TRATAMIENTO DE LOS METALES UNIDAD 1:TRATAMIENTOS TÉRMICOS DE LOS ACEROS 1. INTRODUCCIÓN Los tratamientos térmicos son un conjunto de calentamientos y enfriamientos controlados de un material, con el objeto de modificar alguna o algunas de sus propiedades . En el acero, la mayoría de los tratamientos térmicos supone un calentamiento hasta temperatura austenítica, seguido de una mantención a dicha temperatura, de manera de lograr una estructura de 100% austenita homogénea y posteriormente de un enfriamiento a la velocidad adecuada para obtener las propiedades pr opiedades que se desea. Los tratamientos térmicos traen aparejado una modificación en la estructura granular (o microestructura) del acero y un cambio en las propiedades mecánicas principalmente. Existen varios tipos de tratamientos térmicos, a saber: • Aquellos en que sólo hay modificación de estructura (y propiedades) • Aquellos en que además hay cambio de composición. Para diferenciarlos de los anteriores, se les denomina “tratamientos “tratam ientos termoquímicos” • Aquellos en que durante el cambio estructural se le hace deformación plástica al acero. Así se logra una suma entre el efecto de la modificación estructural y la “acritud” que produce la deformación plástica. A este tipo de tratamientos trat amientos se les denomina “termomecánicos” La modificación modificación en propiedades, puede corresponder a: - Un endurecimiento del acero (temple; austemperado; normalizado) - Un ablandamiento ablandamiento del acero acero (recocido (recocido de regeneración; recocido recocido de alivio de tensiones; recocido de globulización; revenido) - Un aumento de la tenacidad del del acero (temple – revenido; austemperado) - Un aumento de la dureza superficial, manteniendo o aumentando la tenacidad en el resto del volumen (tratamientos termoquímicos de cementación, seguida de temple; cianuración seguida de temple; nitruración; boración) - Un incremento de la resistencia resistencia a la fatiga fatiga (Temple – revenido; austemperado; cementación – temple; nitruración) - Un incremento de la resistencia a la corrosión (nitruración; (nitrur ación; calorizado; cromatizado) Los aceros responden excepcionalmente bien a los tratamientos térmicos, debido a que el hierro presenta cambios alotrópicos. De estos, el más importante ocurre entre 910 y 729ºC, para los aceros hipoeutectoides (de menos de 0.8% de carbono) y entre ∼ 1100 y 729ºC, para los aceros hipereutectoides. Este cambio alotrípico corresponde al cambio de estructura FCC, que tiene a temperaturas altas, a una estructura BCC, a temperaturas menores. A esto se agrega una reacción del tipo eutectoide, que ocurre alrededor de los 729ºC (dependiendo de la cantidad can tidad de aleantes y de la velocidad velocidad de enfriamiento enfriamien to del acero)
Ciclos térmicos Cualquier tratamiento térmico puede representarse en coordenadas Temperatura – tiempo, como se muestra en la figura 1. 2 Figura 1 ) T ( a r u t a r e p m e T
1
3 m1
m3
1: Calentamiento 2: Manutención a T = cte. cte. 3: Enfriamiento m1: Velocidad de calentamiento m2: Velocidad de enfrriamiento
tiempo (t) NOTA: m1 y m3 pueden ser variables y las etapas 1 y 3, pueden ser divididas en etapas, como se muestra en las figura 2
T
T
tiempo
tiempo
Figura 2. (a) Calentamiento escalonado; enfriamiento natural. natural . (b) Calentamiento rápido; enfriamiento escalonado También se puede representar la combinación de dos o más tratamientos, como se muestra en la figura 3. T Temperatura de austenización
temple
revenido
tiempo
Figura 3 Ciclo temple - revenido
Líneas de temperatura crítica en el diagrama hierro – carburo de hierro. Si se amplía la zona del diagrama Fe – Fe3C, correspondiente a los aceros, en el rango de temperaturas entre 600 y 1100 ºC, tal como se muestra en la figura 4, se puede identificar las líneas como se indica:
Am
Ac3
Acm
Ac1
A3
Arm Ac3 1
A1
A3 1
Ar3 1 Ar3
(a)
(b) Figura 4 Líneas de temperatura critica
Ar1 (c)
T
T
tiempo
tiempo
Figura 2. (a) Calentamiento escalonado; enfriamiento natural. natural . (b) Calentamiento rápido; enfriamiento escalonado También se puede representar la combinación de dos o más tratamientos, como se muestra en la figura 3. T Temperatura de austenización
temple
revenido
tiempo
Figura 3 Ciclo temple - revenido
Líneas de temperatura crítica en el diagrama hierro – carburo de hierro. Si se amplía la zona del diagrama Fe – Fe3C, correspondiente a los aceros, en el rango de temperaturas entre 600 y 1100 ºC, tal como se muestra en la figura 4, se puede identificar las líneas como se indica:
Am
Ac3
Acm
Ac1
A3
Arm Ac3 1
A1
A3 1
Ar3 1 Ar3
(a)
(b) Figura 4 Líneas de temperatura critica
Ar1 (c)
En la figura 4.a se representa la zona del diagrama Fe – Fe 3C en que se considera las líneas críticas. Estas se muestran en la figura 4.b. A 3 indica la línea que separa la zona monofásica γ de la bifásica α + γ . A1 es la línea que separa separ a la zona bifásica α + γ de la zona α + Fe3C. Am es la línea que separa la zona monofásica γ de la bifásica γ + Fe3C. Y por último, A 3,1 representa la línea que separa las zona bifásica γ + Fe 3C de la zona α + Fe3C. La figura 4.c muestra como estas líneas se desplazan hacia arriba en el calentamiento y hacia abajo en el enfriamiento. En estos caso al subindice que identifica la línea, se le antepone la letra “c” en el caso de calentamiento y “r” en el caso de enfriamiento. Estas letras provienen de las palabras francesas chauffage (calentamiento) y refroidissement refroidissement (enfriamiento). Para austenizar austeniz ar un acero, es decir, decir, para calentarlo calentar lo hasta la zona γ , es necesario superar la temperatura correspondiente a la línea Ac3 en los aceros hipoeutectoides, por ejemplo. La posición de las líneas críticas no sólo se ve afectada por la velocidad de calentamiento o de enfriamiento, sino también por la cantidad de elementos aleantes que tenga el acero. El cromo; el tunsteno; el silicio y el molibdeno molibdeno desplazan hacia arriba a rriba las líneas lín eas criticas, mientras que el níquel n íquel y el manganeso las bajan. Ejemplo: Suponiendo que las líneas críticas se desplazan unos 20 ºC hacia arriba, en un calentamiento normal, se austeniza los aceros hipoeutectoides hasta unos 25 ºC por encima de A3, para templarlos. Haciendo esta consideración, determinar la temperatura de austenización de un acero AISI 1060, para luego ser templado. Solución: (Ver figura 5)
Suponiendo que la línea A3 se aproxima a una recta, se tiene dos triángulos triángul os semejantes y se se puede plantear:
910 ºC
x
0.8 − 0.6 x = 0.2 ⋅
x →
=
181 0.8
910 − 729 0.8 − 0 →
x = 45.25 ºC
T teórica teórica = 729 ºC + x = 774.25 ºC
La temperatura de austenización es:
729 ºC
T aus aus = T teórica teórica + 25 ºC = 799.25 ºC
