universidad simón bolívar decanato de estudios profesionales

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES
COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES
EVALUACION DEL DEFECTO “CAMBER” EN LOS LARGUEROS TRATADOS EN
LA EMPRESA DANA STRUCTURAL SOLUTIONS HEAVY
Realizado por:
Yesica Carolina González Moreno
INFORME FINAL DE CURSOS EN COOPERACION
Presentado ante la ilustre Universidad Simón Bolívar como Requisito parcial para optar al título de
Ingeniero de Materiales
Opción Metalurgia
Sartenejas, Julio de 2004.
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES
COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES
EVALUACIÓN DEL DEFECTO “CAMBER” EN LOS LARGUEROS TRATADOS EN
LA EMPRESA DANA STRUCTURAL SOLUTIONS HEAVY
DANA Structural Solutions Heavy
TUTOR INDUSTRIAL: Ing. Johnny Jurado
TUTOR ACADEMICO: Prof (a). Ana Rivas
JURADO EVALUADOR: Prof. Adalberto Rosales
Sartenejas, Julio de 2004
UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR
DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES
COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES
REGISTRO DE TRABAJO FINAL
CÓDIGO DE LA CARRERA:
TESIS
1501
PASANTÍA X
TÍTULO DEL TRABAJO: Evaluación del defecto “Camber” en los largueros tratados en la
empresa DANA Structural Solutions Heavy
NOMBRE DEL AUTOR: Yesica Carolina González Moreno
NOMBRE DEL TUTOR ACADÉMICO: Prof. Ana Rivas
NOMBRE DEL TUTOR INDUSTRIAL: Ing. Johnny Jurado
EMPRESA: DANA Structural Solutions Heavy – División Parish
FECHA DE PRESENTACIÓN (MES-AÑO): Julio 2004
PALABRAS CLAVES CINCO (5): Camber – Austenizado– Temple– Decarburización- Dureza
OBTUVO MENCIÓN DE HONOR.
SI
NO
DOS COPIAS DE LA VERSIÓN FINAL DE ESTE TRABAJO HAN SIDO ENTREGADAS A
LA COORDINACIÓN DE LA CARRERA DE INGENIERÍA DE MATERIALES U.S.B.
ALUMNO
TUTOR
EVALUACION DEL DEFECTO “CAMBER” EN LOS LARGUEROS TRATADOS EN
LA EMPRESA DANA STRUCTURAL SOLUTIONS HEAVY
Realizado por:
Yesica Carolina González Moreno
RESUMEN
El proyecto consiste en la evaluación del defecto denominado pandeo generado durante el
proceso de enfriamiento de los largueros producidos por DANA Structural Solutions Heavy, con
el propósito de establecer las causas de su origen y sus posibles acciones correctivas.
El estudio se llevó a cabo de forma comparativa, seleccionando un número determinado
de piezas defectuosas y libre de defectos, con el fin de evaluar sus características
microestructurales y propiedades mecánicas. Las mismas fueron austenizadas y
templadas.
Posteriormente se cortaron las probetas, las cuales fueron preparadas metalograficamente y
sometidas a un ensayo de dureza Brinell y microdureza Vickers.
Paralelo a ello, se llevo a cabo un registro de los parámetros del proceso de tratamiento
térmico, austenizado y temple, a fin de crear una base de datos, que permitiera evaluar la
influencia de los mismos, sobre la microestructura final. Adicionalmente se estudió la relación
entre paradas no planificadas y el rechazo de los largueros por la presencia del defecto “camber”.
Empleando estos datos, y mediante el uso del Software Minitab, se hizo una correlación
entre las variables del proceso con el defecto camber. El mismo arrojó, que los factores más
influyentes eran la longitud del larguero y el contenido de boro.
Basándose en los resultados obtenidos, se concluyó que las posibles causas del problema
eran la pérdida de temperatura en la pieza antes del enfriamiento, la no-uniformidad del agua en
la superficie de la pieza durante el temple y algunas fallas en las condiciones operativas.
A partir de estos resultados, se elaboró un procedimiento que debe llevarse a cabo ante la
aparición del defecto “camber”. El uso de este procedimiento ha sido implementado en la
empresa, para considerar de acuerdo a las características del material a trabajar cuales son las más
óptimas condiciones de trabajo, y de esta manera mejorar la calidad del producto final y
disminuir el porcentaje de rechazos internos.
De
Para mí es un orgullo dedicar este trabajo a todas
las personas que siempre me han demostrado lo mucho
que me aprecian y me quieren, a Dios y a la vida, a mis
Padres, Familiares y Amigos, y al futuro de éxito que
me espera afuera.
Agradecimientos
Son muchas las personas que de una u otra forma me han ayudado y apoyado para el
desarrollo de este trabajo de investigación. A todas ellas quiero expresarles mi mayor
agradecimiento.
A Dios por ser la luz que me guía, por estar siempre conmigo y por darme tantas cosas
maravillosas que tengo.
A mis Padres, Alba Graciela Moreno de González y David Ramón González Arteaga, no
existe forma ni manera de expresar mi más profundo agradecimiento por brindarmes todo su
amor, comprensión, confianza, consejos y paciencia, demostrándome cada día que son y siempre
serán mis mejores amigos. Gracias por la formación que me han dado y por estar conmigo
siempre.
Muchas gracias al personal de DANA Structural Solutions Heavy por su colaboración
prestada para el desarrollo de la Pasantía, facilitándome recursos, ayuda y soporte técnico. En
especial a mis compañeros de trabajo Luis Pérez, Wilmer Vivas, Johnny Jurado, Marcos Regis,
Angel Perez, Jorge Coronel y a todos los operadores, ya que sin ellos no hubiese sido posible
llevar a cabo el trabajo.
Un agradecimiento también a mi amigo y profesor Omar Quintero, quien con su atención,
estímulo, consejos y amistad, me dio el apoyo necesario para la culminación de mi carrera.
Para mí, también es importante agradecerles a todos mis queridos amigos y compañeros,
quienes con su amistad, apoyo moral e intelectual, y su confianza, me motivaron siempre a seguir
adelante en los momentos donde parecía imposible, y a querer ser cada día mejor. A mi tutora y
querida profesora Ana Rivas por guiarme y apoyarme durante mi carrera y mi pasantía.
Finalmente, a mis Familiares quienes me han apoyado y querido siempre; a mi amiga
Maggie por estar conmigo en momentos importantes de mi vida, a Haidy por darme tantos
consejos sinceros, a Maria Eugenia, a mis tías Yesidy y Yogar por apoyarme en todo durante mi
carrera, al profesor Luis rojas por su colaboración prestada, al profesor Adalberto Rosales y a
otros amigos y profesores a quienes sé que voy a recordar siempre.
¡MUCHAS GRACIAS
INDICE GENERAL
Pág.
RESUMEN
ii
DEDICATORIA
iii
AGRADECIMIENTOS
iv
ÍNDICE GENERAL
v
ÍNDICE DE TABLAS Y FIGURAS
vii
LISTA DE SIMBOLOS Y ABREVIATURAS
x
I. INTRODUCCION
1.1 Reseña histórica de la empresa
1.2 Proceso de fabricación de largueros tratados
1.3 Planteamiento del problema, antecedentes, justificación e importancia
1
1
2
6
II. OBJETIVOS
8
III. MARCO TEÓRICO
3.1 Tratamientos térmicos
3.1.1 Temple
3.1.1.1 Temperaturas críticas de austenización en el temple de los aceros
hipoeutectoides
9
9
11
3.1.2 Revenido
3.2 Tensiones internas
3.3 Acero D-110
3.4 Decarburización
3.5 Formación y crecimiento del tamaño de grano austenítico
3.6 Definición y medición del defecto camber
IV. METODOLOGIA EXPERIMENTAL
4.1 Procedimiento experimental
4.2 Toma de datos del proceso
4.3 Simulación del proceso de enfriamiento
4.4 Elaboración del procedimiento a seguir ante la aparición del defecto Camber
13
14
15
16
17
18
19
21
22
24
25
25
5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
5.1 Análisis microestructural
5.2 Propiedades Mecánicas
5.2.1 Dureza
5.2.2 Microdureza
5.3 Efecto de los parámetros de operación sobre la aparición del defecto “Camber”
5.4 Estudio estadístico
5.5 Simulación del proceso de enfriamiento
5.6 Elaboración del procedimiento a seguir ante la aparición del defecto Camber
26
26
42
42
43
45
50
52
54
6. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
55
7. REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS
56
APÉNDICE O ANEXOS
58
ÍNDICE DE TABLAS Y FIGURAS
Pág.
Figura 1.1 Ubicación de los largueros en un camión
2
Figura 1.2 Esquema del proceso de producción de largueros
3
Figura 1.3 Pieza sin rolar y pieza rolada
3
Figura 1.4 Movimiento de las piezas dentro del horno de austenizado
4
Figura 1.5 Proceso de templado de los largueros
5
Tabla 1.1 Temperaturas del horno de revenido de acuerdo al espesor de las piezas
5
Figura 3.1 Diagrama hierro-carbono
10
Figura 3.2 Temperaturas de temple recomendadas para los aceros hipoeutectoides
13
Figura 3.3 Microestructura del acero D-110 sin tratamiento térmico a 200X
16
Figura 3.4 Pieza con “Camber”
19
Figura 3.5 Etapas del proceso de inspección y medición del defecto Camber de los largueros 19
Tabla 4.1 Composición química del acero en estudio
21
Figura 4.1
Esquema de corte y medición de dureza Brinell de los largueros
23
Figura 5.1
Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona central del larguero sin camber
26
Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua
Zona central del larguero sin camber
27
Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona entre la cola y el centro del larguero sin camber
27
Figura 5.4 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona de la cola del larguero con camber N° 1
28
Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona central del larguero con camber N° 1
28
Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona delantera del larguero con camber N° 1
29
Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua
Zona central del larguero con camber N° 1
29
Figura 5.2
Figura 5.3
Figura 5.5
Figura 5.6
Figura 5.7
Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona de la cola del larguero con camber N° 2
30
Figura 5.9 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona central del larguero con camber N° 2
30
Figura 5.10 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua
Zona delantera del larguero con camber N° 2
31
Figura 5.8
Tabla 5.1
Variación de volumen de la pieza con camber Nº 1 y Nº 2
Figura 5.11 Diagrama de enfriamiento continuo de un acero SI-Mn-Ti-B
34
35
Tabla 5.2 Resultado de la decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto 37
Figura 5.12 Fotomicrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado
37
Figura 5.13 Fotomicrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado
38
Tabla 5.3 Decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto mediante un
método teórico
39
Figura 5.14 Gráfico de la variación de la capa de decarburización en función del tiempo
40
Tabla 5.4 Tamaño de grano de la pieza sin camber y de la pieza con camber Nº 2
41
Figura 5.15 Dureza Brinell de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto
43
Figura 5.16 Valores de microdureza de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto
44
Figura 5.17 Gráfico de los espesores más afectados por camber entre enero y mayo de 2004 45
Figura 5.18 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en enero
46
Figura 5.19 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en febrero
47
Figura 5.20 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en marzo
47
Figura 5.21 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en abril
48
Figura 5.22 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en mayo
48
Figura 5.23 Gráfica representativa del porcentaje mensual de piezas con camber
49
Tabla 5.5: Correlación entre las variables del proceso de austenizado y temple y el defecto
“Camber”
51
Figura 5.24: Gráfica representativa de la variación de temperatura de un larguero en la salida
del horno
Figura 5.25: Variación de temperatura de un larguero en la salida del horno
52
53
LISTA DE SÍMBOLOS Y ABREVIATURAS
A3
Línea de transformación reversible austenita
a ferrita, que varía desde 910ºC hasta 723ºC
A.S.T.M
American Society for testing and Materials
B
Boro
b.c.c
Cúbico centrado en el cuerpo
C
Carbono
cm
Centímetro
E
Módulo de elasticidad
Fe-C
Hierro-Carbono
f.c.c
Cúbico centrado en las caras
Gr
Gramo
HBN
Dureza Brinell
hr
Hora
Hv
Dureza Vickers
HRB
Escala B de dureza Rockwell
HRC
Escala C de dureza Rockwell
Kg
Kilogramo
m
Metro
min
Minuto
mm
Milímetro
Mn
Manganeso
P
Fósforo
S
Azufre
Si
Silicio
T
Temperatura
t
Tiempo
Ti
Titanio
V
Volumen
%
Porcentaje
°C
Grado centígrado
ºF
Grado Fahrenheit
μm
Micrómetro
Δl
Variación de longitud
ΔT
Variación de temperatura
ΔV
Variación de volumen
$
Dólar americano
Nº
Número
γ
Austenita
α
Ferrita
θ
Cementita
ά
Martensita
I. INTRODUCCIÓN
En este capítulo se describe brevemente una reseña histórica de la empresa DANA
Structural Solutions Heavy y el proceso de fabricación de largueros tratados, el planteamiento del
problema, los antecedentes del mismo, su justificación e importancia.
1.1 Reseña histórica de la empresa
DANA Structural Solutions, se constituye en junio de 1972, como una empresa de la
industria metalmecánica automotriz, filial de la División Metalcon, empresa Holding, producto
de la Asociación Sivensa, con la firma estadounidense Dana Corporation: bajo el nombre
de "Sidaven, S.A.", denominación que mantuvo hasta mediados de 1.995.
