida WORK.P50 (P50) y WORK.R50 (R50), que son los que contienen los resultados de la simulación del ciclo de recocido. En ésta versión del programa, se ha colocado la aplicación R50_Xls.exe, la cual se encarga de pasar todos los resultados obtenidos a una hoja de Excel®, para facilitar el manejo y graficación de los mismos. El AMR, que es el archivo maestro de recocido, contiene las especificaciones del equipo utilizado: horno, retorta, quemadores, gases, sus coeficientes de transferencia de calor, dimensiones, propiedades y características. El AMR está compuesto por secciones las cuales son alimentadas con datos (parámetros) referentes a la descripción de cada sección. Dichas secciones se mencionan en la Tabla 4.7.[25] Tabla 4.7 Secciones del archivo AMR. Sección 1 2 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 0 Descripción Datos de carga. Datos de carga (definición alterna). Propiedades físicas de atmósfera protectora. Campana de enfriamiento y bobina de enfriamiento Detalles de ciclo. Datos del modelo en línea. Ciclo del horno, controles de impresión y gráfico. Propiedades de los rollos. Detalles del horno. Detalles de convectores. Datos de flujo y distribución de gas. Termopares de control. Factores de transferencia de calor por convección. Emisividad de superficie. Propiedades físicas del material de la carga (acero). Propiedades físicas de la atmósfera protectora. Datos de aislamiento de rollos. Fin de ingreso de datos. Final del programa. El C50, que es el archivo de definición de carga, es el que contiene la configuración de carga y control de ciclo. Requiere datos de entrada definidos que especifiquen las condiciones de la carga (número de bobinas, peso, espesor y ancho) y sus dimensiones en general así como las 46 condiciones (modos) del control del ciclo, ya sea escalonado o directo. De la misma manera que el archivo AMR, los datos deben ser alimentados al archivo en una posición específica determinada en el manual.[25] La Figura 4.9 muestra el diagrama de funcionamiento del CASP, haciendo énfasis en los archivos de entrada y salida asociados al programa. Figura 4.9 Diagrama de la entrada y salida de los archivos asociados al CASP. 4.7.1.- Variables estudiadas en el proceso de simulación A partir de los archivos de entrada (AMR y C50) del programa CASP, calibrados para la compañía Hylsa S.A. de C.V. (Hylsamex)[58], se procedieron a realizar las distintas pruebas para buscar, a través de la simulación, mejoras en el proceso de recocido estático empleado por dicha compañía. Para ello, fueron cambiados parámetros de algunas de las secciones de los archivos de entrada. Estas variaciones fueron realizadas, con la finalidad de encontrar mejoras en el proceso, pero siempre teniendo en cuenta como condiciones límites las establecidas por los resultados obtenidos previamente de los tratamientos térmicos de recocido aplicados al acero 0,04%C para calidad DDQ y de información obtenida directamente del proceso industrial. Específicamente, la velocidad de calentamiento, temperaturas y tiempos de mantenimiento y temperaturas máximas alcanzada por las bobinas en los hornos, especialmente en los puntos calientes y fríos de los mismos. 47 Primero, es necesario saber cuales serán los puntos dentro del sistema (horno y carga) donde se estudiaran las variables. Para ello, en la figura 4.10 se muestra un dibujo esquemático del horno de recocido que se emplea tanto a nivel industrial como a escala del simulador, así como una representación esquemática de una bobina metálica. a b Figura 4.10 Representación esquemática transversal de: a) Un horno de recocido estático con una carga de tres rollos. b) Detalle de una bobina metálica Los puntos estudiados fueron las temperaturas registradas en: el termopar del horno (T[horno]), el termopar de gases (T[gases]), termopar de carga (T[carga]) y los termopares de punto frío y punto caliente (T[PF] y T[PC] respectivamente). A nivel de simulación, se tomaron como variables del proceso de recocido las siguientes: • Variación de los modos de control del ciclo de recocido. • Potencia de los hornos. • Distribución del flujo de gas de calentamiento dentro del horno. • Diámetro de las bobinas. Ésta variable no aparece directamente como una sección de estudio en el programa CASP. Sin embargo, un cambio de diámetro representa un 48 cambio en la masa total del rollo (ver apéndice 4.b), y éste último si aparece como un parámetro dentro del simulador. • Alto de las bobinas. Este si aparece como un parámetro directo de estudio en el simulador. Sin embargo, nuevamente, un cambio en las dimensiones del rollo (en éste caso el alto) producirá una variación en la masa del mismo (ver apéndice 4.b), y la masa también aparece como un parámetro de estudio dentro del simulador. Se tomaron como valores iniciales los que se tenían en el simulador, producto de la calibración y adecuación del modelo, al ciclo industrial empleado por Hylsamex. Estos valores son mostrados en la tabla 4.8 Tabla 4.8 Valores originales en el modelo, de los archivos de entrada, a partir del proceso industrial.[58] VARIABLE Modos de control • • • • VALOR T[horno] = 800ºC T[gas] = 660ºC T[carga] = 650ºC T[PF] = No asignada inicialmente Potencia del Horno • Potencia horno: 0,75MW Distribución del flujo de gas de calentamiento • • 3 Flujo de gas: 8,0m /s Potencia del ventilador: 12kW Diámetro de las bobinas • Relación de radio: 0,681m Alto de las bobinas • Altura: 1079mm 49 V.- PRESENTACIÓN Y ANÁLISIS DE RESULTADOS En éste capitulo se presentarán y analizarán los resultados obtenidos a nivel experimental, de cada uno de los ensayos realizados para analizar el cambio a nivel microestructural, y su efecto sobre las propiedades mecánicas del acero de bajo carbono, cuando es sometido a distintas condiciones de tratamientos térmicos de recocido estático. También serán presentados y analizados los resultados proveniente de las simulaciones por computadora del proceso industrial de recocido estático y su representación a escala de laboratorio. Dichos resultados serán clasificados de acuerdo a cada una de las técnicas aplicadas sobre el acero en estudio para evaluar los cambios producidos en dicho material cuando es sometido al proceso de recocido estático, desde su condición de entrega sin tratamiento térmico, es decir, laminado en frío, hasta la condición de recristalización total. 5.1.- Análisis Microestructural y Estereológico El acero de bajo carbono destinado para embutición profunda, en estado de entrega, proveniente del proceso industrial de la compañía SIDOR (Venezuela), se encontraba deformado en frío (ver anexo 5.a). A nivel microestructural, se apreciaban granos deformados y alargados en la dirección de la laminación. Una vez que el acero fue sometido a los diferentes tratamientos térmicos, se procedió a realizar el respectivo análisis microestructural, siguiendo los pasos establecidos en la sección 4.3, para estudiar el efecto que tiene el tratamiento de recocido estático en esta característica del material. Los resultados aquí presentados, hacen énfasis en las microestructuras pertenecientes a la superficie (LT) de las muestras (ver figura 4.6), ya que es en ésta en donde se puede visualizar la presencia o no de la microestructura del tipo “pancake”. 50 La primera etapa, fue analizar la influencia que tiene la variación de la temperatura inicial de calentamiento (Ti) sobre las características microestructurales. La figura 5.1 muestra las fotomicrografias más representativas, de la sección (LT) de las muestras del acero tratado térmicamente, usando como temperaturas iniciales de calentamiento: 200°C, 300°C, 400°C y 500°C respectivamente. a Ti = 200 °C V = 40 °C/h Tm = 700 °C tm = 5 h b Ti = 300 °C V = 40 °C/h Tm = 700 °C tm = 5 h c Ti = 400 °C V = 40 °C/h Tm = 700 °C tm = 5 h d Ti = 500 °C V = 40 °C/h Tm = 700 °C tm = 5 h Figura 5.1 Fotomicrografías correspondientes al acero tratado térmicamente, donde se estudia la influencia que tiene la variación de la temperatura inicial de calentamiento sobre las características microestructurales. Aumento 100x. A partir de ésta figura, se puede apreciar el predominio de una estructura constituida por granos de ferrita recristalizados, los cuales se encuentran alargados en la misma dirección de laminación del acero. Esta morfología alargada del grano recristalizado, es comúnmente llamada estructura tipo “pancake”. 51 El factor de forma (F.F) es un parámetro que ayudaría a cuantificar los cambios de morfología que sufren los granos ferríticos. Para poder obtener éste, fue necesario el cálculo de la longitud en la dirección horizontal y vertical, que definen el largo y ancho promedio del grano respectivamente, empleando el intercepto promedio de Heyn (ver apéndice 5.a). Estos resultados son mostrados, para la temperatura inicial de calentamiento como variable de estudio, en la figura 5.2. Este parámetro fue calculado tomando como largo del grano el que está en la dirección de laminación de cada una de las muestras recocidas a distintas condiciones. a b Figura 5.2 Efecto de la variación de la Temperatura Inicial de Calentamiento sobre: a) el Factor de Forma y b) el tamaño de la longitud promedio en la dirección longitudinal (LH) 52 Se puede ver en la figura 5.2.a que los valores de factor de forma correspondientes a las pruebas son superior a 1, por lo que se estaría en presencia de granos ferríticos que poseen un largo de grano superior al ancho del mismo. Para estas pruebas, el largo del grano está medido en la misma dirección de laminación, y si adicionalmente, se sabe que el grano ferrítico ya está recristalizado, entonces se está en presencia de una microestructura tipo “pancake”. La figura 5.2.b ayuda a corroborar esta idea. En dicha figura se puede ver que las dimensiones de longitud horizontal promedio del grano (LH) son casi el doble que las longitudes verticales promedios (L V), para todas las pruebas realizadas, lo que ratifica que durante el proceso de recocido estático, la estructura de grano ferrítica tuvo un crecimiento preferencial en la dirección de laminación. La estructura de grano tipo “pancake”, ocurre como el resultado de una baja concentración de núcleos de nitruros de aluminio, seguida de un prolongado crecimiento de estos en forma de delgadas placas sobre los bordes de grano originalmente deformados. A su vez, estas placas delgadas de nitruros de aluminio, actúan como barreras anisotrópicas para el crecimiento de los nuevos granos, en otra dirección que no sea la de laminación.[48,63,67] Adicionalmente, la aparición de estos nitruros coincide con la formación de texturas del tipo {111}, en los granos recristalizados, que a su vez, favorecen la formación de la estructura tipo “pancake”.[48] Como se ha mencionado anteriormente, para obtener una estructura tipo “pancake”, es necesario favorecer la precipitación de los nitruros de aluminio, antes de que suceda la recristalización de los granos ferríticos. Se ha determinado experimentalmente[48,57], que a temperaturas cercanas a 550ºC, se obtiene la precipitación de nitruros de aluminio, mientras que a temperaturas más elevadas (∼700ºC), ocurre la recristalización de la matriz ferrítica. Según esto, se tiene que las pruebas realizadas, variando la temperatura inicial de calentamiento, favorecen las condiciones para que los nitruros de aluminio precipiten antes de que ocurra la recristalización de los granos ferríticos, ya que el acero estaría un tiempo considerable entre el intervalo de temperaturas en donde se fomenta la precipitación de dichos nitruros. 