0%C
0.6 %C
∼
800 ºC
0.8 %C
Curvas de enfriamiento en diagramas TTT Aunque los diagramas TTT se han construido para transformaciones isotérmicas, a menudo se superpone curvas de enfriamiento continuo, para inferir la transformación que se obtendrá y así asociar ese enfriamiento con u tratamiento térmico convencional. Esto se muestra en la figura 6. T
Ciclo térmico
Taus
1
Curvas de enfriamiento
1
A
TC
recocido perlita
A*
temple
martensita
tiempo log t Figura 6 (a) Ciclo térmico para un recocido de regeneración y para un temple, (b) Superposición de la etapa de enfriamiento, en ambos tratamientos, a un diagrama TTT
Las curvas de enfriamiento mostradas en la derecha, son de velocidad constante, aunque no lo parecen, debido a que la escala de las abscisas es logarítmica (log t ). ). Para dibujar estas curvas se usa la expresión: T = T aus − ve ⋅ t , en que ve es la velocidad de enfriamiento. Se usa un valor constante o promedio de la velocidad de enfriamiento para simplificar. Es claro que la curva de enfriamiento a alta velocidad produce martensita y corresponde a un temple y la curva de d e baja velocidad velocidad produce perlita gruesa, es decir, es un recocido de regeneración. Diagramas TTT (explicación adicional) Austenita estable Austenita Inestable a r u t a r e p m e T
Ac1
transformación de
Perlita gruesa
Zona
A+F+C
Perlita fina Bainita superior
Austenita Inestable
Productos finales α + Fe3C
Bainita inferior
Austenita inestable + martensita tiempo (escala logarítmic l ogarítmica) a)
Figura 7. Diagrama TTT de un acero eutectoide. (0.8 %C) (no hecho a escala) Este diagrama nos da la siguiente información: • • •
A medida que se baja baja la temperatura ( en le rango 722ºC a 550ºC) la transformación (a Ferrita + Cementita) se hace cada vez mas rápida En el rango 550ºC a 215 ºC, sucede lo inverso, es decir la reacción se hace mas lenta según desciende la temperatura. A 215ºC se inicia la transformación martensítica.
Lo anterior puede explicarse así: Existen dos fuerzas que gobiernan la transformación austenítica. La primera es la tendencia de cualquier sistema termodinámico a llegar a un punto de equilibrio, si está en un estado de no equilibrio. La segunda fuerza se opone a la transformación. Esta fuerza es la dificultad de los átomos para moverse (difundir) en el estado sólido. Ambas Ambas fuerzas crecen crecen con la disminución de temperatura, pero la segunda crece mas rápidamente, de modo que desde 550ºC hacia abajo empieza a tener preponderancia y a retardar la reacción. •
La zona de la derecha del diagrama diagra ma TTT esta formada como ya sabemos por ferrita y cementita. Esta zona se puede dividir en cuatro sub-zonas según como estén distribuidas la ferrita y la cementita. (ver figura 8)
•
Desde MS hacia abajo empieza a aparecer la fase martensita MS, M50, M90, Mf son líneas rectas horizontales, pues como ya dijimos, estas son temperaturas in variantes (no dependen de la velocidad de enfriamiento).
729ºC
Ac1
A*
Perlita de grano gru eso
A+F+C
32
Perlita de grano fino
38 40 41
Bainita superior (arborescente)
a r u t a r e p m e T
215ºC
11
A*
43
Bainita inferior (acicular)
50 55 57
50% transformación
Ms
) C l l e w k c o R ( a z e r u D
M50 M90 1
10
tiempo (seg)
10 4
Figura 8. Diagrama TTT de un Acero eutectoide. (Detallado) Hasta el momento hemos trabajado con el diagrama TTT de un acero eutectoide, por la facilidad de análisis. Veamos como es dicho diagrama para otros aceros. Sabemos que al enfriar aceros hipoeutectoides, antes de la reacción eutectoide se forma proeutectoide, pues bien, en un diagrama TTT debe aparecer la zona en que se genere esta ferrita proeutectoide. Esto se muestra en la figura 9.a. El diagrama TTT de aceros hipereutectoides se muestra en la figura 9.b. Nótese que este diagrama existe una zona en que hay equilibrio entre austenita inestable y cementita proeutectoide antes de la zona de transformación isotérmica de la austenita en los productos finales (F + C). Austenita ) A* C º ( a A*F+C r u t a r e p m e T
Austenita
Ac3
A+F
Ac1
F+C
A* + M
Acm
A+C ) C º ( a r u t a r e p m e T
A*
Ac3,1
A*F+C F+C
A* + M log t
log t
Figura 9. Diagramas TTT. a) Acero Hipoeutectoide. b) Hipereutectoide. Conviene hacer notar desde ya que la posición de la “nariz” de un diagrama TTT, que es quien determina la velocidad critica de temple, estará tanto mas alejada hacia la derecha, cuanto mayor sea el contenido de carbono del acero. Por otra parte la presencia de elementos de aleación, también desplaza hacia la derecha la nariz del diagrama y además modifica su forma. El efecto combinado se advierte en la figura 10.
Diagramas de transformación continua de la austenita: diagramas tc o cct . En la mayoría de los tratamientos térmicos el enfriamiento es continuo, de manera que las tran sformaciones se hacen durante un descenso de la temperatura. Esto hace que no se puede explicar tales transformaciones con los diagramas TTT. Para explicar lo que realmente sucede en un enfriamiento continuo, se han desarrollado
una serie de diagramas ( cada uno de ellos valido para un acero en particular), a los que se denomina genéricamente Diagramas TC o diagramas CCT, es decir, diagramas de enfriamiento continuo. La figura 11 muestra el diagrama CCT, ce un acero eutectoide. A1
a r u t a r e p m e T
a r u t Fin de la a r e transformación p m e T
150 ºC/seg
23 ºC/seg 100% Martensita
Figura 10
100% Perlita Tiempo (escala logarítmica)
log t
Figura 11
El uso de estos diagramas es bastante sencillo, pues basta trazar sobre el una curva de enfriamiento continuo, para determinar la estructura que se obtiene a temperatura ambiente. En el diagrama anterior se han trazado varios curvas de enfriamiento, las que nos dan tres rangos de velocidad de enfriamiento: • • •
Para enfriamiento a velocidades mayores que 150 ºC/seg, se obtiene una estructura 100 % martensítica. Para velocidades de enfriamiento inferiores a 32 ºC/seg, se obtiene una estructura 100% perlítica. Para velocidades de enfriamiento que están entre las ya señaladas, se obtiene una mezcla de martensita y perlita nodular.
Nótese que en un acero eutectoide es imposible obtener bainita, enfriamiento continuo a velocidad constante. El uso de los diagramas TC es sencillo, pero su construcción es muy complicada, por esta razón no se dispone de ellos para todos los aceros. Para obviar esta dificultad, se superponen curvas de enfriamiento continuo a diagramas TI, a pesar de que ello constituye un error conceptual. Veremos ahora la relación que existe entre u diagrama TC y un diagrama TTT del mismo acero, superponiendo ambos diagramas solo para tranquilizar nuestra conciencia, al demostrar que el error que se comete al emplear diagramas TTT en un enfriamiento continuo no es tan grande.