Desde sus inicios, se dedicó a la fabricación y ensamble de elementos estructurales
estampados para la industria automotriz. Ha ido creciendo progresivamente, logrando superar la
crisis vivida en Venezuela en el sector metalmecánico, mediante la política de captación de
mercados extranjeros y ampliando su gama de productos. Hoy en día fabrica tapas de
diferenciales, largueros, refuerzos y bastidores.
En el año 1.985, C.A. Danaven comienza sus exportaciones. En la actualidad abarca más
del 85% de su producción, mientras que el resto de sus productos son destinados a la industria
automotriz del país.
El éxito y la permanencia de DANA Structural Solutions, como empresa pujante en los
mercados en los cuales suple, se deriva fundamentalmente de su personal altamente capacitado,
lo que permite cumplir los más exigentes requerimientos de calidad, precio y servicios. Se dedica
a la producción y distribución de autopartes originales y repuestos. Vende productos originales a
8 ensambladoras en Venezuela y también exporta el 52% de sus ventas totales a 13 países. Posee
una red de distribución que cubre todo el territorio nacional [1].
DANA VENEZUELA, es líder en la fabricación de productos automotrices y
componentes para maquinarias industriales e industria petrolera. Está en constante investigación
para ofrecer al consumidor productos de alta tecnología y manufactura, garantizando la calidad y
el excelente servicio al cliente.
La división Parish de DANA se consolida como el mayor fabricante de largueros para
toda la gama de camiones del mercado canadiense y americano, donde los principales clientes
hoy en día son Navistar, Blue Bird, las plantas de Dana Spicer Axle Division y AM General.
La competitividad de Parish se basa en los niveles de productividad y calidad alcanzados
y en algunas ventajas comparativas como la materia prima, que generalmente viene de Sidor,
contribuyendo así a reforzar las cadenas productivas, minero-siderúrgicas-metalmecánicas, y
posicionando los aceros venezolanos de alto valor agregado en los mercados de América del
Norte [1].
1.2 Proceso de fabricación de largueros tratados
El larguero es el elemento principal del bastidor o chasis del camión. Los largueros van de
extremo a extremo del camión y se unen entre sí mediante travesaños. El bastidor o chasis, a
su vez, es la estructura de soporte del camión (ver figura 1.1).
Figura 1.1: Ubicación de los largueros en un camión [1].
La planta de Componentes Estructurales Pesados incorpora la tecnología de tratamiento
térmico, la cual le concede mayor resistencia y propiedades mecánicas superiores al larguero,
para así soportar una mayor carga.
El proceso de producción de largueros se muestra en el siguiente esquema:
RECEPCION DE
MATERIAL
FORMADORA
“ROLLFORMER”
HORNO DE
AUSTENIZADO
PRENSA DE
TEMPLE
HORNO DE
REVENIDO
GRANALLADORA
2
GRANALLADORA
1
HORNO DE
PINTURA
EMBALAJE
DUROMETRO
ENFRIADOR
“COOLING”
Figura 1.2: Esquema del proceso de producción de largueros
El proceso se lleva a cabo de la siguiente manera:
La materia prima llega de Sidor a la planta DANA Structural Solutions Light en forma de
bobina. Las mismas son desenrolladas, enderezadas, divididas en láminas, cortadas y agujeradas
de acuerdo al modelo de larguero que se va a trabajar. Posteriormente son enviadas a la planta
DANA Structural Solutions Heavy, donde las mismas son pasadas a través de la máquina
roladora “Rollformer”, la cual dobla ambos lados de las piezas, con el fin de que las mismas
adquieran la forma de U, tal como se observa en la figura 1.3.
Figura 1.3: Pieza sin rolar y pieza rolada
Seguidamente, los largueros son trasladados al horno de austenizado mediante una grúa
para dar inicio al proceso de tratamiento térmico. Este horno trabaja a una temperatura de 870 ºC
(temperatura de austenización del acero), tiene capacidad para 25 largueros, los cuales son
movidos mediante un sistema hidráulico de vigas caminantes, tal y como se observa en la figura
1.4. El tiempo de duración de las piezas dentro del mismo es de 25-35 minutos aproximadamente.
Figura 1.4: Movimiento de las piezas dentro del horno de austenizado [2].
Transcurrido el tiempo, los largueros son conducidos a la Prensa de Temple (Quencher) a
través de una serie de rodillos, tardando un tiempo de 19 a 23 segundos aproximadamente en
ubicarse, para luego ser templados con agua (figura 1.5).
Figura 1.5: Proceso de templado de los largueros
Una vez templados, los mismos son trasladados al horno de revenido, a través de la mesa
de escurrimiento, la cual se mueve mediante cadenas. En este horno, los largueros duran
aproximadamente 25-30 minutos de estadía, con el fin de liberar tensiones generadas durante el
proceso de temple. Cabe destacar que en la empresa se trabajan con 4 espesores y la temperatura
de trabajo para el revenido varía de acuerdo al espesor de la pieza a tratar, como se aprecia en la
tabla 1.1.
Tabla 1.1: Temperaturas del horno de revenido de acuerdo al espesor de las piezas.
Espesor
(mm)
6,35
8
9
11
Temperatura del horno
(ºC)
455
465
475
485
Al igual que en el horno de austenizado, las piezas se mueven mediante un sistema de
vigas caminantes.
Culminado el proceso de revenido, las piezas pasan a una zona de enfriamiento (Cooling),
donde las mismas son enfriadas mediante ventiladores colocados en serie.
Los largueros son trasladados hacia el durómetro, con la idea de verificar si los mismos
cumplen con las especificaciones de calidad. Para ello, se determina la dureza en la cola, centro y
punta de la pieza.
Posteriormente, las piezas son llevadas a las granalladoras, donde son bombardeadas por
esferas de acero. En la granalladora 1, se busca introducir esfuerzos de compresión a la superficie
del material y eliminar el óxido formado en la superficie de la misma. En la granalladora 2 se
busca limpiar la superficie de metal y darle un mejor acabado superficial para que la pintura
tenga mejor adhesión.
Es importante señalar que las esferas utilizadas en la granalladora 1 tienen mayor
diámetro a las utilizadas en la granalladora 2.
Como último paso, los largueros pasan por una cámara de lavado, y luego entran al horno
de pintura que trabaja a temperatura de 200 ºC aproximadamente, para calentar los largueros y
rociar en ellos pintura en polvo. La misma se adhiere al material, ya que la superficie está
cargada positivamente y la pintura está cargada negativamente (pintado electrostático). Una vez
terminadas las piezas, las mismas son embaladas y preparadas para ser entregadas a los clientes.
1.3 Planteamiento del problema, antecedentes, justificación e importancia.
Actualmente la empresa DANA Structural Solutions busca ocupar y mantener posiciones
de liderazgo a corto y mediano plazo en su producto (largueros tratados), así como mejorar y
garantizar sus niveles de calidad. Todo lo anterior requiere de mejoras en los procesos, haciendo
énfasis en los de tratamientos térmicos. Es por ello que los mismos serán el objeto de estudio de
esta investigación.
Desde la puesta en marcha de la empresa, en la línea de tratamientos térmicos se ha
venido presentando una desviación entre los indicadores de calidad establecidos por la empresa y
los valores obtenidos, generando un aumento en los rechazos internos por piezas defectuosas con
“Camber”, el cual es una curvatura que se observa a lo largo de los largueros en una dirección
específica (hacia la derecha o hacia la izquierda).
Este defecto se hace presente una vez que han sido tratados los largueros, es decir,
aparece finalizado el proceso de temple. Sin embargo, en algunas ocasiones, el defecto se
presenta a la salida del horno de revenido.
De continuar esta situación, se seguiría limitando la capacidad productiva de los equipos
de dureza, pintura y embalaje, así como el cumplimiento de los objetivos generales de la
empresa, enfocados hacia la calidad de sus productos y hacia el incremento de su productividad y
competitividad a corto y mediano plazo.
Por otra parte, cabe destacar que este defecto genera una pérdida mensual de 4800$ a la
empresa por causa de retrabajo. Adicionalmente hay un incremento en los niveles de material
rechazado, ocasionando gastos e incomodidad al momento de transportar los mismos a otra
división para ser reprocesados.
II.
OBJETIVOS
2.1 Objetivo General
Determinar las causas principales que originan el defecto de “Camber”, para garantizar
que las piezas producidas por la empresa DANA Structural Solutions, cumplan con los niveles de
calidad exigidos por el cliente y la empresa alcance los niveles de producción propuestos.
2.2 Objetivos específicos
•
Estudiar estadísticamente los parámetros del proceso de tratamientos térmicos
(austenizado y temple) que pueden estar afectando los largueros.
•
Hacer un estudio microestructural de algunas piezas que presentan estos defectos y
realizar ensayos de dureza y microdureza a las mismas.
•
Realizar un estudio de correlación entre algunos parámetros variantes del proceso de
tratamientos térmicos y el Camber.
•
Diseñar un procedimiento a seguir ante la aparición del defecto.
III.
MARCO TEÓRICO
3.1 Tratamientos Térmicos
Los tratamientos térmicos tienen por objeto mejorar las propiedades y características de
los aceros y consisten en calentar y mantener las piezas y herramientas de acero a temperaturas
adecuadas durante un cierto tiempo y enfriarlas luego en condiciones convenientes. Estos
tratamientos modifican la microestructura de los aceros. El tiempo de permanencia, la
temperatura y la velocidad de enfriamiento son factores determinantes de la microestructura
obtenida finalizado el tratamiento,
y por consiguiente las propiedades mecánicas son
modificadas [3].
Todos los procesos básicos de tratamientos térmicos para aceros incluyen la
transformación ó la descomposición de la austenita. El primer paso de un tratamiento térmico es
calentar el material a alguna temperatura por encima del intervalo crítico (corresponde a la línea
A3 del diagrama en la figura 3.1) para formar austenita. Cuanta más alta sea la temperatura que se
alcanza, menos tiempo es necesario para homogeneizar la microestructura [4].
Luego se hace permanecer a esa temperatura de austenización por un tiempo
determinado; este tiempo depende de la masa de la pieza, de la clase de acero, de la velocidad de
calentamiento, (generalmente se utiliza una hora como tiempo de permanencia por cada pulgada
de diámetro). Posteriormente se enfría a una velocidad específica [4].
Existen distintos tipos de tratamientos térmicos, los cuales difieren principalmente en la
velocidad de enfriamiento. Entre los más usados están: el recocido, el temple, el normalizado, y
el revenido [4].
Temperatura,
Temperatura,
Carbono en %
Figura 3.1: Diagrama hierro-carbono [5].
3.1.1 Temple
Tiene como objetivo endurecer y aumentar la resistencia de los aceros. Para ello, se
calienta el material a una temperatura más elevada que la crítica superior (de 40 a 60°C por
encima de la temperatura crítica) y se enfría rápidamente en un medio conveniente, agua, aceite
entre otros.
Para llevar a cabo el mismo, toda la masa de acero debe encontrarse en estado austenítico
en el momento de comenzar el enfriamiento. Si se enfría el acero rápidamente, todo el material
debe quedar con gran dureza y la transformación de la austenita ocurre generalmente por debajo
de 350 ºC [3].
Dependiendo de la velocidad de enfriamiento se puede obtener diferencias en las durezas,
estructuras y resistencia mecánica. Cuando la velocidad de enfriamiento es lenta, los átomos de
carbono tienden a difundirse fuera de la estructura de austenita produciéndose la transformación
de esta fase; dando origen a una microestructura más blanda que la martensítica, como ferrita y
perlita [3,4].
Si por el contrario, se aumenta la rapidez de enfriamiento, no se da el tiempo necesario
para que el carbono difunda, y el mismo queda atrapado en solución sólida. La estructura
resultante, es martensita, caracterizada principalmente por su alta dureza [4].
La transformación martensítica en el acero ocurre sin difusión y no produce cambio en la
composición química. Depende solo de la disminución en temperatura y de la velocidad del
proceso y es independiente del tiempo.
La velocidad de enfriamiento es un parámetro muy importante que puede ser estudiado a
través del diagrama temperatura-tiempo-transformación, diagrama de transformación isotérmica
(T-I) ó diagrama de enfriamiento continuo y, debe ser considerado en el estudio de las
microestructuras [3].
Sabiendo que las coordenadas de un diagrama T-I son las mismas que para una curva de
enfriamiento, es posible sobreponer curvas de enfriamiento en un diagrama y estimar las
transformaciones que ocurren durante el proceso de enfriamiento.
Sin embargo, la información suministrada por estas curvas no es de aplicación inmediata
en los temples porque el diagrama T-I muestra la relación tiempo-temperatura para la
transformación de austenita a temperatura constante, y los tratamientos térmicos como el temple
son procesos de enfriamiento continuo. Por eso se usan los diagramas de enfriamiento continuo.
Las curvas de enfriamiento continuo correspondientes al temple no pueden ser colocadas
directamente sobre el diagrama de transformación isotérmica ya que se refiere a procesos de otra
naturaleza. Sin embargo, está comprobado que en los enfriamientos continuos, los fenómenos se
presentan de forma muy parecida a como ocurrirían si se aplicara las curvas de enfriamiento de
este tratamiento sobre el diagrama de transformación isotérmica. La diferencia radica en que en
el enfriamiento continuo de un acero, las transformaciones empiezan a temperaturas un poco más
bajas y en tiempos un poco mayores [3].