53 En resumen, se puede ver, que para todas las pruebas donde se empleó la temperatura inicial de calentamiento como variable, se obtuvo una microestructura “pancake”. Adicionalmente, tanto los valores de factor de forma como los de dimensiones horizontales y verticales, son muy similares entre si para todas las pruebas. Por todo esto, se puede decir que no se observa una influencia de la temperatura inicial de calentamiento, para las temperaturas ensayadas entre 200ºC y 500ºC, sobre las características microestructurales del material, específicamente en la aparición de una estructura tipo “pancake”. Una vez estudiada la temperatura inicial de calentamiento como variable y su efecto a nivel microestructural, se procede a realizar el análisis de la otra variable, la velocidad de calentamiento. Los resultados a nivel microestructural para ésta variable son mostrados en la figura 5.3. En dicha figura se muestran las fotomicrografias más representativas de las probetas del acero tratado térmicamente, usando como velocidades de calentamiento: 40°C/h, 100°C/h, 250°C/h, 300°C/h y 450°C/h respectivamente, manteniendo la temperatura inicial de calentamiento en 200°C y los otros parámetros de recocido constantes. En ésta figura, se puede apreciar nuevamente el predominio de una estructura constituida por granos de ferrita recristalizados. Sin embargo, a diferencia de las pruebas en donde se estudio el efecto de la temperatura inicial de calentamiento, en éste caso si se muestran variaciones a nivel microestructural, a medida que se va incrementando la velocidad de calentamiento. La microestructura perteneciente a la prueba con menor velocidad de calentamiento (V = 40ºC/h) presenta una estructura de granos ferriticos recristalizados tipo “pancake”. La prueba siguiente (V = 100ºC/h) muestra igualmente una estructura tipo “pancake” pero con un tamaño de grano considerablemente menor en comparación con la prueba anterior. A partir de la tercera velocidad empleada (V = 250ºC/h) se puede ver que se va perdiendo la estructura tipo “pancake” dando paso a una estructura tipo equiaxial, siendo este efecto mucho mas marcado en las últimas dos pruebas, las cuales emplearon las velocidades de calentamiento más altas (300ºC/h y 400ºC/h respectivamente). 54 a c Ti = 200 °C V = 40 °C/h Ti = 200 °C V = 250°C/h Tm = 700 °C tm = 5 h b Ti = 200 °C V = 100 °C/h Tm = 700°C tm = 5 h Tm = 700°C tm = 5 h d Ti = 200 °C V= 300°C/h Tm = 700°C tm = 5 h e Ti = 200 °C V= 400°C/h Tm = 700°C tm = 5 h Figura 5.3 Fotomicrografías correspondientes al acero tratado térmicamente, donde se estudia la influencia que tiene la variación de la velocidad de calentamiento sobre las características microestructurales. Aumento 100x. . Esto se puede ver, a nivel cuantitativo, en los resultados obtenidos del cálculo del factor de forma y de las dimensiones promedios de las longitudes verticales y horizontales del grano, las cuales son mostradas en la figura 5.4. En éste caso, se observa que el factor de forma tiende a 55 disminuir a medida que se incrementa la velocidad de calentamiento, teniendo un efecto marcado a partir de una V = 250ºC/h, e incluso llegando a un valor cercano a 1 para la máxima velocidad empleada (V = 500º/h), lo que indica una tendencia a formar granos equiaxiales a medida que se incrementa la velocidad de calentamiento. a b Figura 5.4 Efecto de la variación de la Velocidad de Calentamiento sobre: a) el Factor de Forma y b) el tamaño de la longitud promedio en la dirección longitudinal (LH) Como ya se ha mencionado, los cambios microestructurales ocurridos en un acero calmado al aluminio durante la etapa de calentamiento a bajas velocidades, pueden ser clasificados en dos 56 grandes grupos. En primer lugar, a temperaturas cercanas a 550ºC, se alcanza la precipitación del nitruros de aluminio, mientras que a temperaturas más elevadas (∼700ºC), ocurre la recristalización de la matriz ferrítica. De las pruebas realizadas, los intervalos de velocidades de calentamiento que permiten esta secuencia de transformaciones, se ubican entre los 40 y 100ºC/h. Teniendo así, que la estructura resultante sea del tipo “pancake”. Por el contrario sí se calienta al acero rápidamente, a velocidades superiores a los 250ºC/h, se favorece que la recristalización de la matríz ferrítica ocurra antes que la precipitación de los nitruros de aluminio, lo que da como resultado una microestructura equiaxial, similar a la presentada en aceros comunes no calmados al aluminio.[48,57] Con respecto a las dimensiones promedios de las longitudes horizontales de los granos, en la figura 5.4.b se puede ver que las mismas van teniendo un marcado decrecimiento, desde los 80µm hasta los 30µm aproximadamente, a medida que se aumenta la velocidad de calentamiento. La razón por la cual se obtiene un mayor tamaño de grano ferrítico para las pruebas donde se emplearon velocidades de calentamiento de 40ºC/h y 100ºC/h respectivamente, se debe fundamentalmente a que con bajas velocidades de calentamiento se incrementa el tiempo para que ocurra la difusión del aluminio para formar “clusters” o preprecipitados de nitruros de aluminio a temperaturas alrededor de los 550ºC, antes del inicio de la recristalización de la matriz ferrítica.[48,68,69] La precipitación de estos nitruros crea una competencia con respecto a la nucleación de nuevos granos. Por consiguiente, al existir una reducida cantidad de núcleos de nuevos granos, se esperaría un prolongado crecimiento de los mismos[19,48,70]. Por el contrario, con el rápido calentamiento se invierte la secuencia de eventos descrita anteriormente, es decir, ocurre en primer lugar la recristalización de la matriz ferrítica, sin dar tiempo suficiente para que ocurra, en gran cantidad, la precipitación de partículas de nitruros de aluminio. De esta manera, no se obstaculizan los procesos de recuperación, por lo que se incrementa tanto el número de núcleos como la velocidad de nucleación de los nuevos granos, dando como resultado la formación de gran cantidad de pequeños granos recristalizados con tendencia equiaxial.[71] 57 5.2.- Ensayos de Microdureza Para cada uno de los tratamientos térmicos de recocido estático diseñados y descritos anteriormente, se realizaron medidas de microdureza, con la finalidad de obtener el valor promedio de Dureza Vickers (HV) del material sometido a tratamiento térmico. Estos resultados son mostrados en la figura 5.5.a, para el caso donde la temperatura inicial de calentamiento funge como variable, y en la figura 5.5.b, donde la variable en estudio es la velocidad de calentamiento. (ver apéndice 5.b) a b Figura 5.5 Valores de Microdureza Vickers (HV) para el acero en estudio, sometido a diferentes tratamientos térmicos, tomando en cuenta como variables: a) Temperatura Inicial de Calentamiento y b) Velocidad de Calentamiento En ambos casos, se puede ver que hay un marcado descenso en el valor de la dureza del material ya tratado térmicamente por recocido estático, con respecto al valor medido en condiciones de entrega, es decir, laminado en frío y sin tratamiento térmico. Para estos tipos de aceros de bajo carbono calmados al aluminio, a partir de una temperatura de 600ºC, presentan un descenso brusco de la dureza debido a la recristalización de la matriz ferrítica del acero, donde la formación de nuevos granos libres de deformación confieren al material un ablandamiento considerable[63]. 58 En la figura 5.5.a se puede ver que la variación de la temperatura inicial de calentamiento, no genera un efecto marcado sobre ésta propiedad mecánica. Al observar la figura 5.5.b, se ve un ligero incremento en el valor de la dureza a medida que se aumenta la velocidad de calentamiento, especialmente para las dos últimas velocidades ensayadas, que corresponden a las más altas. En las figuras 5.3 y 5.4 se ve que a medida que se incrementa la velocidad de calentamiento se producen cambios en la microestructura en el material. Estos cambios van desde disminución del tamaño de grano tipo “pancake” hasta el cambio de este tipo de morfología a una equiaxial. Es conocido que los valores de dureza desarrollados en el acero de bajo carbono dependen en gran medida de las modificaciones que se presenten en la microestructura, ya que esto produce una respuesta distinta del material frente a la aplicación de fuerzas.[63] Al producirse el cambio de estructura tipo “pancake” a equiaxial, siendo ésta última de un tamaño más fino, se observa un incremento en la dureza del acero. La obtención de granos más finos genera en el acero un incremento en el valor de la dureza, debido a que en éstas condiciones se tiene una mayor cantidad de bordes de granos por unidad de área, lo que hace que sea necesario incrementar la energía necesaria para poder producir una deformación plástica en el material, siendo en éste caso, la indentación producida en el ensayo de dureza.[13] 5.3.- Ensayos de Tracción Las propiedades mecánicas a tracción de las muestras sometidas a las distintas condiciones de tratamiento térmico fueron determinadas. Las figuras 5.6 y 5.7, contienen las curvas de tracción representativas de las muestras ensayadas, para las pruebas en donde se variaron la temperatura inicial de calentamiento y la velocidad de calentamiento, respectivamente. Todas las curvas estudiadas, variando tanto la temperatura inicial de calentamiento y la velocidad de calentamiento, para cada tratamiento, muestran un comportamiento similar. En ambas curvas se encuentran cuatro zonas. Para los valores iniciales de elongación, y esfuerzos comprendidos entre 0MPa y 250MPa, se observa la región de deformación elástica 59 del material. Luego de esto, y hasta valores de 8% de elongación aproximadamente, se observa la región donde se originan las bandas de Lüders. Posterior a éste valor de deformación se presenta la región de deformación plástica continua, para finalmente dar paso a la zona donde se forma el cuello de estricción y posterior de falla o fractura del material. Figura 5.6 Curva de tensión de la muestra de acero tratada térmicamente bajo un recocido estático, a condiciones de Ti = 300°C; V= 40ºC/h; Tm= 700ºC y tm= 5h Figura 5.7 Curva de tensión de la muestra de acero tratada térmicamente bajo un recocido estático, a condiciones de Ti = 200°C; V= 100ºC/h; Tm= 700ºC y tm= 5h A partir de estas curvas de tracción, se obtuvieron las propiedades mecánicas del acero para cada una de las variables aplicadas en los tratamientos térmicos de recocido estático. Entre 60 estas se tienen: el esfuerzo de fluencia (Sy), el esfuerzo máximo a la tracción (Sm), la elongación, el coeficiente de anisotropía plástica (r) y el coeficiente de endurecimiento por deformación (n). Todos estos resultados son mostrados a continuación y fueron obtenidos como promedio de los ensayos realizados (ver apéndice 5.c). Esfuerzo de fluencia (Sy): la figura 5.8 muestra el efecto que produjo la variación de la temperatura inicial de calentamiento y la velocidad de calentamiento sobre los valores de esfuerzo de fluencia del material tratado térmicamente. a b Figura 5.8 Valores correspondientes al esfuerzo de fluencia (Sy) . a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento. En la figura 5.8.a se puede observar que la variación de la temperatura inicial de calentamiento del tratamiento de recocido estático, no tiene una marcada influencia sobre los valores del esfuerzo de fluencia (Sy) obtenidos de los diferentes ensayos. Para éste caso se observa que todos los valores entran en un intervalo de esfuerzos de fluencia comprendidos entre 190MPa y 200MPa. Adicionalmente, todos los valores de esfuerzo de fluencia (Sy), de estas experimentaciones, entran dentro del intervalo de valores aceptados para un acero con calidad DDQ[3,4,6], cuyo valor de límite máximo de (Sy) se encuentra indicado en el gráfico. 