A R U T A R E P M E T
DIAGRAMA TTT DIAGRAMA CCT
log t
Figura 12. Superposición de Diagramas.
Del análisis de la figura anterior, podemos concluir que las líneas de comienzo y fin de la transformación austenítica están ligeramente desplazadas hacia abajo y hacia la derecha en el diagrama TC respecto al diagrama TTT. Esto indica que en enfriamiento continuo, las transformaciones se hacen a menor temperatura y en mayor tiempo que a temperatura constante. Por esta razón el error que se comete al emplear diagramas TTT, para interpretar un enfriamiento continuo es casi favorable al experimentador, pues se comete errores por exceso de calculo de las velocidades de enfriamiento. Para terminar con los diagramas de transformación de la austenita, superpondremos curvas de enfriamiento continuo al diagrama TTT de un acero eutectoide y revisaremos las estructuras obtenidas. Esto se hace en la figura 13.
a r u t a r e p m e T
PERLITA MEDIA PERLITA FINA
PERLITA GRUESA
V.C.T.
PERLITA + MARTENSITA 100 % MARTENSITA
log t Figura 13. Curvas de enfriamiento en un diagrama TTT. Nota: VCT es velocidad crítica de temple
RECOCIDO Los recocidos tienen por objeto, entre otros, ablandar los aceros para mejorar su “maquinabilidad”; regenerar su microestructura y aliviar tensiones. Los tipos de recocido más comunes son: 1) Recocido de regeneración 2) Recocido subcrítico o de alivio de tensiones 3) Recocido de proceso 4) Recocido de globulización. En la figura 14, se muestran los ciclos térmicos de estos tratamientos.
A3 ó A3,1
T 4’
1
4
Figura 14 Ciclo térmico para diversos tripos de recocido de aceros
3 2
tiempo
Recocido de regeneración: Se austeniza entre 20 y 30ºC sobre A3, en los aceros hipoeutectoides o A3,1 en los hipereutectoides. Después se hace enfriamiento lento, a men udo dentro del mismo horno en que se calentó. Su objeto es regenerar la estructura del acero y ablandarlo. Recocido de alivio de tensiones : Se calienta el acero hasta temperaturas comprendidas entre 550 y 650 ºC y después se enfría normalmente. Tiene por objeto eliminar las tensiones residuales provocadas por deformación en frío. Recocido de proceso: Es muy parecido al recocido anterior, pero nel calentamiento se hace hasta temperaturas entre 650 y 700 ºC, aproximadamente. Su objeto es tambien eliminar las tensiones residuales provocadas por una deformación plástica previa, pero se asegura una recristalización total que ablande al máximo el acero, de modo que quede en condiciones de continuar siendo deformado Este tratamiento se hace en los casos en que se requiera altas deformaciones, evitando la posibilidad de fracturas, como en el caso de la trefilación y el trabajo de lámina. Recocido de globulización. Se puede hacer de dos maneras, la primera calentando y manteniendo el acero por largo tiempo a una temperatura inmediatamente inferior a A3,1 ó A1, o bien dando un ciclo de calentamientos y enfriamientos alternados alrededor de estas líneas. Con este trata miento se consigue una estructura de glóbulos de cementita en una matriz ferrítica. Este tratamiento es especialmente aplicable a los aceros hipeeutectoides, para eliminar la red de cementita que rodea islas de perlita en los aceros con recocido de regeneración. Así se aumenta la maquinabilidad de esos aceros. También se aplica a los aceros de alta aleación, con el mismo objeto, como condición comercial. Comercialmente se denomina a este tratamiento “recocido blando”. Recocido isotérmico: Se calienta el acero hasta temperaturas similares a las del recocido de regeneración, se mantiene a esa temperatura para homogenizar la austenita y luego es enfría violentamente a una temperatura un poco menor a la crítica para mantenerlo a esta hasta lograr una transformación isotérmica de la austenita en perlita + ferrita o perlita + cementita, según sea el acero. El objeto de este tratamiento es obtener perlita de grosor uniforme. En las figura 15.a y 15.b se muestran un ciclo térmico y la curva de enfriamiento correspondiente a este tra tamiento. T
T
tiempo
tiempo (a)
(b) Figura 15
R.R. R.G. R.P. R.A.T (c)
(a) Ciclo térmico del recocido de globulización. (b) Curva de enfriamiento correspondiente al mismo tratamiento. (c) Zonas de calentamiento para diversos tipos de recocido
NORMALIZADO Para hacer un normalizado se calienta el acero hasta unos 50 ºC por encima de A 3 ó por encima de A3,1 , según si el acero es hipo o hipereutectoide, seguido de una mantención a esa temperatura para homogenizar la austenita y de un enfriamiento posterior en “aire tranquilo”. En el caso de aceros muy aleados, se requiere enfriamiento a una velocidad menor, pues un enfriamiento al aire puede producir una parcial o total transformación martensítica. Su objeto es afinar y homogenizar el grano del acero, por lo que es un tratamiento imprescindible antes del temple de aceros de herramientas. Los aceros de baja aleación se normalizan en forma natural después de su conformado en caliente, de allí el nombre de este proceso. En la figura 16.a se muestra una comparación entre las zonas de calentamiento del normalizado y del recocido de regeneración y el la figura 16.b se muestra una comparación entre los ciclos térmicos del recocido de regeneración; del normalizado y del temple. T T
N
Rec. de regeneración
R.R.
Normalizado Temple
%C
tiem o (a)
(b)
En la figura 17.a se muestra una comparación cualitativa entre la perlita obtenida por recocido y por normalizado y en la figura 17.b se muestra una microfotografía de ambas.
Recocido
Normalizado
(a) Figura 17. Comparación entre el grosor de la perlita en recocido de regeneración y en normalizado (b)
En la tabla 1 se muestra una comparación cualitativa entre las propiedades obtenidas con un recocido de regeneración y con un normalizado.
Propiedades Dureza Resistencia mecánica Ductilidad Tenacidad Resistencia a la fatiga Tamaño de grano Grosor de la perlita
Normalizado Mayor Mayor Menor Mayor Mayor Menor Menor
Recocido de regeneración Menor Menor Mayor Menor Menor Mayor Mayor
Tabla 1 Comparación cualitativa entre las propiedades obtenidas con el normalizado el recocido de re eneración
TEMPLE El temple consiste en calentar y homogenizar la austenita de un acero en la misma forma que se hace en un recocido de regeneración y a continuación darle un enfriamiento rapido, de manera de lograr la transformación martensítica. Esto se mostró en las figuras 6 y 13. Su objeto es endurecer y aumentar la resistencia mecánica de los aceros. Este endurecimiento se logra como muestra el esquema mostrado en la figura 18.