La velocidad crítica de temple corresponde a la curva de enfriamiento que sea tangente a
la nariz del diagrama y representa la mínima velocidad de enfriamiento que produce una
estructura enteramente martensítica. Esta velocidad se ve afectada por la composición química,
por el tamaño de grano austenítico y por la homogeneidad de la austenita. Es una propiedad
importante para un acero, porque indica que tan rápido debe enfriarse para producir una
microestructura totalmente martensítica [6].
Cada acero tiene de acuerdo a su composición un diagrama de transformación, al igual
que una temperatura inicial y final de la formación martensítica.
La temperatura del inicio de la formación de la martensita se denomina Ms y la del final
de la formación se denomina Mf. El enfriamiento debe ser continuo, si se detiene antes de llegar a
la temperatura Mf, la transformación también se detiene, aunque la pieza se mantenga a una
temperatura dentro del intervalo Ms-Mf.
Este intervalo de temperatura es único para cada
aleación y no puede disminuirse al aumentar la rapidez de enfriamiento.
El objetivo principal
del endurecimiento
es producir
una estructura totalmente
martensítica a una mínima rapidez de enfriamiento [3].
La pieza a elevadas temperaturas es austenítica, y la contracción normal de la austenita
tiene lugar
hasta que alcanza
la temperatura Ms.
Entre las temperaturas Ms y Mf, la
transformación de austenita a martensita da lugar a una expansión en longitud. Después de
temperatura Mf, la martensita sufre contracción normal.
3.1.1.1
Temperaturas críticas de austenización en el temple de los aceros
hipoeutectoides.
Los aceros que poseen menos de 0,80% de carbono, punto eutectoide, son llamados
aceros hipoeutectoides.
Cuando en el temple de un acero de menos
de 0,80%
de carbono,
se inicia el
enfriamiento, toda la masa debe encontrarse formada por cristales de austenita. Si no se cumple
esta condición el temple no será perfecto y no se alcanzará toda la dureza que se puede obtener.
Si en los aceros con contenido de carbono inferior a 0,80%, no se alcanza una temperatura
superior a la mostrada en la línea de los
puntos Ac3, que se muestra en el diagrama
correspondiente a la figura 3.2 quedará algo de ferrita sin disolver en la austenita, y después del
enfriamiento aparecerá esa ferrita en el acero templado. La estructura martensítica perfecta y la
máxima dureza compatible con la composición de un acero hipoeutectoide, solo pueden
conseguirse cuando al iniciarse el proceso de enfriamiento su estructura es totalmente austenítica,
ya que este es el único constituyente capaz de transformarse en martensita [3].
Figura 3.2: Temperaturas de austenizado recomendadas para los aceros hipoeutectoides [3].
El acero utilizado en DANA Structural Solutions, División Parish, es un acero 1027
modificado con Boro y Titanio. Su contenido de carbono es de 0,22% [7].
Para un acero de 0,20 % de carbono, la temperatura crítica de equilibrio es 825ºC, tal
como se observa en la fig. 3.2 en la que se muestra una zona del diagrama hierro-carbono. La
temperatura del punto Ac3 es un poco más elevada, 855 ºC.
Para conseguir un temple adecuado, hay que calentar el acero a una temperatura
ligeramente superior a esta última, pues de esta manera se podrán salvar posibles errores de
pirómetros, de los operadores o los desiguales calentamientos de los hornos en la industria. En
este caso, se recomienda temperaturas un pocos más altas que las A3 y Ac3 citadas, y que suele
ser para el acero 1027 modificado de 900ºC, aproximadamente
[3]
.
3.1.2 Revenido
Es un tratamiento que se aplica a las piezas de acero que han sido templadas, debido al
gran endurecimiento que presentan, producto de la formación de martensita. Este tratamiento
consiste en calentar la pieza a una temperatura crítica inferior a A1, seguido de un enfriamiento
controlado que puede ser rápido cuando se quieren valores altos de tenacidad, o lento, para
reducir al máximo las tensiones internas creadas en el temple y disminuir la dureza y resistencia
producto de lo mismo [3].
Los factores que influyen en el revenido son: la temperatura de revenido sobre las
características mecánicas, el tiempo de revenido, la velocidad de enfriamiento y las dimensiones
de la pieza (la duración de un revenido es función fundamental del tamaño de la pieza) [3].
El tratamiento de revenido puede realizarse en un amplio rango de temperaturas, desde la
temperatura ambiente hasta una T < 723°C. Se selecciona la temperatura a trabajar de acuerdo a
los resultados que se desean obtener.
Las tensiones residuales se reducen en gran porcentaje cuando la temperatura de revenido
alcanza 210°C y desaparecen casi completamente cuando se alcanzan los 500°C.
El proceso de revenido puede dividirse en etapas limitadas por diferentes microestructuras
que aparecen según el intervalo de temperatura de calentamiento usado. Sin embargo, estos
cambios son tan graduales, que es más real llamar martensita revenida a la microestructura
obtenida por el revenido a cualquier temperatura [3].
3.2 Tensiones internas
Son tensiones que permanecen en una pieza producto de una deformación plástica no
uniforme. En el caso de tratamiento térmico, esta deformación plástica no uniforme puede
originarla el gradiente de temperatura o el cambio de fase, o generalmente una combinación de
ambos factores durante el
enfriamiento. Estas tensiones
constituyen un
problema en el
tratamiento térmico ya que suelen causar distorsión o fisura en la pieza.
Durante el proceso de enfriamiento, la superficie de la pieza es la primera zona en tener
contacto con el líquido, por lo cual tiende a enfriarse más rápidamente que el interior de la pieza.
Este hecho causa un gradiente de temperatura en la sección transversal de la pieza o una
diferencia de temperatura entre la superficie y el centro.
Los sólidos se expanden a medida que se calientan, y se contraen a medida que se enfrían.
Esto indica que una vez transcurrido un lapso determinado de tiempo, la superficie está a menor
temperatura que el centro de la pieza; sin embargo, como las partes externas e internas están
enlazadas entre sí, la parte interior que es más larga, prevendrá a la exterior de contraerse tanto
como debiera. Por tanto, se elongarán las capas exteriores, poniéndolas en tensión, mientras que
las internas, a su vez, estarán en compresión.
Es necesario que el área en tensión esté balanceada con el área en compresión, a fin de
que los esfuerzos se hallen en equilibrio a través de la sección transversal. Si esto no ocurre, se
crea diferencia de tensiones en la pieza, capaces de generar deformaciones [3].
3.3 Acero D-110
Es la designación que otorga DANA Structural Solutions-División Parish, al acero AISI
1027 modificado, usado en la fabricación de largueros para camiones de carga pesada [7]. Este
acero en condición de entrega, esta constituido por una microestructura compuesta por ferrita y
perlita, como se observa en la figura 3.3.
Figura 3.3. Microestructura del acero D-110 sin tratamiento térmico a 200X
Su composición química es la siguiente
-
Carbono: 0,20%-0,25%
-
Manganeso: 1,00%-1,30%
-
Fósforo: 0,035%
-
Azufre: 0,010%
-
Silicio: 0,15%-0,30%
-
Boro: 0,0015%-0,0030%
-
Titanio: 0,030%-0,045%
[5]
:
3.4 Decarburización
Cuando piezas de acero son calentadas, sus capas exteriores pueden reaccionar con el
medio ambiente que los rodea, y con frecuencia favorecer la oxidación y decarburización de los
mismos. El aumento de temperatura y una larga estadía del acero a altas temperaturas produce
una oxidación y como resultado, una película de óxido y luego una capa de cierto espesor
(cascarilla) es formada en la superficie del mismo.
La decarburización es un proceso de oxidación de carbono en la superficie de la pieza,
producto de la reacción del mismo con una o
más sustancias gaseosas. El óxido origina
importantes pérdidas del material y da lugar a irregularidades superficiales y a deficiencia en las
propiedades mecánicas. La intensidad de la decarburización depende de la presión parcial de los
elementos decarburantes presentes en la atmósfera y la actividad del carbono en el acero
[4,8]
.
La ausencia de carbono en la periferia de la pieza, puede ser observada a través del
microscopio óptico o midiendo la dureza en la zona decarburizada. Para ello se toma una pequeña
sección transversal de la pieza y se prepara metalograficamente, para ser observada en un
microscopio óptico a una magnificación de 100X. También se puede realizar pruebas de
microdureza desde el borde de la pieza hasta un área donde los valores de dureza se mantengan
constantes.
La decarburización presenta dos zonas; la zona de total decarburización (zona ferrítica) y
la zona de parcial decarburización (zona ferrítica con presencia de carburos) [8].
Para aleaciones Fe-C a temperaturas inferiores a 910ºC se forma una capa superficial de
ferrita. Debido a la baja solubilidad del carbono en la ferrita, esta capa superficial actúa como una
barrera difusora y los niveles de decarburización son bajos. La formación de una capa de óxido
sobre el acero (cascarilla), dificulta aún más el proceso de difusión. Como resultado de estas dos
barreras se impide la difusión y el crecimiento de la capa decarburizada. Por el contrario, si la
temperatura es superior a 910ºC, el acero queda completamente austenítico y la decarburización
se convierte en un severo problema. El más bajo límite de temperatura en el rango γ para un
contenido muy bajo de carbono, varía de acuerdo a los elementos aleantes. Es por ello, que para
este caso, se asume un modelo matemático que representa la decarburización a temperaturas
cercanas a los 910ºC [9].
Este modelo parte de la segunda ley de Fick, la cual se emplea para estudiar la
distribución de carbono en la fase γ. Asumiendo que la pérdida de carbono solo ocurre en la
superficie y no en el interior de las piezas, los autores resolvieron el modelo a través del método
de sólidos semi-infinitos. Asumieron además que la solución era válida para las caras de la pieza
exceptuando las esquinas y que el coeficiente de difusión del carbón en la austenita era
independiente de la composición. A partir de aquí, y mediante la sustitución y resolución de
ecuaciones, llegaron a la siguiente expresión:
d2 = 0,0254 * [do2 + 0,073 t exp(-16280/ T) (m2)
Ecuación 1
donde, d = profundidad de la capa decarburizada
do = decarburización inicial
t = tiempo de permanencia de la pieza dentro del horno (seg)
T = temperatura de trabajo (K)
La ecuación 1 expresa la profundidad de decarburización como una función del tiempo y
la temperatura entre 900ºC y 1300ºC [9].
3.5 Formación y crecimiento de grano austenítico
Cuando al calentar un acero al carbono, se sobrepasa la temperatura crítica, una gran parte
de ferrita y cementita que contiene el acero se transforman en austenita. Al continuar aumentando
la temperatura del acero, los pequeños granos de austenita que se han formado se desarrollan por
absorción de la ferrita o cementita adyacente. El tamaño inicial de los granos de austenita, suele
ser relativamente pequeño en todos los aceros, oscilando entre 5 y 8 según la clasificación
A.S.T.M.
El crecimiento de estos granos, depende de la temperatura y el tiempo de austenizado. En
cuanto se eleva la temperatura por encima de la crítica, los primitivos granos de austenita
comienzan a crecer, aumentando continuamente su tamaño.
En aceros de igual composición, las velocidades críticas de temple de los aceros de grano
grueso son menores que las velocidades críticas de temple de los aceros de grano fino [4].
3.6 Definición y medición del defecto “Camber”
Físicamente, viendo la pieza desde arriba, es la desviación o distancia máxima que existe
entre cualquier punto de su pestaña superior y el plano vertical que une los extremos de esta
pestaña (ver figura 3.4). La palabra “Camber” es sinónimo de curvatura [10].
Figura 3.4: Pieza con “Camber” [11].
Para medir el defecto “Camber”, se coloca la pieza descansando sobre su alma, con las
pestañas hacia arriba, tal y como se observa en la figura 3.5a.
Tope
Imán
(a)
(b)
Figura 3.5: Etapas del proceso de inspección y medición del defecto “Camber” de los largueros. a) Colocación del
nylon. b) Medición del defecto “Camber” [10].
Se inicia el proceso de medición extendiendo el nylon de extremo a extremo sobre la
pestaña superior, tensándolo lo mas posible. Para ello se enrolla el nylon en un imán y se pega
cada imán en la parte posterior de la pestaña superior del larguero, como se muestra en la figura
3.5a.
Luego, se introduce debajo del nylon tensado un tope de acero (ver foto) en cada extremo.
Esto es para facilitar la medición del “camber”.
Se mide con la varilla de profundidad del vernier la distancia entre el nylon y la pestaña
de la pieza (ver figura 3.5b). Durante este proceso, se trata de mantener el vernier lo más
horizontal posible. Al valor obtenido se le resta el espesor del nylon y el del tope, obteniendo así
el valor del defecto “camber”.
Nota: la medición se realiza en el centro del larguero
[10]
.
4. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL
El estudio llevado a cabo se dividió en dos etapas. La primera etapa consistió en el
análisis de los resultados obtenidos a través de ensayos prácticos que permitieron evaluar las
características finales de las piezas; y la segunda etapa comprendió un estudio estadístico de las
variables del proceso de tratamientos térmicos de austenizado y temple a fin de estudiar la
influencia de las mismas sobre la microestructura, las propiedades mecánicas y el acabado
superficial de las piezas.