61 Para el caso de la figura 5.8.b se puede ver que la variación de la velocidad de calentamiento si tiene influencia sobre los valores de esfuerzo de fluencia del material, generando una dependencia lineal entre ellos en forma directamente proporcional, es decir, a medida que se incrementa la velocidad de calentamiento se obtiene un incremento en el valor del esfuerzo de fluencia, observándose que los valores están comprendidos entre un intervalo de 200MPa y 280MPa. También se puede ver que no todos los valores entran dentro del intervalo de valores aceptados para un acero con calidad DDQ. Para bajas velocidades de calentamiento (V=40ºC/h y V=100ºC/h), los valores de (Sy) se encuentran dentro del intervalo permitido. Para una velocidad intermedia (V=250ºC/h) se obtiene un (Sy) que está en el valor límite del esfuerzo de fluencia y finalmente, para las velocidades de calentamiento más altas (V=300ºC/h y V=400ºC/h) se obtienen valores de (Sy) fuera del intervalo de aceptación. Esfuerzo máximo a la tracción: la figura 5.9 muestra el efecto que produjo la variación de la temperatura inicial de calentamiento y la velocidad de calentamiento sobre los valores de esfuerzo máximo a la tracción del material tratado térmicamente. a b Figura 5.9 Valores correspondientes al esfuerzo de máximo de tracción (Sm). a) Variación de la temperatura inicial decCalentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento. En la figura 5.9.a se observa que la variación de la temperatura inicial de calentamiento no presenta una influencia considerable sobre los valores del esfuerzo máximo de tracción (Sm) del material, manteniéndose estos valores casi constantes para cada una de las temperaturas 62 iniciales empleadas, y encontrándose éstos comprendidos entre 266MPa y 275Mpa. Así mismo, se puede ver que los valores de esfuerzo máximo a la tracción están alrededor del límite inferior especificado para un acero con calidad DDQ. Hay que recordar que éste material está en condiciones de recocido, pero a nivel industrial, dicho material pasa por un proceso de temper roll, que por limitaciones experimentales no pudo ser realizado. Este es un proceso que reduce la ductilidad del acero, pues incrementa la dureza y los valores de esfuerzo de fluencia y esfuerzo máximo a la tracción.[33,34] Sin la realización de éste proceso, se podría decir que los valores obtenidos para estas propiedades son bastante aceptables, ya que si fuesen sometidas al temper roll deberían entrar en el intervalo establecido para un acero DDQ A partir de la figura 5.9.b se puede ver que la variación de la velocidad de calentamiento muestra una influencia sobre los valores de esfuerzos máximos a la tracción (Sm), teniéndose que a mayor velocidad de calentamiento se obtienen mayores valores de (Sm). Sin embargo, este incremento es ligero, con la excepción del valor encontrado con la velocidad de calentamiento más alta (450ºC/h), el cual sufrió un incremento de 40MPa aproximadamente. Existe una relación proporcional entre los valores de dureza y de esfuerzo, tanto de fluencia como máximo a la tracción, en el material.[13] Por ende, se tiene que los resultados de estas últimas dos propiedades son congruentes con la variación de microdureza experimentada por el acero, es decir, a medida que se incrementa el valor de las variables estudiadas, se incrementa el valor de la dureza del material y consecuentemente, también aumentan los valores de esfuerzos de fluencia y máximos a la tracción, siendo éste efecto más marcado con el incremento de la velocidad de calentamiento. La explicación a éste fenómeno se basa, nuevamente, en la influencia que tiene el cambio microesructural sobre las propiedades del material. En aquellas pruebas donde se obtuvo una estructura de grano tipo “pancake”, no se observó mayor cambio en las propiedades estudiadas: dureza, (Sy) y (Sm). Sin embargo, el emplear parámetros en el proceso de recocido, tales como altas velocidades de calentamiento, se produjeron cambios en la forma y en el tamaño de la microestructura resultante, y por ende, estos cambios se reflejan en variaciones de las propiedades mecánicas obtenidas. 63 Se puede ver que tanto (Sy) como (Sm) se van incrementando a medida que se aumenta la velocidad de calentamiento. En el caso de (Sy), esto puede venir dado por que al incrementar la velocidad de calentamiento se favorece que tanto el nitrógeno como el aluminio permanezcan en solución y no precipiten como nitruros. Esto hace que estos elementos sirvan como obstáculo para el movimiento de dislocaciones y por ende se produzca un incremento en el esfuerzo de fluencia del material. Para el caso de (Sm), el aumentar la velocidad de calentamiento genera la formación de una estructura de granos equiaxiales finos, lo que incrementa la cantidad de bordes de granos, los cuales actúan como obstáculos para el movimiento de dislocaciones y por ende aumente el valor de éste esfuerzo. Elongación: en las figuras 5.10.a y 5.10.b, se observa la influencia que tiene la variación de la temperatura inicial de calentamiento y la variación de la velocidad de calentamiento respectivamente, sobre el porcentaje de elongación del acero recocido. Para ambos casos, se puede ver que ésta propiedad mecánica es prácticamente constante para cada una de las variables en estudio. En ambos casos, los valores de porcentaje de elongación se encuentran comprendidos entre un 35% y 45%, y a su vez, estos valores están dentro del intervalo de valores permitidos para un acero con calidad DDQ. a b Figura 5.10 Valores correspondientes al porcentaje de elongación. a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento. Este hecho, puede ser atribuido como una consecuencia directa del ablandamiento sufrido por el material durante el recocido, el cual es favorecido por el desarrollo de una textura adecuada, 64 que favorece la formación de una estructura tipo “pancake”. Adicionalmente, los altos valores del porcentaje de elongación se relacionan con que una distribución homogénea de partículas de cementita esferoidizadas ayudan a disminuir el flujo de esfuerzos producidos en el material durante el conformado en frío, ya que éste flujo es determinado por la distribución de la fase ferrítica y de los carburos presentes, dándole al acero de bajo carbono una alta ductilidad, factor necesario para obtener una buena calidad para el embutido.[22,35] Coeficiente de anisotropía plástica (r): La figura 5.11, muestra el efecto de la variación de la temperatura inicial de calentamiento y la velocidad de calentamiento sobre el coeficiente de anisotropía plástica promedio (rm) del material. b a Figura 5.11 Valores correspondientes al coeficiente de anisotropía plástica (rm). a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento. El valor de anisotropía plástica (rm) es quizás una de las propiedades mecánicas más importantes, desde el punto de vista del estudio de los aceros con calidad DDQ. En el caso de la figura 5.11.a se puede ver la influencia que genera la variación de la temperatura inicial de calentamiento sobre ésta propiedad. En éste caso, ésta variable no produce una influencia importante sobre el valor de (rm), manteniéndose éste casi constante para cada una de las temperaturas iniciales empleadas. Por otro lado, se puede ver que todos los valores de (rm) obtenidos en el acero estudiado están por encima de 1,3, el cual representa el valor mínimo exigido para obtener un acero con calidad DDQ. 65 Como se ha explicado en capítulos anteriores, existe una fuerte dependencia entre la microestructura del material y sus propiedades mecánicas. Esto se ha podido observar a lo largo de todas las propiedades mecánicas estudiadas hasta el momento, y el coeficiente de anisotropía plástica no es la excepción. Para el caso en donde la temperatura inicial de calentamiento es la variable en estudio, se ha tenido que todas las propiedades mecánicas analizadas hasta ahora han permanecido casi constantes, sin importar el valor asignado a esta variable. Esto es debido a que el cambio en dicha temperatura inicial, no genera cambios apreciables en la microestructura del material, obteniéndose una estructura donde predomina la morfología tipo “pancake” para cada una de las pruebas, lo que a su vez permite obtener propiedades mecánicas favorables para un embutido profundo, entre ellas, el coeficiente de anisotropía plástica promedio (rm). Por el contrario, en la figura 5.11.b se puede ver que la variación de la velocidad de calentamiento si tiene un efecto pronunciado sobre el valor de (rm), produciendo un descenso en el valor de éste a medida que se incrementa la velocidad de calentamiento, siendo este efecto mucho más marcado para las velocidades más altas. Para las velocidades de calentamiento más bajas (V=40ºC/h y V=100ºC/h) se tiene que los valores de (rm) están claramente por encima del límite mínimo exigido para un acero con calidad DDQ. Sin embargo, para las velocidades de calentamiento medias y altas (V=250ºC/h, V=300ºC/h y V=400ºC/h respectivamente) se tiene que el valor de (rm) está muy cercano al valor límite mínimo establecido. Nuevamente, éste fenómeno está relacionado directamente con los cambios microestructurales que se dan en el acero al ser sometido a diferentes velocidades de calentamiento. La razón por la cual el valor del coeficiente de anisotropía plástica es elevado sólo cuando el acero es calentado lentamente, esta relacionada directamente con la precipitación de los nitruros de aluminio antes de que ocurra la recristalización del material. Este fenómeno produce el marcado desarrollo de una textura orientada, generando así una estructura de granos tipo “pancake”.[63] Ambos aspectos confieren al acero una alta capacidad para la embutición en frío, ya que al obtener altos valores del coeficiente rm, se logra una poca reducción del espesor y una mayor deformación en el plano de la lámina. De manera análoga, los bajos coeficientes 66 rm obtenidos en el acero sometido a mayores velocidades de calentamiento, se puede atribuir directamente a la pobre textura desarrollada bajo estas condiciones de tratamiento térmico, lo que genera una microestructura de tipo equiaxial, favoreciendo la isotropía en el material.[63] Coeficiente de endurecimiento (n): la figura 5.12 muestra el efecto que produjo la variación de la temperatura inicial de calentamiento y la velocidad de calentamiento sobre los valores del coeficiente de endurecimiento (n) del material tratado térmicamente. a b Figura 5.12 Valores correspondientes al coeficiente de endurecimiento por deformación (n). a) Variación de la temperatura inicial de calentamiento y b) Variación de la velocidad de calentamiento. El valor del coeficiente de endurecimiento (n), determina la capacidad de deformación plástica de un metal. Mientras mas elevado sea su valor, se podrá tener una mejor calidad para embutido. No existe un intervalo de aceptación establecido de este coeficiente para obtener un acero con calidad DDQ. Sin embargo, para el caso en donde se obtuvieron estructuras tipo “pancake”, los valores de (n) resultaron ser mayores al valor mínimo requerido para un acero con calidad para embutición extra profunda (n ≥0,18 según la tabla 3.1), por lo que se puede garantizar un adecuado endurecimiento posterior al conformado en frío, y por ende, una buena calidad de embutido. Nuevamente, se puede observar que el coeficiente de endurecimiento (n) tiene, en términos generales, un comportamiento similar a las demás propiedades. En la figura 5.12.a, se observa la influencia que tiene la variación de la temperatura inicial de calentamiento sobre el coeficiente de endurecimiento (n) del acero tratado térmicamente por recocido estático. Se 67 puede ver que (n) es prácticamente invariable para cada una de las temperaturas iniciales evaluadas. Para el caso donde la velocidad de calentamiento es la variable en estudio (figura 5.12.b), si hay una relación inversamente proporcional, es decir, a medida que se va incrementando la velocidad de calentamiento se reduce el valor de (n). Como se ha venido explicando a lo largo de este capitulo, existe una fuerte relación entre las características microestructurales y las propiedades mecánicas del material, y esto se vuelve a poner de manifiesto en el valor del coeficiente de endurecimiento. Se tiene que para el cambio de temperaturas iniciales de calentamiento, no se producen cambios apreciables en la microestructura del material, por lo que es de esperar que las propiedades mecánicas del mismo, incluyendo (n), no varíen de forma importante. Sin embargo, al variar la velocidad de calentamiento, se obtuvo que el uso de altas velocidades produce cambios importantes en la microestructura, generando, consecuentemente, cambios en las propiedades mecánicas asociadas al acero. Este fenómeno de endurecimiento está relacionado con la interacción y anclaje de las dislocaciones en el metal. Así mismo, el coeficiente (n) es afectado por los elementos presentes en solución, segundas fases o inclusiones precipitadas en el interior de los granos, haciendo que el mismo aumente.