Austenita Estructura: Propiedades:
enfriamiento rápido
FCC
Martensita BCT
Frágil, dura y con altas tensiones residuales
Tenaz y dúctil Figura 18 Esquema de la transformación martensítica
Condiciones de un temple Se considera un buen temple, aquel que conduce a una transformación martensítica lo más cercana al 100%, pero se considera aceptable, según los requerimientos de la pieza templada o las dificultades del proceso de temple, una transformación superior al 50%. No se logra un 100% de transformación si: - No se supera la velocidad crítica de temple - Queda austenita retenida (sin transformar), debido a que en el enfriamiento no se alcanza la temperatura de finalización de la transformación martensítica (Mf ). Esto ocurre en los aceros muy aleados y de alto carbono. En la figura 19 se muestra gráficamente porqué no se logra 100% de transformación martensítica y la relación entre el comienzo de dicha transformación con el contenido de carbono del acero. T
400 ºC
Ms 0ºC Mf
temperatura ambiente
100 ºC
log t
0.8%C
1.4%C
Figura 19 (a) Transformación martensitica parcial. (b) Relación entre Ms y %C en aceros al carbono
Práctica del temple Como se muestra en el ciclo térmico del temple, existen tres etapas: calentamiento para austenizar; mantención a temperatura elevada para homogenizar la austenita y enfriamiento rápido. De las tres etapas, la más importante es la última, pues allí ocurre la transformación martensítica, pero las dos primeras etapas no dejan de tener importancia. 2
T
temperatura crítica
1: Calentamiento
1
Austenización
2: Mantención
3
3: Enfriamiento
tiempo
Figura 20 Ciclo térmico del temple
Calentamiento Existen cuatro posibilidades para calentar una pieza de acero. Ellas se muestran en la figura 21. T
T
TH TS
TH
Superficie (s)
TC TS
TC x
∆T
centro ( c )
∆T
tiempo (a) Horno a la temperatura de austenización T
tiempo (b) Horno a temperatura superior a la de austenización T
TH
TS
Significado de las siglas
TS ∆T
TC ∆T
tiempo (c) Horno frío
TH: Temperatura del horno TS: Temperatura de la superficie de la pieza TC: Temperatura en el centro ∆T: Diferencia de temperatura entre la superficie y el centro de la pieza
TH
TC
pieza modelo
tiempo (d) Horno a temperatura intermedia
Figura 21 Posibilidades de calentamiento y cambio de temperatura en las piezas, en el tiempo
Las alternativas (a) y (d) son las más usadas en la industria, por haber un compromiso entre una diferencia de temperatura (∆T) baja entre el centro y la superficie de la pieza, lo que reduce las posibilidades de distorsión en el calentamiento y un tiempo de mantención corto a alta temperatura que reduce las posibilidades de oxidación de los aceros. Las características de estos calentamientos son: (a) Se usa en producción continua; (b) Produce la mayor velocidad de calentamiento pero provoca la mayor diferencia de temperatura entre el centro y la superficie de las piezas; (c) Produce la menor di ferencia de temperatura, pero se tiene el mayor tiempo de calentamiento; (d) Es usado principalmente en el temple de aceros de alta aleación, que requieren largos tiempos para descomponer los carburos, de allí que trate de reducirse el tiempo de mantención a temperatura de austenización y se alargue el tiempo a temperaturas medias.
Tiempo de calentamiento El tiempo de calentamiento depende del tamaño de las piezas; de su posición dentro del horno y por supuesto de la temperatura que se debe alcanzar. En la figura 22 se muestra los tiempos relativos en relación a la posición de las piezas dentro del horno. D
( D)
(a)
(e)
(c)
(l)
(b)
d
a
e=a
e=
D − d
2
t = k·e
t = k·e
t = 4k·e
t = 2 k·e
d/2
D / 2
d t = 2.2 k·e d
t = 1.8 k·e D
d t = 2 k·e
t = 1.4 k·e
Figura 22 Tiempos relativos para el calentamiento de piezas, según su disposición en el horno El valor de “k” depende de la temperatura de austenización, pero se acepta que k = 5 min / cm, para aceros al carbono, para calentar desde temperatura ambiente hasta 850ºC, en un horno que está a esa temperatura. Para aceros muy aleados, este tiempo aumenta por su menor conductividad, pero para la mayoría de los aceros de baja aleación se considera que se calientan a igual velocidad que los aceros al carbono.
MANTENCIÓN A TEMPERATURA AUSTENITICA En esta etapa se homogeniza la composición de la austenita (que proviene de una ferrita casi sin carbono y de una perlita de 0.8% de carbono). En el caso de los aceros aleados, además deben disolverse los carburos ( de cromo; manganeso; molibdeno; tungsteno y vanadio). Esto requiere más tiempo y a mayores temperaturas. La tabla 2 indica los tiempos para homogenización, en minutos de la austenita en aceros al carbono. Espesor (cm) Temperatura final (ºC) 2 5 10 20 800 20’ 40’ 85’ 170’ 900 15’ 35´ 65’ 150’ 1000 15’ 30’ 60’ 140’ Tabla 2 Tiempos de homogenización de la austenita en aceros al carbono En los aceros de alta aleación, se multiplica estos valores por 1.4 . En caso de calentamiento en baño de sales, el tiempo de calentamiento se reduce a 1/3, pero el tiempo de homogenización de la austenita se mantiene.
Ejemplo: Calentar una pieza de acero de herramientas, de 4 cm de espesor, hasta 900 ºC, para templarlo. R:
t = t calentamiento + t hom ogenización = 40'+(15 + (4 − 2)
35 − 15 ) ⋅1.4 = 79.67' ≈ 80 minutos 5−2
ENFRIAMIENTO Durante el enfriamiento ocurre la transformación martensítica. Como esta transformación es la que produce mayores tensiones internas, el enfriamiento debe hacerse a la menor velocidad, compatible con un temple total, es decir, superando la “velocidad crítica de temple” (ver figura 23). Hay diferentes tipos de tensiones que se generan durante el enfriamiento, estas son: - Tensiones por contracción, debido a la diferencia de temperatura entre distintos puntos de la pieza. El valor del esfuerzo es, en este caso: σ = E·α·∆T - Tensiones por cambio de fase, que son mayores a las anteriores - Tensiones residuales, que corresponden a esfuerzos internos que quedan en las piezas después del temple.
T
A
Ta
VCT =
T a − T 1 t c
Ta: Temperatura de austenización
T1
A*
T1: Temperatura en que la curva de enfriamiento es tangente a la curva de inicio de la transformación
A* → M tc
log t
tc: tiempo crítico
Figura 23 Determinación de la velocidad crítica de temple
El enfriamiento se produce introduciendo la pieza caliente en un medio (medio de temple), que la enfríe a la velocidad adecuada para que el acero sufra transformación martensítica. La velocidad de enfriamiento que producen distintos medios sobre piezas de acero de ½” de diámetro y 2.5” de longitud se indica en la tabla 3. (Los valores indicados varían según la fuente de origen) Medio Agua a 18 ºC Agua a 50 ºC Salmuera de 10% NaCl Aceites minerales a 50ºC Aire comprimido Aire tranquilo Sales fundidas Solución al 10% de NaOH
Velocidad de enfriamiento en ºC / seg , en los rangos de temperatura indicados 600 – 550 ºC 300 - 200 ºC 600 270 100 270 1100 300 100 – 150 20 – 50 30 10 3 1 ∼35 ∼35 1200 300
Tabla 3 Velocidades de enfriamiento de distintos medios de temple
Agitación del medio Se consigue aumentar la velocidad de enfriamiento promedio y evitar la formación de “bolsas de vapor”, al agitar el medio de temple, como se muestra en la figura 24: T
I Etapas de un enfriamiento en agua I Alta temperatura: Conducción del calor a través de una película de vapor → baja velocidad de enfriamiento
II
II Temperaturas medias – altas: Transporte de calor por formación de burbujas → alta velocidad de enfriamiento III Temperatura menor a 100 ºC: Disipación de calor por convección del agua → baja velocidad de enfriamiento
III tiempo
Figura 24 Etapas de un enfriamiento en agua y efecto de la agitación, en la rapidez de reducción de la temperatura Si se agita el agua, se elimina la capa estática de vapor que se forma sobre la pieza a altas temperaturas y desaparece la etapa I, como se muestra en la línea de trazos de la figura 24. Esto incrementa la velocidad promedio de enfriamiento.