La composición química del acero estudiado se muestra en la tabla 4.1:
Tabla 4.1: Composición química del acero en estudio
%C
% Mn
0,20 - 0,25 1,00 - 1,30
COMPOSICION QUIMICA
% Si
%P
%S
0,15 - 0,30 0,035 máx 0,010 máx
%B
% Ti
0,0015 - 0,0030 0,030 - 0,045
La selección de piezas a estudiar fue llevada a cabo considerando los siguientes aspectos:
1) Piezas únicamente templadas que no presentaban ningún defecto y piezas únicamente
templadas que presentaban el defecto de curvatura. Ambas piezas debían tener igual
número de parte e igual número colada. Cada larguero tiene estampado dos números que
lo identifican. Uno de los números es el número de parte, que indica las características
físicas del larguero; longitud, ancho de alma, espesor, máximo nivel de “Camber”
aceptado, entre otros. El otro número representa la colada, a través del cual es posible
obtener la composición química de las piezas.
A las piezas seleccionadas se les realizó un estudio microestructural en ciertas zonas
específicas y se les midieron las propiedades mecánicas.
Paralelo a dicho proceso, se llevó a cabo la segunda etapa. Mediante los datos obtenidos
y a través del Software Minitab, se hizo una correlación entre las variables del proceso y el
defecto “Camber”.
Por otra parte, se realizó un ejemplo preliminar de simulación del proceso de enfriamiento
en distintos puntos de un larguero, desde el momento en que el mismo sale del horno de
austenizado hasta que es ubicado en la mesa de temple. Dicho ejemplo se utilizó a fin de predecir
la temperatura del larguero antes de entrar en contacto con el medio de temple.
Por último, a partir de todos los resultados, se elaboró un procedimiento a seguir ante la
aparición del defecto “camber”.
4.1 Procedimiento experimental
De un lote de producción con igual número de partes e igual número de coladas, se
seleccionaron dos largueros templados
(uno con “Camber”
y otro sin “Camber”),
que
presentaban las siguientes características de tratamiento:
N° Parte: 484052/53
-Pieza sin Camber
Temperatura de
trabajo (ºC)
870
Tiempo de
Permanencia (min.)
31
Tiempo
Temple
19
Presión
hidroneumática
32
Temp.H2O
pozo frío
28
Tiempo de
Permanencia (min.)
67
Tiempo
Temple
22
Presión
hidroneumática
32
Temp.H2O
pozo frío
25
-Pieza con Camber N°1
Temperatura de
trabajo (ºC)
870
Estas características fueron extraídas de un Panel de Control instalado al lado del horno de
austenizado, el cual está programado con un software llamado “SW Panel Builder”.
Con el número de parte antes indicado, se buscó en la Matriz de Control de la empresa,
las características físicas del larguero. Para este caso, se tiene:
- Longitud del larguero: 10,57 metros.
- Ancho de alma del larguero: 30,79 cm.
- Espesor: 6,35 mm.
Con el número de colada se buscó en el Certificado de Sidor la composición presente en
este material.
El corte de los largueros fue realizado de la siguiente manera:
Se seleccionaron 3 secciones de un mismo larguero correspondientes a la parte trasera,
delantera y central del mismo, como se muestra en la figura 4.1. Cada sección fue cortada en su
área
central con un
soplete hasta
obtener 1 lámina de tamaño promedio 15 x 15 cm.
Seguidamente fueron rebajadas con un esmeril y con una segueta hasta obtener finalmente 3
probetas de 1 x 0,5 cm.
Cabe destacar que la cola es la última zona del larguero que entra al horno de austenizado,
pero es la primera en salir del mismo.
Cola
Punta
Medio
Figura 4.1. Esquema de corte de los largueros
Una vez obtenida las muestras, las mismas fueron embutidas y preparadas
metalográficamente con el fin de
estudiar su microestructura. La superficie a estudiar
correspondía al área transversal del larguero. Se tomaron fotomicrografias con un microscopio
óptico en cada probeta a una magnificación de 200X y 400X; y con un microscopio electrónico
de barrido a 1500X y 5000X. Se estudió además la decarburización presente observando las
probetas en el microscopio óptico a un aumento de 100X.
El proceso de corte, embutido, desbaste grueso, desbaste fino, pulido, ataque químico y
análisis de la microestructura, se
llevó a
cabo tomando en cuenta las consideraciones
especificadas en el instructivo de Preparación Metalográfica de DANA [12-18].
A todas las probetas se les midió la dureza con un durómetro Rockwell marca
Wilson. Como la pieza sin “camber” y la pieza con “camber” Nº 2 presentaban valores altos de
dureza, se empleó una carga de 150 Kg durante 15 segundos, un identador de diamante y se
trabajó a escala HRC. En el caso de la pieza con “camber” Nº 1 que presentaba valores de dureza
baja, se empleó una carga de 100 Kg durante 15 segundos, un identador de bola de 1/16” y se
trabajó en escala HRB. Se les realizó además un análisis de microdureza.
Adicionalmente, se determinó el tamaño de grano de cada una de las probetas a fin de
evaluar la relación del mismo con el tiempo de permanencia de las piezas dentro del horno. Para
ello se atacaron las probetas con Picral al 5% y se observaron a través de un ocular incorporado al
microscopio.
El proceso antes descrito se llevó a cabo nuevamente a otra pieza que presentaba el
defecto, a fin de establecer comparaciones. La pieza tenía las características siguientes:
N° Parte: 357527071
-Pieza con Camber Nº 2
Temperatura de
trabajo (ºC)
890
Tiempo de
Permanencia (min.)
63
Tiempo
Temple
21
Presión
hidroneumática
32
Temp.H2O
pozo frío
26
- Longitud del larguero: 11,56 metros.
- Ancho de alma del larguero: 34,18 cm.
- Espesor: 9,50 mm.
4.2 Toma de datos del proceso
Se llevó a cabo una toma de datos del proceso de tratamiento térmico de austenizado y
temple, con el fin de realizar un estudio estadístico de los parámetros del mismo. Para ello se
empleó una hoja modelo, que se muestra en el anexo 1.
4.3 Simulación del proceso de enfriamiento
Con ayuda del programa CFXTM y empleando para ello las características físicas de uno
de los largueros estudiados y las condiciones de trabajo del mismo, se realizó un ejemplo
preliminar de simulación del proceso de enfriamiento a lo largo de toda la pieza desde el
momento en que la misma sale del horno de austenizado y es trasladada a la mesa de temple.
El modelo matemático está basado en la ecuación diferencial de la conservación de la
energía. La ecuación es resuelta por una simulación numérica utilizando el método de volúmenes
finitos de control para obtener en tres dimensiones el campo de temperatura en cada instante de
tiempo a lo largo de toda la pieza hasta que la misma alcanza la temperatura ambiente.
4.4 Elaboración del Procedimiento a seguir ante la aparición del defecto camber
A partir de todos los resultados obtenidos se elaboró un procedimiento a seguir ante la
aparición del defecto “Camber”. En el mismo se considera según las características físicas del
material a tratar cuales son las más adecuadas condiciones de trabajo.
5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
5.1. Análisis Microestructural
Se realizó un estudio microestructural a un número determinado de largueros templados
para evaluar sus características finales. Para ello se emplearon piezas con y sin defecto, a fin de
verificar la calidad del proceso de austenizado y temple a los cuales son sometidos los largueros.
Las figuras 5.1, 5.2 y 5.3 muestran la microestructura representativa de una pieza
templada, sin defecto de “Camber”. Se aprecia una microestructura constituida básicamente por
martensita. Se observan unas porciones muy pequeñas de zonas claras que pudieran ser de ferrita.
La microestructura observada en las tres zonas del larguero analizadas, son muy similares a las
contenidas en la figura 5.1, 5.2 y 5.3, por lo que se podría presumir que esta microestructura es
característica de todo el larguero.
50µm
200X
Nital 3%
Figura 5.1: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua.
Zona central del larguero sin “camber”
5 µm
1500X
Nital 2%
Figura 5.2: Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua.
Zona central del larguero sin “camber”
50 µm
400X
Nital 3%
Figura 5.3: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua.
Zona entre la cola y centro del larguero sin “camber”
Las figuras 5.4, 5.5 y 5.6 presentan la microestructura de una pieza templada donde se
presentó el defecto “camber”, denominada pieza con “camber” Nº 1 de 6,35 mm de espesor.
Estas figuras revelan una microestructura distinta a la observada en el material donde el defecto
no está presente. Se aprecian zonas constituidas por ferrita (zonas claras) y zonas de perlita (áreas
grises). De esta manera, la microestructura esta formada por una combinación de estos dos
microconstituyentes, donde la ferrita se encuentra en un porcentaje de alrededor de 81 %
correspondiente al área de la cola del larguero, un 43 % en la correspondiente a la zona central
del larguero y un 58 % en la parte delantera del larguero.
50 µm
400X
Nital 3%
Figura 5.4: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua.
Zona de la cola del larguero con “camber” N° 1
50 µm
400X
Nital 3%
Figura 5.5: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua.
Zona central del larguero con “camber” N° 1
50 µm
400X
Nital 4%
Figura 5.6: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua.
Zona delantera del larguero con “camber” Nº 1
5 µm
5000X
Nital 2%
Figura 5.7: Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua.
Zona central del larguero con “camber” Nº 1
La existencia de estas fases revela que no se produjo la transformación requerida de
austenita a martensita sino que la mayor parte de la austenita se transformó a ferrita y perlita, tal
como lo confirma la figura 5.7, obtenida mediante microscopía electrónica de barrido a un
aumento de 5000X. La misma, muestra una apariencia consistente de colonias de perlita y zonas
grises de ferrita.
A fin de establecer comparaciones, se evaluó las características microestructurales de otra
pieza denominada pieza con “camber” Nº 2, de 9,5 mm de espesor. Las figuras 5.8, 5.9 y 5.10,
muestran la microestructura de esta pieza en la condición de templado.
50 µm
400X
Nital 4%
Figura 5.8: Fotomicrografía de un acero D-110 templado en agua.
Zona de la cola del larguero con “camber” N° 2
50 µm
400X
Nital 3%
Figura 5.9: Fotomicrografía de un acero D-110 templado en agua.
Zona central del larguero con “camber” N° 2
50 µm
400X
Nital 4%
Figura 5.10: Fotomicrografía de un acero D-110 templado en agua.
Zona delantera del larguero con camber N° 2
Se observa la presencia de martensita y muchas áreas blancas que podrían tratarse de la
fase ferrítica. La ferrita se encuentra en un porcentaje aproximado de 37% en la parte trasera del
larguero, 25% en la zona central del larguero y 33% en la zona delantera del larguero.
Comparando estas fotomicrografias con las correspondientes a las figuras 5.4, 5.5 y 5.6,
se observan diferencias en cuanto a la microestructura y porcentaje de ferrita presente. Una de las
especificaciones exigidas por el cliente señala que la microestructura resultante debe ser
martensita y puede contener un máximo de 5% de ferrita.
Estas diferencias microestructurales y de porcentaje de ferrita pueden deberse a
diferencias de temperatura a lo largo de las piezas en el momento en que las mismas son
templadas. Una posible explicación a ello, es que la forma en que las piezas salen del horno de
austenizado (primero la cola, luego el centro y de último la punta), hace que estas primeras zonas
al tener contacto con el medio ambiente se enfríen rápidamente mientras que otras zonas aún
están calientes, y esto genera distintos cambios de fase en toda la extensión del larguero si la
pieza no es sumergida lo suficientemente rápido en el medio de temple. Por otra parte, es
importante señalar que las piezas son muy largas y tardan un tiempo entre 19 y 23 segundos
aproximadamente entre salir del horno y ubicarse en la prensa de temple, por lo que las mismas
pierden gran cantidad de calor y en algunas ocasiones antes de ser templada, presentan una
temperatura inferior a la temperatura de austenización, mayormente en la cola del larguero. Este
hecho indica que las piezas están sujetas a presentar constituyentes microestructurales distintos a
los esperados y por lo tanto generar cambios en las propiedades mecánicas de las piezas y en las
tensiones internas que pudiesen generarse.
Comparando las condiciones de trabajo de ambas piezas defectuosas, se observa que para
ambos casos el tiempo de ubicación de las mismas en la mesa de temple fue similar, sin embargo
la temperatura de trabajo y el espesor de la pieza con “camber” Nº 1 fue de 870ºC y 6,35 mm,
mientras que para la pieza con “camber” Nº 2 fue de 890ºC y 9,5 mm, lo que permitió que la
pieza con camber Nº 2 estuviese a una mayor temperatura antes de ser templada y propensa a
perder menos calor, y por lo tanto presentara constituyentes microestructurales más duros.
Adicionalmente, hay que destacar que el flujo de agua no es constante, lo cual es posible
verificar visualmente. Este es un punto que se debe considerar, ya que entre las deformaciones
que se producen en las piezas de acero quizás las más importantes ocurren durante el
enfriamiento y son debidas al desigual enfriamiento de los diferentes puntos de las piezas, por lo
que unas zonas pueden contraerse primero que otras, y esto produce grandes tensiones en el
material aunado a los cambios volumétricos producidos por las diferentes transformaciones de
fase que tienen lugar. Cuando estas tensiones son importantes se llegan a deformar las piezas.
Por otra parte, la prensa de temple está constituida por una mesa, 20 herramentales
superiores y 20 paredes móviles ajustables a la pieza mediante un programa de computación. La
mesa es la base de la pieza y los herramentales y las paredes móviles están sobre la mesa, de
modo que al ser colocadas las especificaciones de la pieza en el programa, las paredes se abren y
cierran ajustándose a la medida y los herramentales bajan, quedando formado un molde de las
piezas. Estos moldes están conectados mediante un conjunto de mangueras, por donde se
transporta el agua proveniente de las bombas hacia los orificios que se encuentran en las paredes.