[2] Para los casos en donde se emplearon las velocidades de calentamiento elevadas, se puede observar que los valores de esfuerzo de fluencia y resistencia máxima a la tracción van aumentando, y son mas cercanos entre si, que los que se obtuvieron a bajas velocidades. Esta similitud puede indicar que el material se encuentra endurecido debido al incremento en el número de obstáculos, y por ende al anclaje de las dislocaciones presentes en la estructura del material, producto de una microestructura de granos finos. Este comportamiento, se traduce a un bajo coeficiente de endurecimiento (n).[63] 5.4.- Simulación computarizada del proceso de recocido empleado a nivel industrial El programa de computadora empleado para ésta investigación fue el CASP (Coil Annealing Simulation Program, por sus siglas en inglés). A partir de la variación de algunos parámetros 68 en los archivos de entrada del programa: AMR y C50, y con la ejecución del programa CASP.exe, se obtienen los resultados de la simulación del ciclo de recocido a nivel industrial, proporcionando la distribución de temperaturas internas de la bobina a diferentes intervalos de tiempo. Una muestra de éste archivo de salida, donde se puede observar dicha distribución de temperaturas, está en el anexo 5.b. Los objetivos de este trabajo contemplan obtener los ciclos térmicos correspondientes a: temperaturas de quemadores del horno [horno], temperaturas del gas de calentamiento [gases], temperaturas de la carga [carga], temperaturas de los puntos calientes [PC] y puntos fríos [PF] de las bobinas metálicas. El anexo 5.c muestra un gráfico típico, obtenido por simulación, para la representación del proceso de recocido estático, en donde se observa la evolución de la temperatura con respecto al tiempo, en los puntos de estudio anteriormente mencionados. La primera variable estudiada fueron los modos de control que normalmente son empleados en el ciclo térmico de recocido estático a nivel industrial por Hylsa. Para ello, se realizaron cambios principalmente en las temperaturas alcanzadas por el horno, gases de calentamiento y carga, y también, en los tiempos de mantenimiento a dichas temperaturas. A partir de estos cambios, se produjeron diferentes resultados, los cuales eran aceptados o descartados en base a información obtenida del proceso industrial, o por las condiciones obtenidas experimentalmente del recocido estático que generen un acero con calidad DDQ. Entre esos criterios se tienen: 1. La temperatura del punto mas frío de toda la carga debía estar por lo menos 6 horas por encima de los 600°C (tiempo de mantenimiento a la temperatura de recocido), siendo ésta la mejor combinación de temperatura y tiempo conseguida hasta ahora por pruebas experimentales[56,63], para obtener la microestructura y las propiedades mecánicas correspondientes a un acero con calidad DDQ. 2. La temperatura del punto mas caliente de toda la carga no debía alcanzar ni superar los 700°C, ya que por información recopilada del proceso industrial y de múltiples pruebas hechas en planta, por encima de ésta temperatura se produce el pegado de 69 las láminas de las bobinas de acero, debido a la compresión y/o expansión térmica.[58] 3. El tiempo total del proceso no podía exceder de las 93.62 horas, que es el tiempo del proceso original empleado actualmente por Hylsa, ya que de otra forma, el proceso no sería considerado como una mejora. 4. Las velocidades de calentamiento generadas en los diferentes puntos de estudio dentro de la bobina, no deben superar los 100°C/h, ya que ésta fue determinada, desde el punto de vista experimental, como una velocidad que garantiza la obtención de las características microestructurales y de las propiedades mecánicas requeridas para un acero con calidad DDQ. Los parámetros empleados originalmente por Hylsamex, y un ejemplo de cómo era la secuencia de variación de éstos, y posterior aprobación o descarte de los resultados, se muestra en el apéndice 5.d. De esta forma, los resultados obtenidos para las pruebas de simulación más representativas, tomando los modos de control del proceso como variables, se muestran en la figura 5.13. A partir de ésta, así como en las figuras sucesivas, se delimita una zona en el gráfico (zona punteada) en donde se encontrarán los puntos de las pruebas que entran dentro del intervalo que es considerado como aceptable. En la figura 5.13.a, se muestran los resultados obtenidos, tomando como parámetros de aceptación las temperaturas mínima y máxima permitidas, 600°C y 700°C respectivamente, y el tiempo mínimo de 6 horas que el material debe estar por encima de los 600°C. La figura 5.13.b, muestra los resultados obtenidos del proceso de simulación, tomando como parámetros de aceptación las temperaturas mínima y máxima permitidas, 600°C y 700°C respectivamente, y el tiempo total del proceso. A nivel experimental, y por observaciones industriales[58], se ha considerado que uno de los puntos clave dentro del proceso, es hacer que el punto mas frío de la carga logre estar por lo menos 6 horas por encima de los 600ºC, sin que ninguna temperatura dentro de la carga exceda los 700ºC. Por ésta razón, y gracias a que el simulador lo permite, se decidió comenzar a variar las temperaturas del termopar del punto más frío de las bobinas, e introducirlo como uno de los modos de control del sistema, en vez de emplear el termopar de carga. 70 a b Figura 5.13 Resultados más representativos, obtenidos de las pruebas de simulación, tomando los modos de control del proceso como variables. Los parámetros de aceptación son: a) Temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso De ambas figuras se puede observar que existen varias pruebas que se encuentran fuera de la zona punteada, y en consecuencia deben ser descartadas, bien sea porque no cumplen con las condiciones de tratamiento exigidas o porque simplemente no ofrecen mejoras al proceso. Para realizar la prueba asignada con el color azul, se dejaron todos los parámetros con sus valores originales (ver página 51), y solamente reduciendo en 35ºC, la temperatura que debía alcanzar el punto mas frío de la carga, es decir, 615ºC. En la figura 5.13, se puede ver que la prueba da resultados que logran estar dentro de los valores de temperatura requeridos y genera una reducción en el tiempo total del proceso. Sin embargo, a pesar de que el punto mas frío de la carga logra estar sobre los 600ºC, no cumple con el tiempo mínimo de mantenimiento a esta temperatura, que es de 6 horas, el cual es necesario para garantizar que el material pueda recristalizar completamente, y pueda cumplir con las exigencias de un acero con calidad DDQ. Al reducir la temperatura que debe alcanzarse en el punto mas frío de la carga, se hace que la inercia térmica asociada al proceso, especialmente en las bobinas metálicas, no sea lo suficientemente elevada, como para mantener al material, en su totalidad, el tiempo necesario 71 para que se obtenga el proceso de recocido completo en todos los puntos de cada uno de las bobinas metálicas. Por ésta razón, la prueba debe ser descartada. Al parecer, el proceso tiene un funcionamiento complejo, por tal razón, no se puede ajustar controlando una sola variable, incluso así sea una variable tan directa, como lo es el termopar del punto frío. Por este motivo, se decide introducir, cambios en los otros modos de control. De ésta forma, se tiene que para la siguiente prueba, correspondiente al color verde en la figura 5.13, se incrementó en 100ºC la temperatura del horno, en 20ºC la temperatura del gas de calentamiento, y se redujo en 25ºC la temperatura del punto frío, todas con respecto al proceso industrial. Esta prueba dió como resultado, que todos sus valores entraban, desde el punto de vista del ciclo térmico, dentro de los criterios de aceptación exigidos para obtener un acero con calidad DDQ, es decir, se estaba dentro del intervalo de temperaturas permitidas, se cumplía con un adecuado tiempo de mantenimiento y además, se lograba una disminución en el tiempo total del proceso, por lo que la prueba fue aceptada como una posible mejora del proceso. Sin embargo, algunos de los cambios producidos en los parámetros parecían ser algo bruscos, por ejemplo, en el horno se produjo un incremento considerable en su temperatura, esto demandaría un uso más prolongado del mismo y por ende un mayor consumo de energía. Debido a esto, se realizaron otras pruebas, con el fin de ir refinando los parámetros de los modos de control, y cumpliendo con todos los criterios de aceptación ya descritos. De ésta forma, se obtiene la prueba señalada en la figura 5.13 con el color rojo. En dicha prueba no se altera la temperatura del horno, se incrementa ligeramente la temperatura del gas de calentamiento y se reduce en 30ºC la temperatura del punto frío, con respecto a los valores empleados a nivel industrial. Esta prueba genera mejores resultados con respecto a la anterior, ya que cumple con las restricciones de temperaturas, tiempo de mantenimiento, reduce aún más el tiempo total del proceso, y adicionalmente, no involucra un incremento en la temperatura del horno, lo que se puede traducir como un menor consumo de energía. Como se ha visto de las pruebas analizadas anteriormente, los parámetros de control del proceso, no dependen únicamente de una sola variable, por el contrario, para poder obtener un adecuado control del proceso, se debe establecer un juego entre varias de las variables 72 involucradas en el proceso de recocido, siendo en éste caso las temperaturas de: horno, gas de calentamiento, carga y el punto más frío de las 3 bobinas. En base a esto, de las pruebas realizadas hasta ahora, la prueba que presenta mejoras, y que cumple con todos los criterios establecidos es la que tiene el color rojo asignado en la figura 5.13. Dicha prueba será tomada como patrón, para el estudio de las demás variables, siempre aparecerá asignada con el color rojo, y será denominada “Simulación 1”. A partir de los datos de la “Simulación 1”, se realizaron nuevas pruebas. En el siguiente caso, se emplea como variable la potencia de los hornos utilizados en el proceso industrial de recocido. De estas pruebas se obtuvieron los resultados que se muestran en la figura 5.14 a b Figura 5.14 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando la potencia del horno como variable. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso En estas figuras se puede ver que para ambas pruebas, en donde se produjo un incremento en la potencia de los hornos, con respecto a la prueba “Simulación 1”, se logra estar dentro de la zona de aceptación para el intervalo de temperaturas exigidas y para el tiempo de mantenimiento sugerido. Sin embargo, ambas pruebas producen un incremento en el tiempo total del proceso, lo que hace que el mismo sea superior al tiempo empleado actualmente por Hylsamex. 73 El incrementar la potencia de los hornos, hace que el mismo alcance la temperatura solicitada por los modos de control en un menor tiempo. Sin embargo, el modo de control asignado a la temperatura del horno, está restringido a que se alcance la temperatura del punto mas frío del sistema, es decir, el termopar del punto frío es el que controla el sistema dentro del simulador. Esto genera que el horno se tenga que mantener mas tiempo a la máxima temperatura solicitada, mientras se alcanza la temperatura del punto frío, lo que se traduce en un alto consumo de energía. Adicionalmente, como se puede ver en la figura 5.14, a medida que se incrementa la potencia del horno, aumentan las temperaturas encontradas en el sistema de carga. Este incremento de temperatura genera problemas al momento de entrar en la etapa de enfriamiento de las bobinas, debido a que la inercia térmica asociada al sistema es mayor, y por ende, tardará mas en poder enfriarse el material, haciendo que el tiempo total del proceso tenga que prolongarse, lo que no ofrece una mejora del mismo. De ésta manera, ambas pruebas tienen que ser descartadas. Es importante destacar, que en gran medida, el tener que descartar estas pruebas es debido a que el horno se mantiene un excesivo tiempo encendido a la máxima temperatura solicitada por el modo de control, suministrando de esta forma, mucho más calor del que es necesario. Si se pudiese controlar este tiempo, se haría que el horno se pudiese calentar mucho más rápido, y a su vez, solo suministre el calor necesario para que todos los puntos de la carga cumplan con el ciclo térmico solicitado. Sin embargo, el simulador tiene la limitación de que no puede controlarse el tiempo de funcionamiento del horno, como una variable directa. La forma en que se pudiese conseguir esto, es ir variando la temperatura que debe alcanzar el punto frío, que si es un modo de control directo en el simulador. Pero esto involucraría tener que hacer nuevas pruebas, variando la potencia empleada en los hornos y los demás parámetros de control del sistema. La siguiente variable estudiada fue el incremento del flujo de gas de calentamiento dentro del horno empleado para el recocido estático. Los resultados de dichas pruebas son mostrados en la figura 5.15. 74 a b Figura 5.15 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando el flujo de gas de calentamiento como variable. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso A partir de estas figuras, se puede ver que los resultados, para ambos casos, coinciden con los resultados obtenidos de la prueba patrón “Simulación 1”, de color rojo, por lo que la variación del flujo de gas de calentamiento no produce cambios representativos para cada uno de los parámetros estudiados en ésta simulación del proceso de recocido estático. Esto puede venir dado por tres razones. La primera, puede tratarse simplemente de un problema de transferencia de calor por convección, es decir, existe un punto en el cual, por más que se incremente el flujo de gas no se puede incrementar la transferencia de calor asociada a éste. Posiblemente, a nivel industrial, dicha condición límite ya fue alcanzada. La segunda, que los cambios introducidos en el flujo del gas y la potencia a los ventiladores (Fan, por su nombre en inglés), no sean lo suficientemente grandes como para generar cambios apreciables en los ciclos térmicos de los puntos de estudio. El escoger valores aún mayores de estas variables, no tenía mucho sentido práctico, ya que a nivel industrial sería demandar un alto consumo de energía en el uso de los ventiladores o un mayor gasto en cantidades de gas empleado para el calentamiento, mayoritariamente convectivo, de las bobinas metálicas. La 75 tercera razón, sería que el simulador no estaba programado para tomar en cuenta el efecto del cambio del flujo de gas sobre los ciclos térmicos del punto más frío y más caliente dentro de la carga. La siguiente variable es el cambio de masa de las bobinas, asociado a la disminución del diámetro externo de las mismas. Este cambio es realizado con la finalidad de ver el efecto que puede tener sobre la inercia térmica asociada al proceso, y como ésta última puede generar cambios que favorezcan a una mejora y reducción del tiempo total del ciclo térmico empleado a nivel industrial. Los resultados son mostrados en la figura 5.16. a b Figura 5.16 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando la masa y el diámetro de las bobinas como variables. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso En la figura 5.16 se puede ver que las pruebas con color azul y fucsia, correspondientes a diámetros de 0,6m y 0,5m, y masas 15,99Tons y 13,32Tons respectivamente, no logran estar un mínimo de 6 horas por encima de los 600°C, siendo ésta una de las condiciones exigidas en el ciclo térmico, para poder tener un acero con calidad DDQ. Sin embargo, la prueba de color verde, de diámetro 0,64m, logra estar dentro de los intervalos aceptados para ambos gráficos, 76 y adicionalmente, tiene una reducción sustancial del tiempo total del proceso con respecto a la prueba “Simulación 1”, que aparece con el color rojo. La reducción del diámetro externo de las bobinas, representa la eliminación de un determinado número de vueltas de lámina de acero en la bobina, lo que se traduce en la reducción de la masa de la bobina y por ende de la carga total montada en el horno. Al reducir la masa de las bobinas, también se reduce la inercia térmica asociada a las mismas. Esto favorece la reducción del tiempo total del proceso, ya que la etapa de enfriamiento se puede llevar a cabo en un menor tiempo. Sin embargo, si la reducción de la masa es muy grande, puede generar reducciones importantes en la inercia térmica asociada al proceso, haciendo que el material no estuviese el tiempo de mantenimiento, de 6 horas por encima de 600ºC, lo que estaría fuera del intervalo de aceptación previamente establecido. Esto último es lo que sucede con las pruebas asignadas con el color azul y fucsia de la figura 5.16, y por tal motivo, las mismas no fueron aceptadas. Sin embargo, la prueba de color verde, en la cual se reduce a 0,640m el diámetro, lo que representa una reducción de la masa de cada una de las bobinas en una tonelada aproximadamente, se puede observar que si cumple con todas las restricciones expuestas para el proceso de recocido, desde el punto de vista del ciclo térmico, y adicionalmente, representa una mejora del proceso con respecto a la “Simulación 1”. En este caso, la reducción del diámetro fue adecuada, como para hacer que la reducción de masa, y por ende de inercia térmica asociada a la carga, permitiera reducir el tiempo total del proceso, cumpliendo con el ciclo térmico recomendado en todos los puntos del material. La siguiente variable estudiada fue el cambio del alto de las bobinas, y sus resultados son mostrados en la figura 5.17. Esta variable si aparece directamente entre los parámetros del simulador. Sin embargo, como se mencionó anteriormente, un cambio en las dimensiones de las bobinas representa un cambio en la masa de los mismos, por lo que esto también debió ser considerado en el programa. 77 a b Figura 5.17 Resultados obtenidos de las pruebas de simulación, tomando la masa y el alto de las bobinas como variables. Los parámetros de aceptación son: a) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo de mantenimiento. b) Las temperaturas permitidas en el proceso y el tiempo total del proceso Se puede observar que ambas pruebas, donde se redujo el alto de las bobinas, deben ser descartadas, a pesar de que generan una reducción considerable en el tiempo total del proceso. La prueba de color azul (alto = 0,800m), tiene su temperatura máxima de punto caliente, justo en el límite de los 700°C, lo que sería una situación extrema al momento de querer utilizar éste proceso a nivel industrial, por ende no puede ser aceptado. Para el caso de la prueba fucsia (alto = 0,600m), se tiene que la misma, alcanza una temperatura máxima que excede los 700°C, quedando fuera de los intervalos permitidos. Nuevamente, esto se puede deber a que al variar las dimensiones de las bobinas, se altera la masa de los mismos y esto genera que la inercia térmica asociada a estos disminuya, haciendo que la etapa de enfriamiento sea mas corta, y por ende se reduzca el tiempo total del proceso. Sin embargo, en la figura 5.17 se puede ver que hay un incremento en las temperaturas del punto caliente, conseguidas en las bobinas, principalmente en la temperatura del punto más caliente de la carga. En la figura 4.10 se puede ver que el flujo de gas de calentamiento es ascendente, y va desde la parte externa de la torre de bobinas metálicas, y se retorna por el centro de ésta. En experiencias previas[26,58], se ha determinado que el punto más caliente del sistema se ubica en la bobina 3 (bobina superior de la torre), debido a que ahí se concentra la 78 mayor cantidad de transferencia de calor por convección producida por el gas de calentamiento. Entre la base del horno, que es donde se encuentran los quemadores, y la parte superior de éste, se genera un gradiente térmico. Mientras mas larga sea la distancia que tenga que recorrer el gas, mas transferencia de calor tendrá con las demás bobinas antes de llegar a la bobina 3. Por el contrario, cuando se reduce el alto de las bobinas, el gas llega en menor tiempo hasta la parte superior de la torre de bobinas, y con mayor cantidad de energía asociada (calor), para ser intercambiada en forma convectiva principalmente. Esto incrementa la temperatura, especialmente la del punto mas caliente del sistema, que en éste caso es el punto caliente de la bobina 3, haciendo que dichas temperaturas puedan salirse de los intervalos de aceptación, en casos donde la variación del alto de las bobinas sea considerable. En la figura 5.17 se puede ver que existe una relación inversamente proporcional entre el alto de las bobinas y las temperaturas que se alcanzan en la carga de material del sistema de recocido. A su vez, también se puede observar que hay una relación directamente proporcional entre la variación del alto de las bobinas y el tiempo total del proceso. Por ésta razón, el escoger un alto de bobina que se encuentre entre 1,079m y 0,800m podría hacer que todos los parámetros estén dentro del intervalo de aceptación ya definido. Sin embargo, la idea principal de realizar estas pruebas era el determinar el comportamiento del sistema de recocido al variar el alto de las bobinas, objetivo que fue alcanzado. El cambiar el alto de las bobinas es un tema en donde se dispone de menor grado de libertad, que el retirar vueltas de material de los mismos, ya que, el alto de las bobinas va a ser definido por las exigencias del cliente. Por el contrario, el variar el número de vueltas de la bobina, que sería equivalente a variar el diámetro del mismo, sería más práctico desde el punto de vista industrial, ya que igualmente se podrían entregar la cantidad solicitada de material, sin necesidad de alterar las especificaciones exigidas por el