TEMPLABILIDAD Mientras menor es la V. C. T., es decir mientras mas aleado es un acero, se puede usar medios menos enérgicos para templar y por lo tanto el tratamiento se hace mas seguro, ya que se genera menos tensiones al templar y menos distorsiones o menos peligro de fractura de la s piezas. Se define como templabilidad, la capacidad de un acero para ser templado. Un acero es más templable mientras mayor contenido de carbono y mayor contenido de elementos aleantes tenga. También aumenta la templabilidad con el incremento del tamaño de grano austenítico y con la homogeneidad de esta fase. Si un acero tiene un gran tamaño de grano austenítico, hay menos área de límite de grano y por lo tanto menos posibilidades de nucleación de las fases de equilibrio (ferrita y cementita), por lo que se incrementa la posibilidad de formación de martensita. Un tamaño desmedido de grano austenítico puede fragilizar
excesivamente al acero después del temple, por lo que es conveniente normalizar los aceros, especialmente los altamente aleados, antes de templarlos. La norma ASTM clasifica los tamaños de grano de 1 a 8 y excepcionalmente hasta 12, correspondiendo los números pequeños a tamaño de grano grande y viceversa. Los tamaños de grano austenítico mas convenientes, para temple, van de 6 a 8, pero en los aceros muy aleados se requiere tamaños menores, por lo que comúnmente se usa un aleante “afinador” de grano (vanadio). Si no hay suficiente homogenización de la austenita, las regiones de menor contenido de carbono tienden a no templar y desde ellas aparecen fases estables, es decir, se reduce la templabilidad del acero. Los ensayos de templabilidad más conocidos son: - Ensayo de curvas en “U” - Ensayo Jominy
Ensayo de curvas en “U” En este ensayo se templa, en un medio determinado, probetas cilíndricas del mismo acero y de diferente diámetro. Una vez templadas, se corta un disco desde el centro de dichas probetas, tal como se muestra en la figura 25 y se toma medidas de dureza según dos diámetros perpendiculares. Finalmente se grafica dureza contra distancia al centro del cilindro. La probeta que justo en el centro tenga una dureza correspondiente a 50% de transformación martensítica, se dice que tiene el “diámetro crítico”. Este diámetro crítico es un índice de la templabilidad del acero. A mayor diámetro crítico, más templable es el acero. La figura 26 muestra la dureza para 50% de transformación martensítica, para distintos contenidos de carbono del acero. Es importante anotar que la dureza es sólo función del contenido de carbono, mientras que la templabilidad depende de varios factores como ya se indicó. R
) C R H ( a z e r u D
disco
r/R
(b) (a)
(c) diámetro crítico
HRC
50% M
(d) Figura 25
Ensayo de curvas en “U” (a) Corte de probeta para medición de dureza, (b) Posición de puntos de toma de dureza, (c) Curva de durezas superpuesta a la probeta cilíndrica, (d) Determinación de diámetro crítico a partir del ensayo.
60 ) C50 R H ( a z e r 40 u D 30 0.1
0.2
0.4
0.6
0.8
% de carbono Figura 26 Dureza para 50% de transformación martensítica Es claro que para diferentes medios de temple, un acero presentará distintos diámetros críticos, de manera que debe indicarse en que medio se determinó el diámetro crítico que se informa. En la figura 27 se muestra que la “penetración del temple” es distinta en agua que en aceite. Para uniformar la información se usa como indicativo de la templabilidad de un acero, su “diámetro crítico ideal”. El diámetro crítico ideal (DCI) es el diámetro de un cilindro de acero que templado en un medio de severidad infinita, presenta en su centro exactamente un 50% de transformación martensítica. Se denomina “severidad” (H), a la capacidad de un medio de temple para extraer calor de un acero, comparado con el agua en reposo a la que se le asigna el valor de H = 1. La tabla 4 muestra los valores mas comunes de la severidad de temple.
Figura 27. Penetración del temple en barras de distinto diámetro. Arriba, temple en aceite. Abajo, temple en agua
Medio de temple Agua 20ºC, en reposo 20ºC, agitada 40ºC Agua destilada a 20ºC Salmuera 1% NaCl 10% NaCl, en reposo 10% NaCl, agitación fuerte Solución al 10% NaOH Aceite mineral, 20 a 200ºC Aceite mineral, agitación suave Aceite mineral, agitación fuerte Medio ideal
Intervalo de temperaturas con formación de burbujas, ºC
Intensidad relativa del enfriamiento a la mitad del intervalo (severidad de temple (H))
400 – 100
1 1.5 0.7 0.5
350 – 100 350 – 100 500 – 100 650 – 100 650 – 100 500 - 250
Tabla 4 Severidad de temple de medios seleccionados
1.5 3 5 2.5 0.3 0.5 0.7 ∝
Se dice que un medio tiene severidad infinita, cuando enfría instantáneamente la superficie de la pieza desde la temperatura de austenización hasta la temperatura del medio. Esto significa que la velocidad de enfriamiento de la superficie es infinita. Este medio indudablemente no existe, pero la condición de enfriamiento instantáneo de la superficie se puede calcular analíticamente. Existen diversas tablas y gráficas para determinar el diámetro crítico ideal a partir de uno real y para lo inverso, es decir, a partir del DCI obtener cualquier diámetro crítico real. De estas gráficas las mas conocidas son las curvas de Grossmann, que se muestran en la figura 28. Otra gráfica más fácil de usar es el nomograma de Blanter, que se entrega por separado.
Figura 28 Curvas de Grossman para equivalencia entre DCI y diámetros críticos reales obtenidos en distintos medios de temple
Ensayo de templabilidad Jominy A diferencia del ensayo anterior, en el ensayo Jominy basta una sola probeta para determinar la templabilidad del acero. El ensayo consiste en calentar una probeta cilíndrica de 25 mm de diámetro y 100 mm de longitud y templarla por un extremo. Esto hace que la probeta se enfríe a distintas velocidades, según la distancia al extremo templado. Estas velocidades de enfriamiento se muestran en la tabla 5 y son las mismas para cualquier tipo de acero. El enfriamiento demora diez minutos. El extremo enfriado se templa y el extremo contrario se enfria a la velocidad de un normalizado. Los planos intermedios entre ambos extremos se enfrían a velocidades que producen distintos grados de transformación martensítica. Terminado el enfriamiento, se rectifica la probeta por un costado y se mide la dureza a lo largo de la misma, tal como se muestra en la figura 29. La dureza se grafica contra la distancia al extremo templado, como se muestra en la misma figura. Esta gráfica se denomina “curva de templabilidad Jominy”. Distancia al extremo Velocidad de enfriamiento templado (pulgadas) a 704ºC (ºC / seg) 1 / 16 272 1/8 164 3 / 16 108 1/4 69.5 5 / 16 42.5 3/8 31 7 / 16 23 1/2 18 9 / 16 14.5 5/8 12
Distancia al extremo templado (pulgadas) 11 / 16 3/4 13 / 16 7/8 15 / 16 1 1¼ 1½ 1¾ 2
Velocidad de enfriamiento a 704ºC (ºC / seg) 10.5 9 8 7 6 5.5 4 3 2 1
Tabla 5 velocidades de enfriamiento en ensayo Jominy
Figura 29 Probeta; medición de durezas y cueva de templabilidad Jominy Comparación entre curvas de templabilidad La curva Jominy que presente menor caída de dureza corresponde al acero más templable, en la figura 30, el acero de mayor templabilidad es entonces el AISI 4340. ya se dijo que la dureza era determinada por el contenido de carbono, eso también se aprecia en la figura 30 Ya que el acero AISI 1060 es quien presenta mayor dureza en el extremo templado. También se aprecia en esta figura la influencia en la templabilidad del tamaño de grano austenítico, al observar las curvas correspondientes al acero AISI 1060.