Cuando la pieza sale del horno de austenizado, los brazos mecánicos de la prensa de
temple la transportan hacia la mesa, las paredes se abren y cierran ajustándose a las medidas del
larguero y los herramentales bajan. Una vez formado el molde con la pieza dentro, el agua sale
por los orificios que se encuentran en las paredes.
Una causa que puede generar deformaciones en las piezas, es el desajuste de una o varias
paredes durante la ubicación de la pieza, la cual se encuentra dilatada cuando sale del horno de
austenizado debido a las altas temperaturas.
Otra variable que puede afectar el enfriamiento de las piezas es el rompimiento de una de
las mangueras ó que estén tapados unos de los orificios por donde sale el agua.
La diferencia de temperatura a lo largo de la pieza sumada al hecho de que el flujo de
agua no es constante, implica un desigual enfriamiento.
Como se indicó en la sección 3.1.1.1 del marco teórico, los sólidos a medida que son
calentados se expanden, y se contraen durante el enfriamiento. Como la cola y la punta del
larguero son las zonas que presentan una mayor área de contacto con el medio ambiente, una vez
que se realiza el proceso de enfriamiento son las primeras zonas en enfriarse y por lo tanto, se
contraen mucho más que el centro de la pieza. Esto genera una contracción en la zona delantera y
trasera del larguero poniendo en estado de tensión a la zona central más caliente.
A medida que esto ocurre, se generan cambios de fases en el material, lo que implica, una
transformación de su red cristalina. La austenita que presenta una estructura fcc, la más densa que
cualquiera de sus productos de transformación, al pasar a ferrita cambia a una estructura bcc.
Cuando se alcanza la temperatura y composición eutectoide, la austenita remanente se transforma
en perlita, originando así una microestructura más blanda que la martensítica, posiblemente como
ocurrió en la pieza con “camber” Nº 1. Por el contrario en la pieza con camber Nº 2, la austenita
se transformó preferencialmente a martensita, quedando el carbono atrapado en el interior de la
red. La estructura martensítica tiene una estructura tetragonal centrada en el cuerpo [4].
Tanto el cambio de fase de austenita a ferrita, como el de austenita a martensita, crea
tensiones internas en el material producto de cambios volumétricos. Lo importante es que las
tensiones se creen de manera uniforme a lo largo de toda la pieza, es decir, que se presenten las
mismas características en todo el material y no se creen distintos niveles de tensiones en los
extremos y el centro que puedan conducir a la generación de defectos en la pieza.
Una manera de estudiar los cambios de volumen y dureza durante el temple, es a través de
la ecuación 2, la cual se muestra para la transformación de austenita a perlita (γ → α + θ) [19].
ΔV = (100-4X/2) * Vα + (3*X/12) * Vθ - (100-X/4) * Vγ
V
(100-X/4) * Vγ
donde, X = porcentaje atómico de carbono = 1.0185 %
Vγ = volumen de la celda unitaria de la austenita,
Vα = volumen de la celda unitaria de la ferrita,
Ecuación 2
Vθ = volumen de la celda unitaria de la cementita,
Vα’ = volumen de la celda unitaria de la martensita (ver anexo 2).
Empleando los porcentajes de ferrita anteriormente calculados, se determinó la variación
de volumen total a lo largo de ambas piezas con camber de la siguiente manera:
ΔV total = % de austenita que se transforma en α y en θ
V
ΔV = ΔV α (% ferrita) + ΔV θ (% cementita)
es decir,
V
V
V
Los resultados se muestran en la tabla 5.1.
Tabla 5.1: Variación de volumen de la pieza con camber Nº 1 y Nº 2
Zonas del
larguero
Cola
Centro
Punta
Pieza con Camber Nº 1
ΔV/V
0.58
-0.16
0.15
Pieza con Camber Nº 2
ΔV/V
0.28
0.52
0.35
De los resultados obtenidos se puede inferir que tanto la pieza con “camber” Nº 1 como la
pieza con “camber” Nº 2, presentaron una diferencia considerable de volumen entre las distintas
zonas del larguero, lo que pudiese conducir a generación de tensiones no uniformes en todo el
material y que probablemente son la causa de origen del defecto. Esto se debe a que el gradiente
de temperatura en el larguero hace que los extremos, los cuales son las primeras zonas en
enfriarse, se contraigan evitando que ocurra lo mismo en el área central y dejando la misma en
estado de tensión.
Otro factor que debe considerarse es la temperatura del medio templante, la cual oscila
entre 32 y 40ºC. La bibliografía señala que es conveniente que la misma se mantenga entre 15 y
25ºC, ya que al ser superior a los 30ºC, se prolonga la primera etapa de enfriamiento, lo que
conduce a una disminución de la velocidad de enfriamiento, y se favorece la formación de
estructuras blandas [3].
Como se indica en la sección 3.1.1 del marco teórico, una manera de evaluar la
efectividad del tratamiento térmico, es decir, predecir o estimar la microestructura resultante
durante enfriamientos continuos, es superponer las curvas de velocidad de enfriamiento de las
piezas, sobre el diagrama TTT o preferiblemente sobre los diagramas CTT, si se encuentran
disponibles. Cada acero de acuerdo a su composición química tiene un diagrama de
transformación, y es importante que se emplee el correspondiente al material a trabajar.
La figura 5.11 corresponde al diagrama de enfriamiento continuo de un acero Si-Mn-Ti-B
con la siguiente composición: 0,11% C, 1,16% Mn, 0,29% Si, 0,013% P, 0,011% S, 0,08% Mo,
0,10% Cu, 0,043% Ti, 0,0034% B, 0,0057% N y 0,020% O. Es importante señalar que esta figura
se utilizó solamente de manera comparativa, ya que la composición de este acero es diferente a la
composición del acero en estudio, factor que modifica notablemente los diagramas cinéticos.
Figura 5.11: Diagrama de enfriamiento continuo de un acero Si-Mn-Ti-B [18].
La presencia de microconstituyentes blandos como ferrita y perlita en las fotomicrografias
correspondientes a la pieza con “camber” Nº 1 y martensita y ferrita en la pieza con “camber”
Nº 2, hacen pensar que el proceso de temple no fue lo suficientemente eficiente para prevenir la
formación de fases distintas a la martensita, resultado probablemente asociado a las condiciones
operativas explicadas previamente.
Sin embargo, volviendo al caso en estudio, visualmente la velocidad de enfriamiento
para ambas piezas (con “camber” y sin “camber”) fue similar, por lo que las diferencias
microestructurales solo puede ser atribuida a la pérdida de calor antes del enfriamiento.
Según la bibliografía consultada, “En los aceros hipoeutectoides la transformación de la
austenita se inicia por nucleación y crecimiento de cristales de ferrita. En general, la cantidad de
ferrita proeutectoide obtenida decrece al descender la temperatura de transformación y llega a
casi cero en la nariz” [3].
A pesar de que el diagrama mostrado en la figura 5.11 no es el diagrama de enfriamiento
continuo para este acero, algunos de los elementos aleantes presentes muestran una composición
similar. De igual manera, para obtener una estructura martensítica, debe asegurarse una velocidad
de enfriamiento lo suficientemente elevada para evitar la formación de productos térmicamente
activados. Por lo tanto, una curva tangente a la nariz representa la rapidez crítica de enfriamiento,
es decir, cualquier rapidez de enfriamiento menor que ella corta la curva de la nariz y permite la
formación de constituyentes blandos. Por el contrario, si la rapidez de enfriamiento es mayor, se
formará únicamente martensita [6].
Por otra parte, la microestructura observada en las probetas correspondientes a las tres
zonas del larguero con “camber” Nº 1 son muy similares entre sí, por lo que se podría presumir
que esta microestructura es característica de todo el larguero. Sin embargo varían de acuerdo al
contenido de ferrita presente. En la zona de la cola hay mayor porcentaje de ferrita que en la zona
central y delantera de la pieza. Lo mismo ocurre en la pieza con “camber” Nº 2. Esto podría
deberse a que la cola del larguero es la primera zona en salir del horno, por lo que pierde mayor
cantidad de calor que el resto de la pieza. Otro aspecto importante a considerar es que ambos
largueros presentaron menor contenido de ferrita en la parte central. Esto se debe a que la zona
central de la pieza es un gran concentrador de calor ya que presenta una menor área de contacto
con el ambiente.
Cabe destacar que el defecto es visualizado a lo largo de toda la pieza, sin embargo el
centro es la zona donde se refleja en su mayoría la deformación. Una explicación a ello es que
esta zona al tener menor superficie en contacto con el ambiente, es la última en enfriarse y por lo
tanto
es la última en contraerse. Durante su enfriamiento,
su contracción natural es
obstaculizada por las zonas laterales que se encuentran a menores temperaturas, generándose
probablemente tensiones residuales de tipo tensil en el centro y de compresión en los extremos.
Esta diferencia en los niveles de tensiones residuales puede probablemente ocasionar el defecto
abordado en este estudio.
Por otra parte, a fin de complementar el análisis microestructural, se determinó la capa
de decarburización del acero a cada una de las muestras trabajadas. Los resultados están
reportados en la tabla 5.2.
Tabla 5.2: Resultado de la decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto
Piezas
Pieza sin camber
Pieza con camber Nº 1
Pieza con camber Nº 2
Zonas
Cola
Medio
Punta
Cola
Medio
Punta
Cola
Medio
Punta
Decarburización (μm)
100
100
120
140
130
140
170
150
150
La tabla muestra las 9 probetas trabajadas, las cuales presentan una capa de
decarburización parcial. Para determinar la profundidad de la capa decarburizada, se evaluaron
los bordes de las piezas a través del microscopio óptico hasta ubicar una zona que presentara
estructura ferrítica de forma equiaxial.
La capa de decarburización reportada en cada caso no sobrepasa los límites exigidos por
el cliente, el cual tiene un valor máximo de 0,38 m; es decir, 380 μm.
A continuación se presentan las figuras 5.12 y 5.13, de dos de las muestras analizadas a
un aumento de 100X.
100 µm
100 µm
Figura 5.12: Foto micrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado. Aumento 100X.
100 µm
Figura 5.13: Fotomicrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado. Aumento 100X.
Para la medición de la profundidad de esta capa de decarburización, en casos donde la
misma no presenta el mismo tamaño (ver figura 5.13), se hicieron 10 mediciones a fin de abarcar
gran parte de la capa y se promediaron. Para ello, se tomó como inicio el borde de la pieza, y a
partir de allí se trazaron líneas paralelas al borde hasta la zona donde la microestructura era
diferente.
De los resultados obtenidos se puede inferir que la pieza con “camber” Nº 2 mostró los
mayores valores de decarburización (ver tabla 5.2). Esto posiblemente se deba a que la
temperatura de trabajo empleada para este larguero, fue superior a la temperatura de trabajo de
las otras dos piezas. Por otra parte la pieza que presentó un menor porcentaje de decarburización
fue la pieza sin defecto, lo que es lógico, debido a que es la pieza que tuvo menor tiempo de
permanencia dentro del horno.
Como lo demuestran los resultados anteriores, los parámetros tiempo y temperatura
juegan un papel importante en la decarburización. A medida que aumenta el tiempo de
permanencia de las piezas en el horno y la temperatura de austenización, mayor será la
profundidad de la capa decarburada [6].
De manera de predecir, la profundidad de decarburización en las piezas, se trató de aplicar
algunos modelos teóricos. Entre ellos se encuentra, el identificado con la ecuación 1, explicado
en el marco teórico.
d2 = 0,0254 * [do2 + 0,073 t exp(-16280/T)] (m2)
Ecuación 1
Esta ecuación expresa la profundidad de decarburización como una función del tiempo y
la temperatura entre 900ºC y 1300ºC [7].
A fin de establecer una comparación, se emplearon los tiempos y temperaturas de cada
uno de los casos estudiados y se relacionaron con los valores experimentales obtenidos. Los
resultados se muestran en la tabla 5.3. Es importante señalar que en este caso no hay
decarburización inicial.
Tabla 5.3: Decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto mediante un método teórico
Pieza estudiada
Pieza sin camber
Pieza con camber Nº 1
d (μm)
238
352
d/2 (μm)
119
176
Pieza con camber Nº 2
386
193
Los resultados obtenidos mediante la fórmula representan el doble de los valores
obtenidos experimentalmente. De igual manera, esto no invalida el método como un medio para
evaluar la importancia de la decarburización ante factores como recalentamiento de las piezas,
variación de temperatura y tiempo de permanencia.
Sin embargo es probable que exista una pequeña variación entre los valores obtenidos, lo
cual posiblemente se deba a que la ecuación empleada fue diseñada para un caso ideal y es válida
para un rango definido de temperatura (de 900ºC a 1300ºC).
Finalmente, se estudió la variación de la capa decarburizada a medida que transcurría el
tiempo. Este análisis se realizó para 12 tiempos diferentes, y los resultados se muestran
Profundidad de la capa decarburizada (μm)
graficados en la figura 5.14.
180
160
140
120
100
80
60
40
20
0
0
10
20
30
40
50
60
70
Tiempo (min)
Figura 5.14: Gráfico de la variación de la capa de decarburización en función del tiempo, determinada a
partir de la ecuación 1.