comprador. Una vez vistos y analizados estos resultados, se procedió a escoger las pruebas que podían representar una mejora del proceso de recocido estático a nivel industrial. Una de las pruebas que a priori parece tener buenos resultados, sin necesidad de realizar muchas modificaciones al proceso industrial, es la prueba de color rojo, que fue escogida a partir de la figura 5.13, y que fue denominada como “Simulación 1”, en donde con simples variaciones de los modos de 79 control del proceso, se logran ciertas mejoras en el mismo, desde el punto de vista de reducción del tiempo total del proceso, cumpliendo todas las restricciones establecidas para obtener un acero con calidad DDQ. Adicional a la prueba denominada “Simulación 1”, hubo una prueba que presentó una mejora aun mayor al proceso, sin realizar grandes cambios en el mismo. Esta es la prueba con el color verde de la figura 5.16, la cual corresponde a una reducción de los diámetros de las bobinas, de 0,681m a 0,640m, y por consiguiente, una reducción en 1 tonelada de la masa total de cada bobina. Dicha prueba será denominada “Simulación 2”. En la figura 5.18 se muestra el ciclo térmico completo, obtenido por simulación, de todo el proceso de recocido estático para la prueba “Simulación 2”, y su comparación con el obtenido a nivel industrial. Se observan como puntos de estudio el ciclo térmico del horno, del gas de calentamiento y de la carga (figura 5.18.a, b y c respectivamente). a b c Figura 5.18 Ciclo térmico completo del proceso de recocido estático obtenido a nivel industrial y para la “Simulación 2”, tomando como punto de estudio el ciclo térmico de: a) Horno; b) Gas y c) Carga 80 En ésta figura se puede ver que la Simulación 2 tiene varios puntos muy importantes a su favor en comparación con el ciclo térmico obtenido a nivel industrial. Primero, se logra una reducción en 1 hora del tiempo de uso del horno a la máxima temperatura, que es aproximadamente 800°C, lo que generaría un ahorro importante de energía por cada carga de material que vaya a ser recocido. Adicionalmente, se aprecia una reducción considerable, de aproximadamente 7 horas, del tiempo total del proceso, y los cambios que hay que hacerle a dicho proceso no involucran mayores complicaciones. La figura 5.19 muestra los ciclos térmicos del proceso completo de recocido estático para la bobina 2, obtenidos a nivel industrial y por la “Simulación 2”. Se observan, específicamente, el ciclo térmico al que están expuestos el punto frío (PF) y punto caliente (PC) de dicho rollo metálico. Es importante destacar que el comportamiento es similar para las curvas correspondientes a los puntos fríos y calientes de las bobinas 1 y 3. Se muestran solo los de la bobina 2, ya que a lo largo de todas las pruebas realizadas, se obtuvo que ésta fue la bobina más crítica, al presentar siempre las temperaturas más bajas de las tres bobinas que son introducidas como carga. Figura 5.19 Ciclo térmico completo del proceso de recocido estático obtenido del proceso industrial y por la simulación 2, tomando como punto de estudio las temperaturas de la bobina 2 de la carga 81 Como se puede observar en ésta figura, las curvas obtenidas para el proceso industrial y para la “Simulación 2” tienen un comportamiento similar. Todas las curvas obtenidas muestran temperaturas muy similares, tanto para punto caliente como punto frío. Sin embargo, todas las curvas obtenidas en la “Simulación 2” muestran una reducción considerable en el tiempo total del proceso con respecto a las del proceso industrial. Para el análisis del punto caliente (PC) de la bobina 2, se tiene que la misma presenta tres zonas definidas. La primera, donde se observa un marcado incremento de la temperatura con respecto al tiempo, lo que corresponde a la etapa de calentamiento. La segunda, donde existe un incremento de la temperatura con respecto al tiempo, pero dicho incremento es más moderado que el anterior, esta zona corresponde a la etapa de mantenimiento. Finalmente, se observa una zona en donde ocurre un descenso de la temperatura a medida que transcurre el tiempo, siendo ésta la etapa de enfriamiento. En el caso del punto frío (PF), se puede ver que las curvas tienen dos zonas. La primera, en donde ocurre un incremento de la temperatura con respecto al tiempo hasta llegar a un punto máximo, que correspondería a la etapa de calentamiento. A partir de éste punto se encuentra la segunda zona, en donde ocurre un descenso de la temperatura a medida que va transcurriendo el tiempo, representando así el enfriamiento. Se puede apreciar, que durante la fase de enfriamiento, el punto frío pasa a tener temperaturas superiores a las del punto caliente. Esto se explica, debido a la inercia térmica de la bobina provocada por la masa que, aún después de apagar y retirar el horno, ocasiona que el punto frío continúe calentándose por un pequeño intervalo de tiempo. El punto caliente a su vez, inicia el enfriamiento de una manera más abrupta con una pendiente más pronunciada con respecto a la del punto frío, debido a que el punto caliente es más sensible a los calentamientos y enfriamientos debido a su cercanía con la retorta y los quemadores del horno. Un resumen general que puede englobar los puntos y variables estudiados de estas pruebas y su comparación con respecto al proceso industrial de Hylsamex, tomado como referencia, se muestra en la tabla 5.1. 82 Tabla 5.1 Variables estudiadas en el proceso industrial de recocido estático, obtenidas tanto a nivel industrial como de la Simulación 2 Tiempo de Temperatura Temperatura Máxima PF Máxima PC [ºC] [ºC] Industrial 616,2 652,5 6,68 Simulación 2 617,7 663,8 6,25 PRUEBA Mantenimiento (sobre 600ºC) [h] Velocidad Tiempo del Máxima de Horno a Calentamiento 800ºC [ºC/h] [h] 93,62 66,66 1,98 86,58 75,00 0,98 Tiempo Total del Proceso [h] De esta tabla, además de observar las variables ya analizadas previamente, se muestra una variable que es muy importante y que no ha sido estudiada, esta es la velocidad máxima de calentamiento que se presenta en la carga de acero durante el proceso recocido. Como se analizó al principio de éste capitulo, una de las condiciones para obtener un acero con calidad DDQ es que el mismo no experimente velocidades de calentamiento superiores a los 100ºC/h, ya que de lo contrario, no se fomentaría en el material la formación de una microestructura tipo “pancake”, la cual es necesaria para obtener las propiedades mecánicas que le confieran al acero buenas prestaciones para el embutido profundo. Al observar la tabla 5.1, se puede ver que tanto el proceso industrial, como el obtenido por la simulación 2, no muestran una velocidad de calentamiento mayor a los 100ºC/h, razón por la cual se esperaría obtener un material con características microestructurales y propiedades mecánicas, que permitan que el acero pueda ser empleado para aplicaciones de embutido profundo. Por lo visto anteriormente, la “Simulación 2” parece ofrecer una importante mejora al proceso de recocido estático para obtener un acero con calidad DDQ. Sin embargo, hay que recordar que en dicha prueba se redujo el diámetro externo de las bobinas metálicas que fungen como carga dentro del sistema. Una reducción en el diámetro representa una reducción en la masa de dichas bobinas y por ende se tendría menor masa de material recocido por cada carga. Para ver si dicha reducción de masa por carga no representa un problema en la productividad que podría tener la empresa a un determinado plazo de tiempo, se muestra en la tabla 5.2 una 83 estimación de la producción, en base a 30 días (1 mes), empleando el proceso industrial original y el que se propone con la “Simulación 2”. Tabla 5.2 Estimación de la producción por mes de acero con calidad DDQ empleando el proceso industrial original y el mejorado por la “Simulación 2” (ver apéndice 5.e) MASA DE LA BOBINAS POR TIEMPO TOTAL DEL PRODUCCION BOBINA [Tons.] CARGA PROCESO [h] [Tons./mes] Industrial 18,15 3 93,62 418,76 Simulación 2 17,05 3 86,58 425,36 PRUEBA De esta tabla se puede observar, que a pesar de que se tendría menor material recocido por cada carga, la reducción del tiempo total del proceso, obtenida de la Simulación 2, hace que en un plazo de 30 días, se produzca mayor cantidad de material recocido con condiciones favorables para embutido profundo, con respecto al proceso utilizado actualmente a nivel industrial. 5.5.- Representación a escala de laboratorio del proceso de recocido empleado a nivel industrial. Hasta ahora se han establecido las condiciones de tratamiento térmico de recocido, bajo las cuales se puede obtener un acero con calidad para embutido profundo. Adicional a esto, se ha logrado establecer al simulador como una herramienta que sirve para reproducir el ciclo térmico que se obtiene en diferentes partes del proceso empleado a nivel industrial para recocido estático; y mejor aún, como una herramienta que permite predecir el comportamiento, a nivel de ciclo térmico, que tendría dicho proceso, si es sometido a diferentes cambios en los parámetros que lo controlan. Algo que podría ser de mucha utilidad, sería poder reproducir, a escala de laboratorio, los ciclos térmicos del proceso de recocido estático empleado a nivel industrial u obtenidos por simulación, y evaluar las propiedades mecánicas del material, con la finalidad de garantizar la viabilidad de aplicación de éste método, con miras a la introducción de futuros cambios en el proceso industrial. 84 Para ésta etapa del proyecto, se logró realizar la representación a escala de laboratorio del proceso de recocido al que son sometidas las bobinas en los hornos de Hylsamex (México). Específicamente, el estudio se centró en simular el ciclo térmico en las zonas correspondientes al punto frío y punto caliente (escalonados y directos) de las bobinas de dicha empresa. Con ayuda de termopares y un computador, se recopiló todo el historial térmico al que estuvieron sometidas las probetas en el horno de recocido estático. Utilizando los resultados derivados de la simulación, se hicieron tratamientos térmicos a nivel de laboratorio, para tratar de reproducir las condiciones industriales a las que están expuestas las zonas referidas de las bobinas. Las figuras 5.20 a 5.22 muestran las curvas de calentamiento y enfriamiento para ambos procesos. ENFRIAMIENTO Figura 5.20: Ciclo térmico de los puntos fríos de las bobinas metálicos de la compañía Hylsamex ENFRIAMIENTO Figura 5.21: Ciclo térmico de los puntos calientes del proceso directo de las bobinas metálicos de Hylsamex 85 ENFRIAMIENTO Figura 5.22: Ciclo térmico de los puntos calientes del proceso escalonado de las bobinas metálicos de Hylsamex El objetivo principal de estas pruebas era el de emular, a escala de laboratorio, el ciclo térmico al que están sometidos el punto frío y punto caliente de las bobinas, durante el proceso de recocido empleado a nivel industrial. Sin embargo, la etapa de enfriamiento, la cual está delimitada y señalada en cada una de las figuras, es difícil de representar, debido a las condiciones industriales, tales como: grandes masa de material, inercia térmica asociada, control de flujo de gas, etc; las cuales no eran reproducibles en el laboratorio, por limitaciones experimentales. Por ésta razón, sólo se pudo representar la etapa de calentamiento y mantenimiento para cada uno de los puntos en estudio. Estos resultados son los mostrados entre las figuras 5.20 y 5.22, en donde se puede ver que existe similitud entre el proceso industrial y la representación llevada a cabo en el laboratorio. La reproducción, a escala de laboratorio, del ciclo térmico de recocido empleado a nivel industrial, tiene como principal objetivo