Figura 30 Curvas de templabilidad Jominy de varios aceros
Determinación del diámetro crítico ideal de un acero a partir de la curva Jominy Para hacer tal determinación se necesita de las gráficas y tablas siguientes: • Curva de dureza para 50% de transformación martensítica contra %C (figura 26) • Curva de templabilidad Jominy del acero (figura 30) • Tabla de velocidad de enfriamiento en ensayo Jominy (tabla 5) • Nomograma DCI – Velocidad de enfriamiento (Nomograma de Blanter) El método de cálculo se grafica en la figura 31
HRC
Ejemplo: acero AISI 3140
40
figura 26
a) se entra a la curva HRC contra %C vs 50% de transformación martensítica, con el contenido de carbono del acero. Dureza = 40 RC
%C
0.4
HRC Curva Jominy b) Se entra a la curva Jominy co 40 RC y se obtiene la distancia al extremo templado. d.e.t = 3/4 ”
40
d.e.t TABLA
¾”
¾”
9 ºC / seg
c) Se entra a la tabla de velocidades con d.e.t. = ¾” y se obtiene velocidad de enfriamiento = 9 ºC / seg
DCI = 80 mm (resultado) d) Se entra al nomograma con V.E. = 9 ºC / seg y se obtiene DCI = 80 mm
9 . E . V
H=∝
(3
1/8”
)
NOMOGRAMA Figura 31 Determinación del diámetro crítico ideal de un acero, a partir de una curva Jominy
Método alternativo A veces no se usa el nomograma y se reemplaza los pasos (c) y (d) por la “curvas de Lamont” para r / R = 0 (centro de un cilindro). Las cur¡vas de Lamont son curvas de equivalencia directa entre cilindros y distancia el extremo templado en una probeta Jominy. Estas curvas se encuentran en el texto “Introducción a la Metalurgia Física” (Avner) y en el texto “Templabilidad: Un Método para Seleccionar Aceros” (Maroni).
Determinación del DCI a partir de la composición y el tamaño de grano de un acero Este método evita usar las curvas de templabilidad. Tiene diversas variantes, una de las cuales se presenta aquí. Consiste en usar factores multiplicadores para cada elemento aleante y un diámetro crítico inicial para el contenido de carbono, dependiente del tamaño de grano austenitico. Se Usa la siguiente expresión: DCI = Di ⋅ f 1 ⋅ f 2 ⋅ f 3 ⋅ ...... ⋅ f n en esta expresión: Di es el diámetro inicial (figura 32) y f i es el factor multiplicador de cada elemento, que se obtiene gráficamente (figura 33) 0.38 0.36 ) s a d 0.34 a g 0.32 l u p , 0.30
5
Grano # 4
6
∞
Figura 32 Diámetro inicial ( Di)
7
D ( 0.28 l a e 0.26 d i o 0.24 c i t í r 0.22 c o r t e 0.20 m á i 0.18 D 0.16
8
0.2
0
0.4
0.8
0.6
% de carbono 3.80 6.20 3.40
Mn
n 3.00 ó i c a c 2.60 i l p i t l u 2.20 m e d 1.80 r o t c a F 1.40 1.00
Cr
5.80 5.40
Mo Ni
5.00
Si
Mn
4.60 4.20
% Mn → .80
.40
.80
1.20
1.60
2.00
2.40
2.80
3.20
1.60 3.80 3.60
4.00
% del elemento Figura 33 Influencia de los aleantes del acero en su templabilidad
Ejemplo de cálculo: Determinación del diámetro crítico ideal del acero AISI 8630 (0.3%C, 0.3%Si, 0.7%Mn, 0.5%Cr, 0.6%Ni, 0.2%Mo) Di = 0.185 Influencia de los aleantes: 0.3 Si → 1.2; 0.7 Mn → 3.4; 0.5 Cr → 2.1; 0.6 Ni → 1.2; 0.2 Mo → 1.6
Diámetro crítico ideal:
DCI = 0.185 x 1.2 x 3.4 x 2.1 x 1.2 x 1.6 = 3.04 pulgadas
Observaciones generales •
Un acero de una denominación determinada, no siempre tiene igual composición. Por ejemplo el acero AISI 1020, que nominalmente tiene 0.2%C, puede tener entre 0.18 y 0.23%C, ya que ese es el rango de aceptación del contenido de carbono para ese acero, pues es muy difícil fijar la composición con gran exactitud. Lo mismo ocurre en todos los aceros y para todos su aleantes. Es posible entonces que se de el caso de dos aceros de igual denominación, en que uno de ellos tenga todos los aleantes en el nivel mínimo del rango de aceptación y otro que los tenga en su nivel máximo. Ambos aceros, a pesar de tener el mismo nombnre difieren en sus propiedades, particularmente en la templabilidad. Esto se aprecia en la figura 34. HRC Curva máxima
Figura 34 Banda de templabilidad Jominy
Curva mínima BANDA de templabilidad
•
d.e.t. Entonces e más acertado hablar de una “banda” de templabilidad que de una curva de templabilidad para un acero. Lo mismo ocurre con el diámetro crítico que varía en un r ango, como se muestra en la tabla 6. Diámetro crítico: El nombre de diámetro crítico se asoció a 50% de transformación martensítica en el centro de un cilindro, pero esta definición se puede ampliar a otros grados de transformación, según convenga. A veces conviene tener una transformación superior al 95% o al 99%, entonces se puede definir DCI95 o DCI99. La conversión del diámetro crítico ideal definido anteriormente a alguno de estos nuev os diámetros críticos se hace con ayuda de la grafica mostrada en la figura 35 125 ) m100 m ( o c i 75 t í r c o r t e 50 m á i D 25
D50 D95
Figura 35. Gráfica para determinar templabilidad completa
D99.9
0 0
25
50
75
D% (mm)
100
125
Templabilidad (como rango de valores de DCI), para varios aceros DCI Acero DCI Acero 0.9 a 1.3 4135 H 2.5 a 3.3 8625 H 1.2 a 1.6 4140 H 3.1 a 4.7 8627 H 1.4 a 2.5 4317 H 1.7 a 2.4 8630 H 1.9 a 2.7 4320 H 1.8 a 2.6 8632 H 2.0 a 2.8 4340 H 4.6 a 6.0 8635 H 2.3 a 3.2 X4620 H 1.4 a 2.2 8637 H 2.3 a 3.2 4620 H 1.5 a 2.2 8640 H 2.5 a 3.2 4621 H 1.9 a 2.6 8641 H 1.5 a 2.5 4640 H 2.6 a 3.4 8642 H 1.8 a 2.9 4812 H 1.7 a 2.7 8645 H 2.0 a 3.0 4815 H 1.8 a 2.8 8647 H 1.5 a 2.3 4817 H 2.2 a 2.9 8650 H 2.0 a 2.8 4820 H 2.2 a 3.2 8720 H 2.2 a 3.1 5120 H 1.2 a 1.9 8735 H 2.6 a 3.4 5130 H 2.1 a 2.9 8740 H 8.0 a 10.0 5132 H 2.2 a 2.9 8742 H 1.6 a 2.2 5135 H 2.2 a 2.9 8745 H 1.7 a 2.4 5140 H 2.2 a 3.1 8747 H 1.8 a 2.7 5145 H 2.3 a 3.5 8750 H 1.7 a 2.4 5150 H 2.5 a 3.7 9260 H 2.1 a 2.9 5152 H 3.3 a 4.7 9261 H 2.2 a 3.5 5160 H 2.8 a 4.0 9262 H 2.3 a 3.6 6150 H 2.8 a 3.9 9437 H 1.8 a 2.6 8617 H 1.3 a 2.3 9440 H 1.8 a 2.5 8620 H 1.6 a 2.3 9442 H 8622 H 1.6 a 2.3 9445 H