Otro aspecto importante a considerar es el tiempo de permanencia en el horno de
austenizado, el cual es diferente para los tres casos (pieza sin defecto y piezas con defecto). El
tiempo de permanencia de la pieza sin camber fue de 31 minutos, mientras que para la pieza con
“camber” Nº 1 fue de 67 minutos y para la pieza con “camber” Nº 2 fue de 63 minutos. Estos
resultados muestran que pareciera existir una relación entre el tiempo de permanencia de las
piezas en el horno y el defecto camber.
Como se señaló en la sección 1.2, el tiempo de duración de los largueros es de 25-35
minutos aproximadamente, por lo que sí ambas piezas defectuosas estuvieron un tiempo superior
a este, fue producto de paradas no planificadas.
Generalmente, las paradas no planificadas se deben a fallas de tipo eléctrica, mecánica y
electrónica en los equipos, las cuales originan una detención obligada del proceso, aún cuando
haya piezas en proceso de trabajo y se encuentren piezas dentro del horno de austenizado.
Este parámetro de tiempo requiere de mucho cuidado ya que al sobrepasar los límites
establecidos, los granos de austenita tienden a crecer y desarrollarse, por lo se obtienen granos
grandes de austenita, y como el tamaño de los cristales del acero una vez culminado el
tratamiento térmico depende del tamaño de los granos de austenita, se obtendrá una estructura
más gruesa. Por otra parte, si la estadía en el horno perdura, el acero puede oxidarse y los granos
perderían su cohesión quedando rodeados por delgadas capas de óxido que hacen imposible la
regeneración del acero [2].
Otro aspecto importante es que el tiempo de permanencia es el mismo para los cuatro
espesores empleados, y por lo tanto hay piezas que están expuestas a durar más o menos tiempo
en el horno de lo que les corresponde.
A fin de evaluar estos aspectos, se determinó el tamaño de grano de austenita en cada una
de las probetas correspondientes tanto a las piezas defectuosas como a la pieza sin defecto. Las
mismas fueron atacadas con Picral al 5% y observadas a través de un ocular incorporado al
microscopio. El tamaño obtenido para cada caso esta reportado en la tabla 5.4.
Tabla 5.4: Tamaño de grano austenítico de la pieza sin camber y de la pieza con camber Nº 2
Zonas del
larguero
Cola
Centro
Punta
Pieza sin camber
Tamaño de
Tamaño de
grano ASTM
grano (μm)
8
25
8
25
8
25
Pieza con camber Nº 2
Tamaño de
Tamaño de
grano ASTM grano (μm)
6-7
50 - 36
7
36
7
36
De la siguiente tabla se puede señalar que la pieza sin defecto presentó un tamaño de
grano igual a 25 μm en las 3 probetas correspondientes a la cola, centro y punta del larguero. En
la pieza con “camber” Nº 1 no fue posible determinar el tamaño de grano de austenita debido a
que la microestructura reportaba únicamente, ferrita y perlita. Para la pieza con “camber” Nº 2 los
valores de tamaño de grano oscilaron entre 36 y 50 μm, es decir, un tamaño de grano mayor. Esta
diferencia de tamaño de grano puede deberse a un mayor tiempo de permanencia de las piezas
dentro del horno de austenizado y a una mayor temperatura de austenización, tal y como se
explicó anteriormente.
Por otra parte, el tamaño de grano austenítico afecta la velocidad crítica del temple. En
aceros de la misma composición, las velocidades críticas de temple de los aceros de grano grueso
son menores que las velocidades críticas de temple de los aceros de grano fino. Esto ocurre
debido a que la reacción de transformación de la austenita a otros constituyentes (perlita, ferrita)
es nucleada sobre los bordes de grano de austenita; existiendo en estructuras austeníticas de grano
grueso menos sitios para la nucleación de estas fases. De esta manera se retarda el proceso de
nucleación de las fases térmicamente activadas (ferrita, perlita). El efecto del menor tamaño de
grano austenítico, será el de producir un aumento en la velocidad de reacción, y por lo tanto una
disminución del tiempo para inicio de la transformación [4,6].
Un tamaño de grano mayor favorece la formación de martensita. Sin embargo, es
preferible la formación de martensita en un grano fino a causa del mejoramiento de las
propiedades mecánicas resultantes. Un grano austenítico grueso, aunque tiende a aumentar la
templabilidad del acero, reduce la tenacidad del mismo [3].
Del análisis anterior, se puede concluir que la pieza sin “camber” mantuvo una
distribución de tamaño de grano uniforme en las tres secciones estudiadas del larguero, por lo que
sus valores de dureza y por lo tanto de esfuerzos internos, se mantuvieron posiblemente
constantes. Por el contrario, en la pieza con “camber” Nº 2 si hubo una diferencia de tamaño de
grano entre la cola y el centro y punta de la pieza, y presentó mayor tamaño de grano, lo que
indica que posiblemente en este larguero la distribución de esfuerzos residuales no fue uniforme,
por lo que el mismo tendió a deformarse.
5.2. Propiedades Mecánicas
5.2.1 Dureza
La figura 5.15 muestra los valores de dureza obtenidos tanto en la pieza sin defecto como
en las piezas con defecto. Estos valores están reportados en unidades de dureza Brinell y fueron
determinados en todas las probetas. Se hicieron 3 mediciones por probeta en el área central de las
mismas empleando para ello un durómetro Rockwell marca Wilson. Para la pieza sin “camber” y
la pieza con “camber” Nº 2 se empleó una carga de 150 Kg durante 15 segundos, un identador
cónico de diamante y se trabajó con la escala Rockwell C, mientras que para la pieza con
“camber” Nº 1 la carga empleada fue de 100 Kg durante 15 segundos, un identador de bola de
1/16” y se trabajó en escala Rockwell B.
Dure za Brinell de la pieza sin camber y de las piezas con camber
500
450
Dureza Brinell (HB)
400
350
300
250
200
150
100
50
0
Pieza sin camber
Pieza con camber Nº 1
Cola
Medio
Punta
Zonas del larguero
Pieza con camber Nº 2
Figura 5.15: Dureza Brinell de la pieza sin efecto y de las piezas con defecto
Los resultados de dureza obtenidos reflejaron que las tres piezas presentaban menor
dureza en la cola. Estos resultados pudieran ser debidos a que el área de la cola es la primera en
tener contacto con el medio ambiente, por lo tanto es la zona que pierde calor más rápido y
quizás no alcanza el nivel de dureza deseado.
Los valores concuerdan con las microestructuras estudiadas, donde el mayor contenido de
ferrita para cada caso fue en la parte de la cola del larguero debido a un enfriamiento prematuro.
Entre los valores del medio y la punta, la dureza resultó menor en la punta del larguero, y
es lógico debido a que la zona de la punta libera calor más rápido que la zona central ya que
presenta un área mayor y, además según las fotomicrografias de las piezas con camber antes
analizadas, hay mayor contenido de ferrita en la punta que en el centro del larguero.
5.2.2 Microdureza
La gráfica correspondiente a la figura 5.16 muestra los valores de microdureza obtenidos
en la pieza sin “camber” y en las piezas con “camber” anteriormente señaladas. La carga aplicada
fue de 25 gr durante un tiempo de 15 segundos aproximadamente. El equipo utilizado fue un
durómetro digital marca Buehler.
Microdureza de la pieza sin camber y de las piezas con camber
550
Microdureza Brinell (HB)
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
Pieza sin camber
Pieza con camber Nº 2
Pieza con camber Nº 1
Cola
Medio
Punta
Zonas del larguero
Figura 5.16: Valores de microdureza de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto
Para todos los casos, se consideraron 3 zonas del larguero y se tomaron tres medidas en la
parte central de cada probeta perteneciente a esas zonas. Conjuntamente, se hicieron las
conversiones de dureza Vickers a dureza Brinell, empleando para ello la tabla de conversión
mostrada en el anexo 3.
Los resultados de microdureza de la pieza sin camber fueron altos y muy similares entre
sí, corroborando la presencia de un constituyente de gran dureza como la martensita, tal y como
se observó en su microestructura antes discutida.
Por otra parte los valores de las piezas con camber mostrados en la figura 5.16, señalan
que para la pieza con camber Nº 1, las microdurezas resultaron bajas y no están dentro del rango
de dureza de la martensita sino de otros constituyentes más suaves, mientras que los valores
correspondientes a la pieza con camber Nº 2 son más altos, y algunos casos están dentro del
rango de dureza de la martensita.
En fin, es posible concluir que los valores de microdureza reportados para cada caso son
compatibles con la microestructura observada.
5.3 Efecto de los parámetros de operación sobre la aparición del defecto “Camber”
A partir de los datos recopilados en forma continua durante los primeros 5 meses del año,
se elaboraron gráficos de barras que muestran información acerca de las piezas más afectadas por
el defecto de camber. Cabe destacar que al finalizar la jornada de trabajo diaria quedaba un
escrito con el número de piezas afectadas durante el día y su número de parte.
Para elaborar los mismos, se consideraron parámetros que suministraran información
importante tales como el espesor y la longitud del larguero. Adicionalmente se calculó el
porcentaje de piezas afectadas por mes.
A continuación se muestra la gráfica 5.17 correspondiente a los espesores más afectados,
la cual representa el porcentaje de piezas con camber de cada espesor sobre la producción total de
cada mes.
Espesores más afectados por camber
Porcentaje de camber
8
7
6
5
6,35 mm
4
8 mm
9,5 mm
3
11 mm
2
1
0
ENERO
FEBRERO
MARZO
ABRIL
MAYO
Meses
Figura 5.17: Gráfico de los espesores más afectados por camber entre enero y mayo de 2004
Del gráfico mostrado, no es posible obtener una información precisa acerca del espesor
que más se ve afectado por el defecto camber, debido a que los resultados obtenidos son muy
variables. Para los meses de febrero y mayo el espesor más afectado fue 8 mm. En el mes de
enero fue 9.5 mm, y para marzo y abril 11 mm. Estos resultados muestran una tendencia hacia los
espesores más gruesos. Sin embargo en el mes de enero, marzo y en el mes de mayo solo se
trabajaron 3 espesores; por lo que no es posible sacar una conclusión definitiva.
El espesor de las piezas tiene gran importancia en el tratamiento de temple. La capa
exterior del larguero que entra en contacto directo con el líquido, es la que primero se enfría. La
capa siguiente, ubicada más hacia el centro, se enfría mas lento porque el calor no se transmite
directamente al líquido, sino que atraviesa la capa superficial del acero. Probablemente esta sea la
razón por la cual se ven más afectadas las piezas con mayor espesor.
Adicionalmente, se puede añadir que si las piezas de mayor espesor no se calientan
lentamente corren el riesgo de no mantener la misma temperatura en el centro y la superficie [3].
Las figuras 5.18, 5.19, 5.20, 5.21 y 5.22 muestran los gráficos de las longitudes más
afectadas por “camber”:
Longitudes mas afectadas con camber en enero de 2004
4
Porcentaje de Camber
3,5
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0
253"
276"
409"
416"
455"
456"
Longitud en pulgadas
Figura 5.18: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en enero
Longitudes mas afectadas por camber en febrero de 2004
Porcentaje de Camber
4.5
4
3.5
3
2.5
2
1.5
1
0.5
0
301"
312"
341"
351"
360"
372"
416"
420"
455"
456"
481"
Longitud en pulgadas
Figura 5.19: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en febrero
Longitudes mas afectadas con camber en marzo de 2004
12
Porcentaje de camber
10
8
6
4
2
481"
459"
456"
455"
420"
416"
392"
390"
389"
380"
372"
353"
351"
339"
305"
301"
0
Longitud en pulgadas
Figura 5.20: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en marzo
Longitudes mas afectadas con camber en abril de 2004
7
Porcentaje de camber
6
5
4
3
2
1
0
218"
313"
317"
346"
351"
390"
416"
455"
456"
480"
Longitud en pulgadas
Figura 5.21: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en abril
Longitudes mas afectadas con camber en mayo de 2004
Porcentaje de Camber
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0
351'
356'
360'
371'
389'
390'
409'
455'
456'
Longitud en pulgadas
Figura 5.22: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en mayo
Estos gráficos representan el porcentaje de piezas con camber según la longitud del
larguero, sobre la producción total de cada mes.
De las longitudes se puede señalar que generalmente las piezas más defectuosas son las
más largas. Sin embargo también se ven afectadas piezas cortas pero en menor porcentaje. Esto
probablemente se deba a que las piezas más largas requieren de un mayor tiempo de ubicación en
la mesa de temple y por lo tanto están más propensas a perder calor, a presentar diferencias
considerables de temperaturas en toda su extensión y a sufrir cambios de fase antes el proceso de
enfriamiento.
Tal y como se señaló en la sección 1.2 de este trabajo, en la empresa DANA el tiempo de
permanencia de las piezas es el mismo para los cuatro espesores, por lo que no todos los
largueros se calientan igual. Además, el templado debe hacerse uniformemente a lo largo de toda
la pieza, por lo que una no-uniformidad en alguna zona, puede generar una distorsión en la
misma.
Por otra parte, se calculó el porcentaje mensual de piezas rechazadas, empleando la
ecuación 5 mostrada en el anexo 4, donde se consideró el número de piezas defectuosas y el
número total de piezas embaladas.
Los valores están representados en la figura 5.23.