evaluar las propiedades mecánicas del material, que se están obteniendo en el laboratorio, para las zonas en estudio: punto frío y caliente, y ver si las mismas entran dentro de los intervalos de aceptación establecidos, en éste caso, para aceros de calidad comercial (CQ), cuyo contenido de carbono es de 0,10%C aproximadamente. A partir de estas pruebas, se obtuvieron las propiedades mecánicas de las probetas de acero que 86 fueron tratadas térmicamente (ver apéndice 5.f). Dichas propiedades son mostradas en la figura 5.23. La figura 5.23 muestra algunas de las propiedades mecánicas más representativas del acero (CQ) y sus respectivos intervalos de aceptación, los cuales están delimitados por las líneas negras que aparecen en las figuras. Al tratarse de un acero de calidad comercial, se tiene que no existen intervalos de aceptación para algunas propiedades, tales como: el coeficiente de anisotropía plástica y el coeficiente de endurecimiento por deformación, así como no se tiene la exigencia de que el material tenga una microestructura tipo “pancake”. Es por esto, que solo se estudian las propiedades de esfuerzo de fluencia (Sy), esfuerzo máximo a la tracción (Sm) y porcentaje de elongación. a b c Figura 5.23 Propiedades mecánicas de las probetas de acero (CQ) recocidas: a) Esfuerzo de fluencia (Sy); b) Esfuerzo máximo a la tracción (Sm) y c) Elongación Con respecto a los valores de esfuerzo de fluencia (ver figura 5.23.a) se tiene que los mismos están dentro de los intervalos de aceptación para un acero de calidad comercial. Todos los valores, sin importar la zona de estudio, son similares entre si. Esto es razonable, si se toma en cuenta que el proceso industrial está diseñado para que el material tenga propiedades uniformes en todo el volumen de la bobina metálica, sin importar la zona de estudio [58] . Lo mismo sucede para las otras dos propiedades estudiadas: Sm y elongación, con la excepción de que el esfuerzo máximo a la tracción si se encuentra ligeramente por debajo del intervalo de aceptación. 87 Tomando en cuenta que la única diferencia apreciable que existe entre las pruebas realizadas a nivel de laboratorio y la obtenida a nivel industrial, es la velocidad de enfriamiento, habría que analizar que efecto puede tener ésta sobre las propiedades mecánicas del material. En aceros de bajo carbono se tiene que la velocidad de enfriamiento en un recocido subcrítico tiene poco efecto sobre la microestructura formada y en las propiedades mecánicas desarrolladas[22]. Por lo que aparentemente este punto no parece ser la causa principal que genera que los valores de Sm estén ligeramente fuera del intervalo de aceptación. Un hecho importante y que no puede ser visto en estos resultados, es que, a nivel industrial, después que es concluido el recocido de la bobina, la misma es sometida a un proceso de “temper roll”. Dicho proceso, por limitaciones experimentales, no fue realizado a las probetas tratadas en el laboratorio. El temper roll tiene como finalidad controlar la planeza del material, proveer el acabado superficial deseado y mejorar las propiedades mecánicas, ya que, reduce la ductilidad del acero pues incrementa la dureza y los valores de esfuerzo de fluencia y el esfuerzo máximo a la tracción.[33,34] Esto además de explicar lo relacionado a los valores de (Sm), también puede explicar los altos valores de porcentaje de elongación del material. Al no realizar el “temper roll” se favorece una alta ductilidad en el material. De ésta forma, se tiene que la reproducción, a escala de laboratorio, del ciclo térmico empleado en el proceso de recocido industrial si se puede llevar a cabo. Se puede lograr una reproducción y registro del ciclo térmico como tal, y además, obtener propiedades mecánicas que entren dentro de los intervalos de aceptación del material, acorde a la calidad que sea exigida para el mismo. Esto haría que fuese viable el estudiar futuros cambios en el proceso industrial, sin necesidad de tener que realizar pruebas de exploración en planta que generarían pérdidas de tiempo por el uso de equipo de producción (horno, retorta, separadores, campana de enfriamiento) y pérdidas de recursos energéticos (gas del horno, gas HNx, etc.). 88 VI. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 6.1. Conclusiones 1. La variación de la temperatura inicial de calentamiento, comprendidas entre 200ºC y 500ºC, en el proceso de recocido estático de un acero 0,04%C calmado al aluminio, no tiene influencia en la obtención de una microestructura tipo “pancake”. Adicionalmente, no tiene efecto sobre las siguientes propiedades mecánicas: dureza, esfuerzo de fluencia (Sy), esfuerzo máximo a la tracción (Sm), elongación, coeficiente de anisotropía plástica (r) y coeficiente de endurecimiento (n) del material. 2. La variación de la velocidad de calentamiento, en el proceso de recocido estatico de un acero 0,04%C calmado al aluminio, tiene influencia sobre la microestructura final del material. Teniéndose que el uso de velocidades de 40ºC/h y 100ºC/h, favorecen la obtención de una microestructura tipo “pancake”, mientras que el empleo de altas velocidades, superiores a 250ºC/h, favorecen la formación de una microestructura con tendencia equiaxial de granos finos. Adicionalmente, el incremento de esta variable genera un aumento en los valores de dureza, esfuerzo de fluencia (Sy) y esfuerzo máximo a la tracción (Sm); y a su vez, produce la reducción del coeficiente de anisotropía plástica (r) y coeficiente de endurecimiento por deformación (n) del material. 3. Los valores de las propiedades mecánicas del acero con 0,04%C, tratado térmicamente, se mantuvieron dentro de los intervalos de aceptación establecidos para aceros con calidad DDQ, para todas las pruebas donde se varió la temperatura inicial de calentamiento y donde se emplearon velocidades de calentamiento de 40ºC/h y 100ºC/h. Para las pruebas donde se emplearon mayores velocidades de calentamiento, se obtuvo que algunas de las propiedades mecánicas se encuentran fuera de dicho intervalo de aceptación. 89 4. Desde el punto de vista de la simulación del ciclo térmico, con la reducción de 1 tonelada en la masa de las bobinas, producto de la reducción del diámetro externo de las mismas, se siguen cumpliendo las condiciones de borde establecidas que permiten obtener un acero con calidad DDQ. Esta modificación reduciría el tiempo total del proceso, y por consiguiente, el consumo energético asociado, incrementándose la producción mensual de material, lo que se puede traducir en una mejora del proceso de tratamiento térmico. 5. Se puede lograr, a escala de laboratorio, una reproducción y registro de los ciclos térmicos, correspondientes a los puntos frío y caliente, del proceso de recocido estático industrial. De esta forma, se pueden evaluar las propiedades mecánicas del material, en dichos puntos, para corroborar si se cumplen las especificaciones en todo el material recocido industrialmente. Este aspecto fue demostrado experimentalmente, considerando un acero con calidad (CQ). Esto hace viable el estudiar futuros cambios en el proceso industrial, sin necesidad de tener que realizar pruebas de exploración en planta 6.2 Recomendaciones 1. Se recomienda realizar el estudio para determinar las condiciones de recocido estático, que favorezcan la obtención de un acero con calidad DDQ, pero empleando velocidades de calentamiento que estén comprendidas entre los 100ºC/h y 250ºC/h, con la finalidad de determinar si para estas condiciones es posible obtener una microestructura tipo “pancake” y propiedades mecánicas, que estén dentro de los rangos de aceptación para un acero de calidad DDQ. 2. Debido a que en éste trabajo no pudo ser logrado, se recomienda emplear el simulador variando la potencia de los hornos, que es un parámetro de gran utilidad a nivel industrial, con la finalidad de obtener mejoras en el proceso de recocido estático. 90 3. Reproducir, a escala de laboratorio, el ciclo térmico obtenido, para punto frío y punto caliente, de la “Simulación 2”, con la finalidad de poder obtener las propiedades mecánicas y características microestructurales del material bajo estas condiciones de tratamiento, y la viabilidad de su aplicación a nivel industrial. 4. Se recomienda hacer un estudio de los efectos que podría tener los cambios realizados en la “Simulación 2”, sobre la productividad de acero a nivel industrial. 91 VII.- REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] Siderúrgica del Orinoco SIDOR. “Catálogo de Productos, Acero es Hacer”. Venezuela 2004 pp 2-20, 45-56 [2] ACTIS F., Bruna R., Gelmetti S. y Herrera R. “Metalurgia de Productos Siderúrgicos Laminados Planos”, Siderar, Argentina, Junio 2004, pp 23-62. [3] HOUBAERT, Y., y Kestens, L. “Desarrollos recientes en aceros de embutición basados en estudios de textura cristalográfica”. ASM International, Spain Chapter, Barcelona, 30 de mayo de 2000, España., pp. 41-54. 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A partir de los datos originales de los archivos de entrada de la calibración del simulador para Hylsa SA de CV, como lo son: • Masa de cada bobina: M = 18,15Tons • Densidad del acero empleado: D = 7,86x103 kg/m3 • Ancho de la lámina: h = 1079mm Asumiendo que la bobina es un cilindro concéntrico macizo, por lo que el volumen (V) del mismo vendría dado por: V = π × h × ( r1 − r2 ) 2 2 Donde r1 es el radio externo, y r2 el radio interno de la bobina. Y sabiendo que: V = M 18150kg = = 2,31m 3 3 3 D 7,86x10 kg/m Se puede obtener la relación entre los radios del cilindro, que para el patrón original es de: ( r12 − r2 2 ) = 0,681m2 Jugando con todos estos parámetros, se pueden obtener distintas condiciones de carga, especialmente en la variación de la masa de las bobinas para cada variación en las dimensiones de los mismos, tal como se muestra en la tabla a continuación PRUEBA 26 27 28 29 30 h (m) 1,079 1,079 1,079 0,8 0,6 D (kg/m^3) 7860 7860 7860 7860 7860 (r1 - r2) (m2) 0,5 0,6 0,64 0,681 0,681 V (m^3) 1,69 2,03 2,17 1,71 1,28 M (kg) 13321,44 15985,72 17051,01 13452,31 10089,23 M (tons) 13,32 15,99 17,05 13,45 10,09 99 Apéndice 5.a: cálculo del Factor de Forma (F.F.) para cada uno de los resultados microestructurales obtenidos de los diferentes tratamientos térmicos de recocido estático aplicados al acero en estudio. Aplicando el método de Heyn, como se indicó en la sección 4.4 del capitulo IV, se procedió a analizar estereológicamente cada una de las microestructuras obtenidas. Los resultados para cada una de las mediciones y sus respectivos promedios, se muestran a continuación. Factor Forma (FF) Prueba 1 Linea M Lt (mm) Horizontal 1 2 3 4 5 6 7 120 120 120 120 120 120 120 80.772 80.772 80.772 80.772 80.772 80.772 80.772 8 120 80.772 Ni d(prom) Horizontal Linea Vertical M Lt (mm) Ni d(prom) Vertical 6 7 10 9 10 8 7 0.1122 0.0962 0.0673 0.0748 0.0673 0.0841 0.0962 1 2 3 4 5 6 7 120 120 120 120 120 120 120 80.772 80.772 80.772 80.772 80.772 80.772 80.772 15.5 15.5 14.5 14 14 14.5 13 0.0434 0.0434 0.0464 0.0481 0.0481 0.0464 0.0518 10 Σ(LH) = 0.0673 8 120 80.772 15.5 Σ(LV) = 0.0434 0.6654 d(prom)= 0.0832 d(prom)= 0.0464 FF = Σ(LH) FF(1)= 0.3711 1.7932 Σ(LV) PRUEBA 1 2 3 4 5 6 7 8 LH (mm) 0,6654 0,6128 0,6258 0,6226 0,4658 0,3689 0,2958 0,2873 LV (mm) 0,3711 0,3360 0,3464 0,3553 0,2651 0,2652 0,2336 0,2535 F.F. 1,7932 1,8238 1,8069 1,7522 1,7572 1,3908 1,2661 1,1336 100 Apéndice 5.b: medidas de microdureza Vickers (HV) realizadas para cada uno de los tratamientos térmicos de recocido estático diseñados para el acero en estudio. Tabla 1: valores de cada una de las mediciones de microdureza Vickers realizada para cada una de las pruebas de recocido de