Acero 1045 1090 1320 H 1330 H 1335 H 1340 H 2330 H 2345 2512 H 2515 H 2517 H 3120 H 3130 H 3135 H 3140 H 3340 4032 H 4037 H 4042 H 4047 H 4053 H 4063 H 4068 H 4130 H 4132 H
1.6 1.7 2.1 2.2 2.4 2.6 2.7 2.7 2.8 3.1 3.0 3.3 1.8 2.7 2.7 3.0 3.2 3.5 3.8 2.0 2.6 2.8 2.4 2.4 2.8 2.8
DCI a 2.4 a 2.7 a 2.6 a 2.9 a 3.4 a 3.6 a 3.7 a 3.7 a 3.9 a 4.1 a 4.1 a 4.5 a 2.4 a 3.6 a 3.7 a 4.0 a 4.3 a 4.6 a 4.9 a 3.3 a 3.7 a 4.2 a 3.7 a 3.8 a 4.2 a 4.4
Tabla 6 Rango del diámetro crítico ideal para los aceros más comunes
Tipos de temple Se pueden distinguir tres tipos de temple: • Temple normal • Temple subcero • Martemple La diferencia entre ellos se puede deducir de las gráficas siguientes (figura 36) T
T
s
T
s c
c
Ms
Ms
Ms
log t
log t (a)
s
c
0ºC
Mf
(b)
(c) Figura 36 Tipos de temple (a) Normal, (b) Martemple; (c) Temple subcero Las letras s y c indican la vlocidad de enfriamiento en la superficie y en el centro de una pieza
log t
En el temple normal hay gran diferencia entre las temperaturas del centro y de la superficie de la pieza, en el momento en que en esta última comienza la transformación martensítica, de manera que se generan fuertes esfuerzos que eventualmente podrían fracturar la pieza. La generación de esfuerzos térmicos (σ = E α ∆T) se puede evitar igualando la temperatura de la superficie y el centro, como se muestra en la figura (b), que corresponde al tratamiento de martemple. El martemple se realiza enfriando violentamente la pieza en un horno de baño de sales que mantiene una temperatura apenas superior a Ms. La pieza se mantiene en este horno justo el tiempo para alcanzar el vértice del diagrama TTT y después se retira y enfría libremente. Este tratamiento requiere conocer muy bién el diagrama TTT del acero y es aplicable sólo en los casos en que efectivamente es posible igualar las temperaturas del centro y de la superficie de la pieza en el tiempo que permite el diagrama, esto es, generalmente piezas pequeñas o de pequeño espesor. En caso que sea posible hacer este tratamiento, no se corre peligro de fractura de piezas. El temple subcero permite completar la transformción martensítica, que como se sabe, ocurre en enfriamiento en un rango de temperaturas. Este tratamiento se hace a aceros muy aleados, que por su composición tienen la temperatura Mf (término de la transformación martensítica) a un a temperatura muy baja y que por lo tanto no tienen una transformación completa en el temple normal. Si no se completa la transformación por no llegar a Mf , queda austenita retenida, que es peligrosa, pues puede transformarse en martensita en situaciones no deseables, como se verá más adelante. REVENIDO En el temple el acero adquiere alta dureza y resistencia, pero queda demasiado frágil casi para cualquier uso. Esta excesiva fragilidad se debe a la existencia de esfuerzos residuales propios de la estructura martensítica. Para reducir esta fragilidad y aumentar consecuentemente la tenacidad del acero, se aplica el tratamiento denominado revenido. El revenido consiste en calentar el acero previamente templado a temperaturas entre 250 y 650ºC, dependiendo de las propiedades que se desean, seguido de una mantención a la temperatura elegida para completar la transformación de la martensita en “martensita revenida”. El enfriamiento posterior es libre, excepto en los aceros que presentan “fragilidad de revenido” (aceros de alto Cr y/o Mn, revenidos entre 580 y 650ºC). Estos aceros deben ser enfriados en agua, después del revenido. El cambio de propiedaes del acero en el revenido se muestra cualitativamente en la figura 37. 60
80 ) e l u o J ( d a d i 40 c a n e T
) C l l 40 e w k c o R ( a z e r 20 u D
20
200
400
600
Temperatura de revenido (ºC) Figura 37 Cambio de propiedades en el revenido, pera un acero AISI 4140 El ciclo térmico del tratamiento combinado temple – revenido se mostró en la figura 3. Durante el revenido la martensita se descompone, precipitando carburos de distinto tipo. A bajas temperaturas, entra 100 y 400ºC, se produce un carburo de transición, de estructura hexagonal (carburo ε). Sobre los 450ºC precipita cementita (Fe3C) ortorrómbica. A mayores temperaturas crecen glóbulos de cementita, lo que permite
reemplazar el recocido de globulización (un proceso largo y costoso) por uno mas económico que es el ciclo temple – revenido a temperatura próxima a 700ªC.
Temperatura de revenido Como se mostró en la figura 37, al crecer la temperatura de revenido, baja la dureza del acero y crece la tenacidad del mismo. Las curvas dureza – temperatura de revenido o mas sencillamente “curvas de revenido” son extensamente usadas para seleccionar la temperatura a que debe ser revenido el acero, para obtener la dureza deseada en el. Se recomienda que se debe revenir de manera tal que se baje en unos 5 grados la dureza en escala Rockwell C, a fin de obtener una la tenacidad suficiente para que el acero no se fracture en uso. Si se desea mayor tenacidad (o resistencia a los impactos), se debe perder más dureza. La figura 38 muestra dos curvas de revenido típicas. HRC
HRC
TR TR (a (a) Figura 38 Curvas de revenido. (a) Aceros al carbono y de baja aleación; (b) Aceros rápidos En la grafica se observa que a diferencia de los aceros al carbono y los de bala aleación, los aceros rápidos presentan un “endurecimiento por revenido”, esto permite que no sólo mantengan la alta duraza que adquieren con el temple, sino que la incrementen con el revenido. También mantienen esa alta dureza hasta temperaturas que ablandarían otros aceros, pero son extremadamente frágiles, aún con revenido.