Porcentaje mensual de piezas con camber
20
Porcentaje de camber
18
16
14
12
10
8
6
Enero
Febrero
Marzo
Abril
Mayo
Meses
Figura 5.23: Gráfica representativa del porcentaje mensual de piezas con “camber”
Se puede observar que a medida que transcurrían los meses del año el porcentaje de
“camber” iba aumentando. El mes que presentó menos rechazos fue enero y el que presentó más
rechazos fue marzo. Es importante señalar que los cambios realizados en la empresa comenzaron
a hacerse a partir de marzo. El 16 de marzo se aumentó la temperatura del horno de austenizado
de 870 ºC a 890 ºC, el 18 de abril se colocaron llaves de cierre rápido en la pared móvil de la
prensa de temple a fin de controlar que la salida de agua fuera uniforme, y el 25 de abril se
cambió el sensor de la bomba hidroneumática. Estos cambios implican que a partir de estas
fechas es necesario hacer un seguimiento continuo para evaluar la efectividad o no de los
cambios realizados.
Adicionalmente, se puede señalar que mensualmente varía la producción, tanto en
cantidad de piezas a trabajar como en características físicas del larguero. Esto es un punto
importante, ya que es probable que en un mes se trabajen piezas de las que no tienen tendencia a
salir defectuosas y esto implique una disminución del porcentaje de camber.
5.4 Estudio estadístico
El siguiente estudio estadístico se llevó a cabo mediante la recolección de datos de las
variables del proceso de austenizado y temple de las piezas, relacionando las mismas con el
defecto “Camber”. Para la selección de datos se hicieron diferentes pruebas a fin de seleccionar
los parámetros que pudieran arrojar resultados satisfactorios. Entre las pruebas estuvo
calcular el diámetro crítico ideal de las piezas, el cual se hizo mediante el programa Carterpillar;
medir con un cronómetro el tiempo que tardan las piezas desde que se asoman a la puerta del
horno de austenizado y se ubican en la prensa de temple; medir con un pirómetro la temperatura
del larguero en diferentes puntos. Los otros parámetros fueron tomados directamente del larguero
y del panel de control ubicado en el horno de austenizado.
Una vez obtenidos todo los valores, solo se seleccionaron los parámetros que presentaban
mucha diversidad entre sí.
Los parámetros considerados fueron: el tiempo de permanencia de las piezas en el horno
de austenizado, el cual es variable debido a las paradas no planificadas; la composición química
del material, la cual es diferente para cada colada (pero siempre dentro del rango establecido); la
temperatura del larguero en la cola justo antes de ser templado; la longitud del larguero, el
espesor de las piezas y la medición del defecto de camber.
La tabla elaborada fue de 25 piezas que presentaban el defecto. La misma se puede
observar en el anexo 5.
Estos datos fueron introducidos en el programa Minitab y todos los parámetros fueron
relacionados con la medición del camber.
Se obtuvieron los resultados mostrados en la tabla 5.5.
Correlación: Camber.Espesor.Tiempo dentro del horno.Temperatura en la cola.Longitud.C.Mn.Si.P.S.B.Ti
Tabla 5.5: Correlación entre las variables del proceso de austenizado y temple y el defecto “Camber”
Parámetros
Espesor
Tiempo horno
Temperatura
en la cola
Longitud
C
Mn
Si
P
S
B
Ti
Camber
0,292
0,157
0,041
0,844
-0,141
0,500
0,493
0,012
0,073
0,728
0,145
0,489
0,026
0,901
0,085
0,685
0,351
0,085
-0,406
0,044
-0,273
0,187
El primer número indica la correlación Pearson (desviación estándar)
El segundo número indica el valor de P (valor real de correlación)
Cuando P ≤ 0.05 => existe correlación.
Los resultados obtenidos indican que los factores más influyentes en la aparición del
defecto son la longitud del larguero y el contenido de Boro.
Como se ha señalado anteriormente, la longitud del larguero juega un papel importante en
el proceso de tratado de las piezas, ya que a mayor área, el material está más propenso a perder
calor y sufrir cambios de fase antes del proceso de enfriamiento.
Por otra parte, es importante señalar que la adición de elementos aleantes produce
marcados efectos sobre la templabilidad y las propiedades mecánicas del material. El elemento
Boro, en proporciones muy pequeñas (≤ 0.001%) produce un aumento lineal de la templabilidad,
con un efecto muy apreciable en los aceros hipoeutectoides. Al aumentar su contenido por
encima de 0.003% disminuye la templabilidad [4].
5.5 Simulación del proceso de enfriamiento
A partir de las características físicas y los parámetros de trabajo que presentó uno de los
largueros estudiados, se realizó un ejemplo preliminar de simulación del proceso de enfriamiento
a lo largo de toda la pieza desde el momento en que la misma sale del horno de austenizado, es
trasladada a la mesa de temple y alcanza la temperatura ambiente.
Esta simulación fue realizada mediante el programa CFXTM y se diseñó de tal manera de
enfriar el larguero en un tiempo determinado desde 870 ºC a temperatura ambiente. A partir de
allí
se
obtuvieron
los
siguientes
resultados:
Temperatura (ºC)
Variación de temperatura de una pieza en la salida del horno
1000
900
800
700
600
500
400
300
200
100
0
5 segundos
10 segundos
15 segundos
0
2
4
6
8
10
12
Posición Z (m)
Figura 5.24: Gráfica representativa de la variación de temperatura de un larguero en la salida del horno
La figura 5.24 muestra una gráfica representativa de la variación de temperatura a lo
largo del eje Z (sección longitudinal del larguero) para tres tiempos diferentes, 5, 10 y 15
segundos. Como se señaló anteriormente las piezas tardan un tiempo aproximado entre 19 a 23
segundos en salir del horno de austenizado y ubicarse en la mesa de temple. El rango de
temperatura fue evaluado solamente hasta transcurrir 15 segundos después de la salida de la pieza
del horno, para estudiar en esa interfase el enfriamiento al que está sometido el material. La línea
recta que se aprecia, representa la sección del larguero que no terminó de salir del horno y que
mantiene una temperatura constante.
Para los tres tiempos el perfil de temperatura fue similar, mostrándose en cada caso una
mayor longitud del larguero.
Por otra parte, la figura 5.25 muestra un perfil de una temperatura en el punto de salida de
la pieza del horno. En ella es posible observar mediante una degradación de colores, como ocurre
la transferencia de calor.
Es importante señalar que solo se muestra un lado del larguero, ya que la pieza es
simétrica, por lo tanto, el comportamiento en ambos lados es el mismo.
Figura 5.25: Gráfica representativa de la variación de temperatura de un larguero en la salida del horno
5.6 Elaboración del procedimiento a seguir ante la aparición del defecto camber
A partir de todos los resultados anteriormente señalados se sugirió:
- Aumentar la temperatura del horno de austenizado de 870ºC a 890ºC (temperatura
recomendada de acuerdo al contenido de carbono), a fin de compensar la rápida pérdida de calor
durante el tiempo de ubicación de la pieza en la prensa de temple; característica observada al
medir la temperatura de los largueros 1 segundo antes de iniciarse el enfriamiento. De esta
manera se puede asegurar que al momento de templar la pieza, la misma está por encima del
rango de temperatura ideal para obtener la microestructura deseada.
- Llevar un control del proceso de enfriamiento de las piezas. Para ello se colocaron llaves
que permitieran controlar la salida del agua y de esta manera asegurar la uniformidad en el
momento del temple.
Una vez implementados y evaluados estos cambios, se elaboró un manual de pasos a
seguir ante la aparición del defecto camber, el cual se muestra en el anexo 6. El uso de este
manual ha sido implementado en la empresa, para considerar de acuerdo a las características del
material a trabajar cuales son las más óptimas condiciones de trabajo y, de esta manera mejorar
la calidad del producto final y disminuir el porcentaje de rechazos internos.
6. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
•
Para garantizar una microestructura martensítica, es importante disminuir en lo posible el
tiempo de ubicación de las piezas en la mesa de temple de 23 a 15 segundos
aproximadamente, de lo contrario, es factible que ocurran otras transformaciones que generen
constituyentes microscópicos más suaves.
•
Diferencias de temperatura en una pieza, genera marcadas diferencias microestructurales que
implicaría, una desigual distribución de esfuerzos a lo largo de la pieza.
•
Es recomendable que se cumpla correctamente con las condiciones descritas en el esquema
de trabajo planteado para evitar la obtención de las características microestructurales no
deseadas y, en su defecto, la aparición del defecto “camber”.
•
Es importante que por lo menos una vez por semana se haga una revisión a la prensa de
temple, ya que la misma esta conformada por muchas piezas tales como mangueras,
arandelas, que requieren de un buen mantenimiento para asegurar un buen funcionamiento
del equipo, y por lo tanto, un enfriamiento uniforme a los largueros.
•
Es recomendable disminuir el tiempo de permanencia de las piezas dentro del horno de
austenizado considerando el espesor a trabajar, a fin de evitar el crecimiento del tamaño de
granos y la oxidación de las piezas.
•
Se debe llevar un control riguroso de la calidad del proceso a través de análisis de tipo
microestructural, profundidad de capa decarburizada, porcentaje de fases presentes y
comportamiento de propiedades mecánicas.
•
Es recomendable para trabajos futuros hacer simulaciones minuciosas del proceso de
austenizado y temple, que ayuden a predecir el comportamiento del material ante ciertas
condiciones de trabajo.
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
1. Gerencia de relaciones Institucionales de SIVENSA, S.A., “Valor Agregado Venezolano
para la Exportación”, 1.999.
2. Imagen tomada del “Control Supervisorio” de las computadoras ubicadas en la oficina de
Control de Planta.
3. Barreiro Apraiz, “Tratamientos térmicos de los aceros”, Editorial Dossat, Octava
Edición, España, 1985.
4. Avner, S., “Introducción a la Metalurgia Física”, Editorial Dossat, 8va. Edición, 1985.
Págs.
5. Torsten, E. “Heat treating of steel”, ASM Handbook, Volumen 4, Sweden.
6. Quintero O., “Ciencia de los materiales II”. USB. Caracas, Venezuela. 1998.
7. “Material Specification D-110”, Especificación DANA TS1002-1, Rev. A, Junio 1999.
8. Zakharov, B., “Heat treatment of Metals”, Peace Publishers, Moscú, 1 era edición, 1962.
9. N. Birks and W. Jackson, “Journal of The Iron and Steel Institute”, 1970. Pág. 81.
10. “Instrucciones a Seguir en la inspección del camber de largueros”. Instrucción IC-I2032,
DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2003.
11. Boyer E., “Quenching and Control of Distortion”, ASM International, Ohio, 1989.
12. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº1: Toma de
Muestra”, Instrucción IC-I296, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión
Noviembre de 2002.
13. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº2: Embutido o
Montaje en Bakelita”, Instrucción IC-I297, DANA Structural Solutions Venezuela,
Revisión Noviembre de 2002.
14. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº3: Desbaste
Grueso”, Instrucción IC-I298, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión
Noviembre de 2002.
15. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº4: Desbaste fino”,
Instrucción IC-I299,DANA Structural Solutions Venezuela,Revisión Noviembre de 2002.
16. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº5: Pulido”,
Instrucción IC-I300, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de
2002.
17. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº7: Ataque
químico”, Instrucción IC-I306, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión
Noviembre de 2002.
18. “Análisis de la Microestructura del Producto”, Instrucción IC-1311, DANA Structural
Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2002.
19. Rivas, A. L, “Residual stress relaxation and fatigue behavior of an induction hardened
microalloyed steel”, Mayo, 1998.
20. G. F. Vander Voort., “Atlas of time-temperature diagrams for irons and steels”, ASM
International, USA, 1991.
APENDICE O ANEXOS
1. Hoja de los datos de los procesos de austenizado y temple
2. Data cristalográfica usada para el cálculo de cambio de volumen
3. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.14
Tabla 5.6: Variación de la capa de decarburización en función del tiempo.
Tiempo
(min)
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
d (μm)
96
136
166
192
214
236
254
272
288
304
318
332
d/2 (μm)
48
68
83
96
107
118
127
136
144
152
159
166
4. Tabla de conversion de dureza Vickers a dureza Brinell
5. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.15
Tabla 5.7: Dureza Brinell de la pieza sin camber y de las piezas con camber
Pieza sin Camber (HB)
Cola
Medio
Punta
443
455
443
432
443
432
432
443
432
436
447
436
5
6
5
Promedio
Desv. estándar
Pieza con camber Nº 1 (HB) Pieza con camber Nº 2 (HB)
Cola
Medio
Punta
Cola
Medio
Punta
165
205
176
294
362
344
165
210
176
311
327
311
165
205
176
294
327
327
165
207
176
300
339
327
0
2
0
8
17
14
6. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.16
Tabla 5.8: Valores de microdureza de la pieza sin camber
Cola
Promedio
Desv. Estándar
Hv
516
501
513
510
6
Medio
HB
484
471
481
479
6
Punta
Hv
529
516
541
HB
497
484
509
Hv
513
538
521
HB
481
506
489
529
10
497
10
524
10
492
10
Tabla 5.9: Valores de microdureza de la pieza con camber Nº 2
Cola
Promedio
Desv. Estándar
Hv
429
448
270
382
80
Medio
HB
405
423
256
361
75
Hv
464
483
454
467
12
Punta
HB
437
454
429
440
10
Hv
441
429
363
411
34
HB
416
405
344
388
32
Tabla 5.10: Valores de microdureza de la pieza con camber Nº 1
Cola
Promedio
Desv. Estándar
Hv
224
287
302
271
29
HB
224
272
286
261
23
Medio
Hv
HB
258
246
376
357
390
369
341
324
51
48
Punta
Hv
312
240
251
267
27
HB
295
228
240
254
25
7. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.17
Tabla 5.11: Espesores más afectadas por camber en el mes de enero de 2004
Espesor
(mm)
6,35
8
9,5
11
Total
Piezas
c/camber
12
11
14
0
37
Producc. Total
Piezas
embaladas
86
229
90
0
405
37+405 = 442
%camber de Prod.