recristalización. PRUEBA DUREZA VICKERS (HV) PROMEDIO ∆P Prom. Total ∆P 1D 1I 86 86.1 93.5 86.6 89.4 88.9 88.3 82.8 85 83.9 88.44 85.66 3.0 2.1 87.1 2.6 2D 2I 96.9 80.8 86 90.1 98 89.8 80.6 83.1 89.1 88.5 90.12 86.46 6.6 3.8 88.3 5.2 3D 3I 91.8 90.4 91.9 86.4 90.6 90.4 90 90.7 92 92.2 91.26 90.02 0.8 1.9 90.6 1.4 4D 4I 92.4 93 92.6 93 90.3 92.9 91.4 90.6 91.7 90 91.68 91.9 0.8 1.3 91.8 1.1 5D 5I 87.8 86.9 84.3 84.7 83.7 84.9 85.2 87.1 88.4 84.3 85.88 85.58 1.9 1.2 85.7 1.5 6D 6I 89 89 91.9 85 90.1 84.3 92.1 81 86.5 87.3 89.92 85.32 2.1 2.7 87.6 2.4 7D 7I 94.8 90.9 90.9 91.4 94.1 90.4 96 91.6 93.1 90.6 93.78 90.98 1.7 0.5 92.4 1.1 8D 8I 104.4 93.1 94.5 100.6 98.7 95.5 105.1 95.2 97.7 97.4 100.08 96.36 4.1 2.5 98.2 3.3 0 (sin TT) 200.5 217.4 205.8 206.9 208.4 207.8 5.5 207.8 7.1 Tabla 2: valores de cada una de las mediciones de microdureza Vickers realizada para cada una de las pruebas de recocido de recristalización empleadas a nivel industrial por Hylsa S.A. de C.V. PROMEDIO ∆P Prom. Total 82.7 82.1 82.0 83.1 1.8 1.0 82.6 86.7 83.4 83.4 80.3 83.9 80.9 2.6 2.2 82.4 91.5 96.4 104 92.9 90.3 91.4 95.3 93.6 7.6 2.6 94.4 138.7 118.9 138.2 131.9 11.3 131.9 PRUEBA DUREZA VICKERS PCeD PCeI 80 83.2 83.3 84.1 PCcD PCcI 81.6 79.1 PFD PFI Hylsa0 (sin TT) (HV) 101 Apéndice 5.c Propiedades mecánicas obtenidas de los ensayos de tensión para cada una de las pruebas de tratamiento térmico de recocido estático realizadas para obtener un acero con calidad DDQ PRUEBA JJ1D-00 JJ1D-90 JJ1D-45 Ravg(D) JJ1I-00 JJ1I-90 JJ1I-45 Ravg(I) Ravg(Total) 0.2 Off Yield Mpa 206 202 189 197 205 207 188 197 197 UTS Mpa 280 278 277 278 272 264 275 272 275 Elongación (% ) 45 43 34 39 44 39 36 39 39 Valor ( r ) 1.884 2.275 1.354 1.717 1.980 2.832 1.630 2.018 1.867 Valor (n) 0.217 0.186 0.240 0.221 0.193 0.201 0.223 0.210 0.216 PRUEBA 0.2 Off Yield Mpa UTS Mpa Elongación (% ) Valor ( r ) Valor (n) 203 181 192 192 73 276 249 275 269 113 271 152 172 269 39 39 37 38 58 62 72 66 38 1.663 2.498 1.714 1.897 0.55 0.46 0.46 0.483 1.897 0.204 0.210 0.221 0.214 #¡VALOR! 0.214 0.2 Off Yield Mpa UTS Mpa Elongación (% ) Valor ( r ) Valor (n) 198 193 187 191 194 199 185 191 191 271 273 267 270 265 245 270 263 266 49 42 30 38 46 35 35 38 38 1.669 2.655 1.600 1.881 1.838 2.921 1.304 1.842 1.861 0.197 0.203 0.212 0.206 0.237 0.211 0.243 0.233 0.219 0.2 Off Yield Mpa UTS Mpa Elongación (% ) Valor ( r ) Valor (n) 201 209 197 201 190 202 201 199 200 269 264 275 271 265 260 274 268 270 38 39 40 39 40 40 39 40 39 1.736 2.461 1.737 1.918 1.730 2.262 1.607 1.802 1.860 0.206 0.191 0.214 0.206 0.204 0.213 0.231 0.220 0.213 JJ2D-00 JJ2D-90 JJ2D-45 Ravg(D) JJ2I-00 JJ2I-90 JJ2I-45 Ravg(I) Ravg(Total) PRUEBA JJ3D-00 JJ3D-90 JJ3D-45 Ravg- Navg(D) JJ3I-00 JJ3I-90 JJ3I-45 Ravg(I) Ravg(Total) PRUEBA JJ4D-00 JJ4D-90 JJ4D-45 Ravg(D) JJ4I-00 JJ4I-90 JJ4I-45 Ravg(I) Ravg(Total) 213 106 125 192 DESCARTADO 102 Apéndice 5.c Propiedades mecánicas obtenidas de los ensayos de tensión para cada una de las pruebas de tratamiento térmico de recocido estático realizadas para obtener un acero con calidad DDQ. (continuación) PRUEBA JJ5D-00 JJ5D-90 JJ5D-45 Ravg(D) JJ5I-00 JJ5I-90 JJ5I-45 Ravg(I) Ravg(Total) 0.2 Off Yield Mpa 189 194 225 208 206 194 233 217 212 UTS Mpa 260 253 274 265 258 251 281 268 267 Elongación (% ) 40 48 34 39 37 49 37 40 40 Valor ( r ) 2.547 1.768 1.358 1.758 1.642 2.257 1.392 1.671 1.714 Valor (n) 0.169 0.162 0.186 0.176 0.189 0.183 0.196 0.191 0.184 PRUEBA 0.2 Off Yield Mpa UTS Mpa Elongación (% ) Valor ( r ) Valor (n) JJ6D-00 JJ6D-90 JJ6D-45 Ravg(D) JJ6I-00 JJ6I-90 JJ6I-45 Ravg(I) 228 218 245 234 229 225 241 234 268 275 286 279 270 270 287 279 42 36 44 42 44 42 36 40 1.801 1.438 1.165 1.392 1.367 2.181 1.000 1.387 0.160 0.154 0.143 0.149 0.154 0.169 0.159 0.160 Ravg(Total) 234 279 41 1.390 0.155 PRUEBA JJ7D-00 JJ7D-90 JJ7D-45 Ravg(D) JJ7I-00 JJ7I-90 JJ7I-45 Ravg(I) Ravg(Total) 0.2 Off Yield Mpa 242 237 257 248 260 232 242 244 246 UTS Mpa 284 281 290 286 297 267 273 278 282 Elongación (% ) 42 40 38 40 41 42 41 41 40 Valor ( r ) 1.617 1.737 1.219 1.448 1.097 1.795 1.385 1.416 1.432 Valor (n) 0.151 0.143 0.125 0.136 0.144 0.149 0.133 0.139 0.138 PRUEBA 0.2 Off Yield Mpa UTS Mpa Elongación (% ) Valor ( r ) Valor (n) JJ8D-00 JJ8D-90 JJ8D-45 Ravg(D) JJ8I-00 JJ8I-90 JJ8I-45 Ravg(I) 262 273 287 277 271 261 296 281 312 317 322 318 313 314 325 319 40 44 38 40 41 45 40 42 1.467 1.506 1.006 1.246 1.670 1.780 1.051 1.388 0.141 0.118 0.105 0.117 0.155 0.131 0.105 0.124 Ravg(Total) 279 319 41 1.317 0.121 103 Apéndice 5.d: Cambios realizados en las pruebas de simulación a partir de los archivos de entrada (WORK.AMR y WORK.C50) patrones, y resultados obtenidos, con el fin de optimizar el proceso de recocido estático de Hylsa SA de CV. VALORES ORIGINALES DE LOS ARCHIVOS DE ENTRADA PARA LA PRUEBA PATRON ARCHIVO: C50 ARCHIVO AMR • • • • • • • T[horno] = 800ºC T[gas] = 660ºC T[carga] = 650ºC T[PF] = No asignada inicialmente Peso de rollo = 18,15Tons. Alto de rollo: L = 1079mm Número de rollos = 3 PRUEBA: 20 FECHA: 24/06/05 CAMBIOS REALIZADOS • • • • FECHA: 28/06/05 CAMBIOS REALIZADOS • • • • • FECHA: 28/06/05 CAMBIOS REALIZADOS • • • • • HORA: 3.00pm ARCHIVO: C50 * Ligero Incremento de Temp. Punto Frio y Caliente * Reducción de tiempo total del proceso (-1.3 horas) * Pto Frío está 6.3horas sobre 600°C * SI FUNCIONA * OBSERVACIONES:: ligero incremento en el uso de hornos y gases. 3.48h con el horno a 800°C HORA: 11.00am ARCHIVO: AMR RESULTADOS OBTENIDOS (+0) T[horno] = 800ºC (+10) T[gas] = 670ºC Cambio T [carga] por T[PF] (-30) T[PF] = 620ºC Cambio en Sección 512, línea 14, incremento de potencia (+0.50MW) PRUEBA: 22 Potencia horno: 0,75MW Flujo de gas: 8,0m3/s Potencia del FAN: 12kW RESULTADOS OBTENIDOS (+0) T[horno] = 800ºC (+10) T[gas] = 670ºC Cambio T [carga] por T[PF] (-30) T[PF] = 620ºC PRUEBA: 21 • • • (+0) T[horno] = 800ºC (+10) T[gas] = 670ºC Cambio T [carga] por T[PF] (-30) T[PF] = 620ºC Cambio en Sección 512, línea 14, incremento de potencia (+0.25MW) * El efecto es ahora mucho mas marcado que en la prueba 21 * Incremento de Temp. Punto Frío (+23) y Caliente (+32) (especialmente rollo 3, el efecto no es tan marcado en los otros rollos) * Incremento de tiempo de permanencia de los Pto Fríos sobre 600°C respecto al patrón. * No hay Reducción tiempo total del proceso * El horno calienta mucho mas rápido, pero incrementa el tiempo de uso del mismo * NO FUNCIONA: mucho mayor el consumo de horno y el proceso no es optimizado. HORA: 11.00am ARCHIVO: AMR RESULTADOS OBTENIDOS * Incremento de Temp. Punto Frío (+11) y Caliente (+19) (especialmente rollo 3, el efecto no es tan marcado en los otros rollos) * Incremento de tiempo de permanencia de los Pto Fríos sobre 600°C respecto al patrón. (+1.12h) * No hay Reducción tiempo total del proceso * El horno calienta mucho mas rápido, pero incrementa el tiempo de uso del mismo * NO FUNCIONA: mayor consumo de horno y el proceso no es optimizado. 104 Apéndice 5.e: Estudio básico para estimar la producción por mes de acero con calidad DDQ empleando el proceso industrial original y el optimizado por simulación para la Prueba 28. Del proceso industrial original se tienen los siguientes datos: • Cada bobina pesa 18,15 toneladas • Cada carga en el horno acepta 3 bobinas metálicas (1 carga = 54,45 toneladas) • El tiempo total del proceso de recocido por carga es de 93,62 horas Si se desea estimar la producción de acero recocido con calidad DDQ en un plazo de un mes (30 días = 720 horas), se tendría lo siguiente: 54,45 Tons. 93,62 horas X 720 horas X = 418,76 Tons./mes De la Prueba 28, obtenida por simulación se tienen los siguientes datos: • Cada bobina pesa 17,05 toneladas • Cada carga en el horno acepta 3 bobinas metálicas (1 carga = 51,15 toneladas) • El tiempo total del proceso de recocido por carga es de 86,58 horas Si se desea estimar la producción de acero recocido con calidad DDQ en un plazo de un mes (30 días = 720 horas), se tendría lo siguiente: 51,15 Tons. 86,58 horas X 720 horas X = 425,36 Tons./mes De la Prueba 28 se estarían obteniendo al mes 6,6 toneladas de acero recocido más que el proceso industrial original, lo que representaría aproximadamente unas 79,25 toneladas al año por cada horno. 105 Apéndice 5.f: Propiedades mecánicas de las probetas de acero de calidad comercial (CQ) sometidas a tratamiento térmico de recocido estático empleado a nivel industrial. Prueba Sy (MPa) Sm (MPa) Elongacion r Punto Caliente Continuo (1) - 00° Punto Caliente Continuo (1) - 45° Punto Caliente Continuo (1) - 90° Punto Caliente Continuo (1) - Promedio 205 219 211 213 249 264 259 257 70 66 80 72 0.75 0.46 0.59 0.57 Punto Caliente Continuo (2) - 00° Punto Caliente Continuo (2) - 45° Punto Caliente Continuo (2) - 90° Punto Caliente Continuo (2) - Promedio 203 209 196 204 259 266 255 260 76 73 69 73 0.64 0.42 0.58 0.52 Punto Caliente Continuo - Promedio Total 208 259 72 0.5 Prueba Sy (MPa) Sm (MPa) Elongacion r Punto Caliente Escalonado (1) - 00° Punto Caliente Escalonado (1) - 45° Punto Caliente Escalonado (1) - 90° Punto Caliente Escalonado (1) - Promedio 73 213 106 131 113 271 152 179 58 62 72 64 0.55 0.46 0.46 0.48 Punto Caliente Escalonado (2) - 00° Punto Caliente Escalonado (2) - 45° Punto Caliente Escalonado (2) - 90° Punto Caliente Escalonado (2) - Promedio 209 213 208 211 273 274 250 266 79 69 70 73 0.57 0.43 0.69 0.53 Punto Caliente Escalonado - Promedio Total 211 266 73 0.5 Sy (MPa) Sm (MPa) Elongacion r Punto Frio (1) - 00° Punto Frio (1) - 45° Punto Frio (1) - 90° Punto Frio (1) - Promedio 211 216 217 215 259 253 255 256 77 69 76 74 0.62 0.49 0.62 0.56 Punto Frio (2) - 00° Punto Frio (2) - 45° Punto Frio (2) - 90° Punto Frio (2) - Promedio 170 204 195 190 266 239 258 254 78 76 75 76 0.55 0.40 0.71 0.52 Punto Frio - Promedio Total 202 255 75 0.5 Prueba DESCARTADO 106 ANEXOS Anexo 5.a: Características microestructurales y mecánicas del acero 0,04% de carbono estudiado, en condición de entrega, es decir, sin tratamiento térmico y laminado en frío [63] (b) (c) Dirección de laminación (a) (b) 50 µm Figura 1 Microestructura del acero estudiado sin tratamiento térmico en la sección longitudinal (b) de las muestras. Microscopía óptica 200X.[63] Tabla 1 Valores promedios de microdureza del acero deformado en frío.[63] Dirección Valor Dureza (HV) Transversal 203,1 Longitudinal 209,4 Normal 205,8 Promedio 206,4 Tabla 2 Propiedades mecánicas del acero estudiado en condiciones de laminación en frío.[63] Propiedad 0º 45º 90º Promedio Esfuerzo fluencia [MPa] Esfuerzo máximo [MPa] 644 668 695 669 666 688 710 688 % Elongación 1,2 1,5 1,2 1,3 Coeficiente de endurecimiento por deformación (n) Coeficiente de anisotropía plástica (r) 0,08 0,04 0,02 0,04 0,21 0,35 0,32 0,31 107 Anexo 5.b: Archivo de salida P50, del programa de simulación CASP. En éste de muestra la distribución interna de temperaturas de la carga a un tiempo determinado, una vez iniciado el ciclo de recocido.[58] 108 Anexo 5.c: Gráfico obtenido por simulación, para la representación de todo el proceso de recocido estático, en donde se observan como puntos de estudio las temperaturas de quemadores del horno [horno], temperaturas del gas de calentamiento [gases], temperaturas de la carga [carga], temperaturas de los puntos calientes (PC) y puntos fríos (PF) de los rollos metálicos. [58] Los números sobre el gráfico representan las siguientes etapas durante el proceso de recocido: 1-calentamiento del horno; 2-residencia de temperatura de gases; 3-máxima temperatura de termopar de carga; 4-apagado del horno; 5-permanencia del horno apagado sobre la carga; 6-retiro del horno; 7-enfriamiento natural al aire (opcional) y 8-enfriamiento forzado con campana de enfriamiento (opcional).