Total
2,71
2,49
3,17
0
8,37
Tabla 5.12: Espesores más afectadas por camber en el mes de febrero de 2004
Espesor
(mm)
6,35
8
9,5
11
Total
Piezas
Piezas
c/camber
embaladas
12
186
69
554
66
316
10
456
157
1512
Producc. Total 157+1512=1669
%camber de Prod.
Total
0,72
4,13
3,95
0,60
Tabla 5.13: Espesores más afectadas por camber en el mes de marzo de 2004
Espesor
(mm)
6,35
8
9,5
11
Total
Piezas
Piezas
c/camber
embaladas
0
0
20
697
204
1181
236
719
460
2597
Producc. Total 460+2597=3057
%camber de Prod.
Total
0
0,65
6,67
7,72
Tabla 5.14: Espesores más afectadas por camber en el mes de abril de 2004
Espesor
(mm)
6,35
8
9,5
11
Total
Piezas
Piezas
c/camber
embaladas
1
26
96
658
44
214
134
658
275
1556
Producc. Total 275+1556=1831
%camber de Prod.
Total
0,05
5,24
2,40
7,32
Tabla 5.15: Espesores más afectadas por camber en el mes de mayo de 2004
Espesor
(mm)
6,35
8
9,5
11
Total
Piezas
Piezas
c/camber
embaladas
0
0
43
582
25
98
62
270
130
950
Producc. Total 130+950=1080
%camber de Prod.
Total
0,00
3,98
2,31
5,74
8. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.18,
5.19, 5.20, 5.21 y 5.22.
Tabla 5.16: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de enero de 2004
Longitud en pulgadas
301"
312"
341"
351"
360"
372"
416"
420"
455"
456"
481"
Piezas c/camber
1
2
1
2
13
1
6
1
67
60
3
Piezas embaladas
48
116
30
72
150
48
28
76
476
456
12
Tabla 5.17: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de febrero de 2004
Longitud en pulgadas
301"
312"
341"
351"
360"
372"
416"
420"
455"
456"
481"
Piezas c/camber
1
2
1
2
13
1
6
1
67
60
3
Piezas embaladas
48
116
30
72
150
48
28
76
476
456
12
Tabla 5.18: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de marzo de 2004
Longitud en pulgadas
301"
305"
339"
351"
353"
372"
380"
389"
390"
392"
416"
420"
455"
456"
459"
481"
Piezas c/camber
3
5
5
41
1
20
6
7
15
1
1
7
340
2
4
2
Piezas embaladas
104
14
206
120
26
51
44
136
498
32
12
102
1064
21
164
2
Tabla 5.19: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de abril de 2004
Longitud en pulgadas
218"
313"
317"
346"
351"
390"
416"
455"
456"
480"
Piezas c/camber
5
15
3
30
3
29
20
109
58
3
Piezas embaladas
20
188
32
282
102
190
122
436
156
28
Tabla 5.20: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de mayo de 2004
Longitud en pulgadas
351'
356'
360'
371'
389'
390'
409'
455'
456'
Piezas c/camber
21
2
7
30
3
2
24
29
2
Piezas embaladas
40
8
72
328
42
86
170
180
24
9. Ejemplo de cálculo del porcentaje mensual de piezas rechazadas por “Camber”
% = Piezas con Camber de cada espesor x 100
Piezas embaladas de cada espesor
Ecuación 5
10. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.23
Tabla 5.21: Porcentaje mensual de piezas con “camber”
Mes
Enero
Febrero
Marzo
Abril
Mayo
Porcentaje de Camber (%)
9,14
10,47
17,71
17,67
12,60
11. Tabla empleada para el estudio estadístico
12. Procedimiento a seguir ante la aparición del defecto "Camber"
Fecha de elaboración: 20-05-04
C.A. DANAVEN
AV. IRIBARREN BORGES ZONA
INDUSTRIAL SUR VALENCIA VENEZUELA DIV. STRUCTURAL
SOLUTIONS-Heavy TELEFONOS:
(0241)839.65.33 LAB:(0241)839.61.88
INGENIERIA DE CALIDAD
Fecha de revisión: 25-05-04
PROHIBIDA LA REPRODUCCION PARCIAL O TOTAL DE ESTE REPORTE SIN
LA AUTORIZACION DEL LABORATORIO
PROCEDIMIENTO A SEGUIR ANTE LA APARICION DEL DEFECTO CAMBER
En el caso de que las piezas salgan con Camber después del proceso de temple, se debe:
1-. Verificar que la temperatura del horno sea 870 ºC para piezas de ¼” de espesor y 890 ºC para piezas de 5/16", 3/8" y 7/16"
de espesor. Sin embargo se debe hacer una excepción trabajando la serie 8600 de espesor 5/16" a 870 ºC. La temperatura de
trabajo debe ser la misma en las seis zonas.
2-. Verificar con ayuda del pirómetro que la temperatura del larguero en la puerta de la salida del horno, coincida con la
temperatura del horno, es decir, si la temperatura del horno es de 870 ºC, la temperatura de la pieza debe estar entre 860 y
870 ºC. Si la temperatura del horno es de 890 ºC, la temperatura de la pieza a la salida debe ser entre 880 y 890 ºC.
3-. Asegurarse que 1 segundo antes de templar la pieza, la temperatura en su parte trasera sea igual o superior a 840 ºC
(temperatura de austenización del acero), con el fin de obtener la microestructura exigida por el cliente, que es 95 %
Martensita y 5 % ferrita.
a) Si la temperatura se encuentra igual o superior a 840 ºC, continuar con el paso 4.
b) Si la temperatura está por debajo de 840 ºC, se debe:
-Si se está trabajando a 870 ºC, se debe aumentar la temperatura a 880 ºC.
-Si se está trabajando a 890 ºC, se debe aumentar la temperatura a 900 ºC.
4-. Se tienen 20 llaves de cierre rápido ubicadas en la pared fija de la prensa de temple. Si se desea controlar la salida de
agua abriendo o cerrando estas llaves, se deben abrir o cerrar todas por igual. Asi, se puede asegurar que sale la misma
cantidad de agua en cada llave.
5-. La presión hidroneumática debe estar entre a 31 ó 32 psi, y el operador debe asegurarse que este valor se mantenga
constante.
6-. Observar si hay fugas en el sistema hidráulico, es decir, verificar si hay mangueras de agua rotas o sueltas. Es importante
señalar que hay mangueras ubicadas en la parte de abajo de la prensa de temple que no se pueden ver. Una manera de
verificar si una de estas mangueras esta rota, es observando el área del larguero donde se produce el camber y, mover la
pieza hacia adelante o hacia atrás según sea conveniente.
7-. La máxima temperatura que debe tener el agua es 30 ºC.
8-. Una vez chequeadas estas condiciones de trabajo, si continúan saliendo piezas con Camber, se debe mover las llaves
considerando de la siguiente manera:
-Si la piezas salen torcidas hacia la derecha (vista desde el puesto del operador), se deben cerrar las llaves pero no
totalmente, es decir, se deben girar en sentido de cierre.
-Si las piezas salen torcidas hacia la izquierda (vista desde el puesto del operador), se deben abrir las llaves.
En el caso de que las piezas salgan con Camber después del proceso de revenido:
1-. Se debe además verificar con ayuda del pirómetro si hay diferencias de temperatura de 30 ºC entre la parte delantera,
central y trasera del larguero. De ser así, es probable que haya diferencias de flujo de aire de los ventiladores ó diferencias de
temperatura entre las distintas zonas del horno de revenido. En caso de que este ocurriendo una situación similar, se debe
informar al supervisor de turno la situación para que se tomen las medidas respectivas.
NOTA IMPORTANTE: Variar la temperatura del horno de austenizado solo debe ser considerados una vez revisado que se
cumplan todos los parámetros antes mencionados y continuen saliendo piezas con camber y, solo pueden modificarse bajo la
autorización de los Coordinadores de Calidad y Proceso.
Elaborado por: Yesica Gonzalez.
Revisado por: Wilmer Vivas.
13. Flujograma de los procesos de la empresa DANA Structural Solutions
Flujograma de Procesos
de Largueros y Refuerzos Tratados
Numero de
Operacion
Fuentes de
Variacion
Diagrama de Flujo
del Proceso
Fecha Elab.: 07/10/02
Fecha Rev: 30/11/03
Caracteristicas
del Producto
Parametros
del Proceso
Almacenaje de Laminas
Para Proceso de Formado
(sideloader)
Altura de Pestaña M03
Angularidad M02
Láminas F/E
Proceso de Formado
Ancho de Alma M01
35 a
Barras Guias, Pines
Velocidad del Conveyor
Pos. Aguj. Manuf M04
Posicion de Slots m38
Bow m33
Inspeccion de Formado
Camber m06
1
(Según Plan de Control)
Rectitud de Pestaña
Defectos Visuales m57
OK?
NO
R
S
SI
35 b
Descarga de lamina Formada
Almacenaje de lamina de Formado
(Manual)
(Montacarga)
Para area de material en proceso
Almacenaje de lamina en proceso
(Montacarga)
Para area de Austenizado o
Para Planta SSVL
Almacenaje de laminas en la
entrada de Austenizado
Carga de lamina a conveyor de
35 c
entrada de Austenizado
1
Revisado Por: Rosa Prieto
Fecha: 30/11/03
Elaborado Por: I. Salazar, L. Perez
Fecha: 30/11/03
Operación e Inspección
Transporte
Operación
Aprobado Por: Gustavo Mejías
Fecha: 30/11/03
Inspección
Almacenaje
13. Flujograma de los procesos de la empresa DANA Structural Solutions
Numero de
Operacion
Fuentes de
Variacion
Diagrama de Flujo
del Proceso
Caracteristicas
del Producto
Parametros
del Proceso
1
Austenizado
36 a
Variaciones de
SUAVE
Temperatura 840 - 900
Temperatura
Temple en Agua en Inspeccion
Descalibración de
(Según plan de Control)
las paredes
Ancho de Alma M01
36 b
Angularidad M02
Fallas del Sistema
Temperatura del
Agua: Max 40°C
Presión del Agua:Min 18Psi
Hidráulico
Presión Sist. Hidráulico:
OK?
1200 Psi.
NO
R
S
SI
Revenido
Variaciones de
DURA
36 c
Temperatura
Temperatura
440-600°C
Inspeccion de
Dureza (Según
Descalibración del
plan de control)
Durómetro
Dureza M60
2
Calibracion del
Durómetro
OK?
NO
SI
Shot Peening
Mezcla de
Granalla F/E
Cobertura Peening m70
37a
Intensidad de Peening
Microestructura m62
Inspeccion de
Microestructura
Descarburización m63
Resistencia a la Fluencia
m64
(Según Plan de
Resistencia a la tracción m65
Control)
Elongación m66
3
OK?
NO
Rev. el proceso
SI
Granallado
37 b
(Shot Blasting)
Inspeccion visual
Perfil de Anclaje M23
4
2
Elaborado Por: I. Salazar, L. Perez
Fecha: 30/11/03
Operación e Inspección
Revisado Por: Rosa Prieto
Fecha: 30/11/03
Transporte
Operación
Aprobado Por: Gustavo Mejías
Fecha: 30/11/03
Inspección
Almacenaje
13. Flujograma de los procesos de la empresa DANA Structural Solutions
Numero de
Operacion
Fuentes de
Variacion
Diagrama de Flujo
del Proceso
Caracteristicas
del Producto
Parametros
del Proceso
2
OK?
NO
Detener y Hacer
correciones
SI
37 c
Lavado Y Secado
Concentración de Solución.
Temperatura de Solución
5
Inspeccion Visual
OK?
NO
R
SI
37 d
Calentamiento
Temperatura del Horno
(De 250-300 °C) M22
37 e
Pintado
Presión de las
pistolas
Inspeccion (Según
Dureza M60, Espesor m01,
6
Plan de Control)
Adherencia M16
Camara salina m71
NO
OK?
R
SI
Embalaje e
Inspeccion Final
Entrenamiento
(Según plan de
del Operador
37 f
Ancho de Alma M01
Control)
Longitud M09
OK?
Posición de Slots m38
NO
R
S
Espesor m01
Bow m33
SI
Camber m06
(Montacarga)
Para Almacen de
Producto Terminado
Número de Parte m11
Nivel de Ing. m11
Defectos Superficiales m57
Almacenaje de
Producto Terminado
37 g
Despacho
Elaborado Por: I. Salazar, L. Perez
Fecha: 30/11/03
Operación e Inspección
Transporte
Revisado Por: Rosa Prieto
Fecha: 30/11/03
Aprobado Por: Gustavo Mejías
Fecha: 30/11/03
Operación
Inspección
Almacenaje
R Retrabajo
S Scrap