Cálculo de la temperatura de revenido para lograr la resistencia deseada en un acero Es un método que requiere de tablas y formulaciones empíricas. En este: Trev = Tmax · k (R2 – R1) (ºC) como:
En esta expresión Tmax es la máxima temperatura de revenido de un acero determinado y se calcula Tmax = 695 + 20 (%Si - %Mn + %Cr + %Mo - %Ni + % W) + 100 · %V Valores límites: Si → 1.8% ; Mn → 1.1% ; Cr → 1.8% ; Ni → 4% ; W → 2% ; V → 2% k es el coeficiente de proporcionalidad y se obtiene de la tabla 7 R1 es resistencia en Mpa, que se obtiene a T max , según la expresión:
R1 = 103 (%C – (%C – 0.4)/3 + %Si/10 + % Mn/4) + 120 · %Cr + 300 · %Mo + 60 · %Ni + 200 · %W + 600 · %V
R2 es el valor de resistencia que se desea
Ejemplo: Se quiere fabricar un eje de 600 mm φ, que necesita tener una resistencia de 1200 Mpa. Se dispone de un acero de la siguiente composición: 0.4 %C ; 0.6 %Mn ; 0.95 %Cr ; 0.3 %Si
Solución:
Tmax = 695 + 20(0.3 + 0.95 – 0.6) = 708 ºC R1 = 103(0.4 – (0.4 – 0.4)/3 + 0.3/3 + 0.6/4) + 120 · 0.95 = 764 Mpa De la tabla: para R1 = 764 Mpa → k = 0.458 Trev = 708 – 0.462·(1200 – 764) = 506.5 ºC ∼ 500 ºC
Resistencia mecánica MPa 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 1050 1100 > 1100
<50 0.7 0.675 0.65 0.625 0.6 0.56 0.54 0.5 0.475 0.45 0.425 0.375 0.35 0.32 0.28 0.27 0.25 0.22 0.2
Diámetro de la pieza (mm) 50 a 100 100 a 150 0.675 0.65 0.625 0.675 0.58 0.625 0.55 0.6 0.525 0.575 0.5 0.55 0.475 0.525 0.43 0.46 0.4 0.425 0.36 0.4 0.32 0.36 0.3 0.33 0.275 0.28 0.25 0.26 0.22 0.24
Tabla 7 Factores “k”, para el cálculo de temperatura de revenido
Revenidos repetidos Se usa revenidos repetidos para evitar la fragilización que produciría la austenita retenida en el temple, en el revenido. Con este tratamiento se reemplaza el temple subcero. El ciclo térmico de esta variante del ciclo temple revenido se muestra en la figura 39. Asi se elimina entonces la austenita retenida.
T
tiempo Figura 39 Ciclo temple – revenido con revenidos repetidos
AUSTEMPERADO El autemperado o austempering o austemple, es un tratamiento térmico que reemplaza ventajosamente al ciclo temple – revenido en algunas piezas de algunos aceros. La figura 40 muestra como se realiza tal tratamiento. Con el se obtiene 100% de bainita uniforme. T
Figura 40 Austemperado
Ms
log tiempo El austemperado tiene varias ventajas frente al ciclo temple – revenido : • Hay menor generación de esfuerzos residuales • Se obtienen propiedades mas uniformes a lo largo de las piezas • Se logra, para la misma dureza y resistencia final, mayor tenacidad y ductilidad en el acero. A pesar de estas ventajas, el austemperado está limitado por el espesor de las piezas, pues solo es exitoso cuando el espesor es menor a 1 cm aproximadamente. En muchos aceros el tratamiento resulta oneroso, por los largos tiempos que requiere la transformación bainitica para producirse.
HORNOS DE TRATAMIENTO TÉRMICO Existen muchos tipos de hornos para tratamientos térmicos, que varían en diseño, tamaño, fuente térmica, temperaturas de operación, modo de calentamiento, medio de transferencia de calor, modo de operación (continua o tipo batch), etc., de modo que una clasificación exacta resulta virtualmente imposible. En cuanto al tamaño varían desde pequeños modelos con capacidad de unos pocos gramos, hasta hornos de base movible que permiten calentar cientos de toneladas de una sola vez. Independientemente de su tamaño, hay hornos que pueden calentarse con combustible en forma directa, en cuyo caso la pieza a tratar queda expuesta a los gases de combustión, o indirectamente, en cuyo caso la pieza queda aislada de los gases. Además, hay hornos que se calientan por resistencia eléctrica.
Modos de Calentamiento de los hornos Los tres modos básicos de transmisión de calor son conducción, convección y radiación. Pueden utilizarse solos o en combinación. La Conducción de calor en un sólido tal como una pieza metálica, es la transferencia de calor desde una parte del sólido a otra, bajo la influencia de un gradient e de temperatura y sin desplazamiento apreciable de las partículas. El flujo de calor continúa hasta alcanza rse el equilibrio. El tiempo involucrado depende de la conductividad del metal, siendo en general relativamente rápido. En la mayoría de los tratamientos térmicos, la conducción juega un rol menor en el total de calor transferido desde la fuente a la pieza; sin embargo, es el único modo de transferencia desde la superficie de ésta al centro. Una excepción a este rol minoritario ocurre en el baño de sal con electrodo inmerso y en el lecho fluidizado. Los tres modos están presentes en estos últimos casos. La conducción juega entonces un papel importante debido a que el
medio caliente está en contacto directo con la superficie del metal. La Convección involucra la transferencia de calor por mezcla de una parte del fluido (líquido o gas) con otra. El movimiento del fluido puede deberse enteramente a la diferencia de densidad producto de la diferencia de temperatura, como en la convección natural, o puede producirse por medios mecánicos, como en la convección forzada. Usualmente se utilizan ventiladores para incrementar el coeficiente de transferencia térmica del sistema. La figura 41 muestra un horno que se calienta por recirculación de aire forzado. Los calefactores eléctricos se ubican aparte de la cámara de trabajo. El aire en el horno se fuerza a través de la cámara de calentamiento a alta velocidad y luego a la cámara de trabajo. Este sistema permite controlar la temperatura con excelente precisión. Este método de calentamiento es altamente eficiente hasta aproximadamente 500ºC. Aunque se le utiliza a mayores temperaturas, la eficiencia del calentamiento por convección decae bastante.
Figura 41 Un cuerpo emite energía radiante en todas direcciones por medio de ondas electromagnéticas de longitud de onda en el rango de 4 a 7 mm. Cuando esta energía golpea a otro cuerpo, parte de ella es absorbida, elevando así el nivel de actividad molecular y produciendo calor, y parte es reflejada. La cantidad absorbida depende de la emisividad de la superficie receptora. El emisor cede calor o energía. De acuerdo a esto, si se colocan dos piezas de metal, una caliente y otra fría, en un recipiente totalmente aislado, la pieza caliente se enfría y la fría se calienta hasta alcanzar ambas la misma temperatura. Aun alcanzado el equilibrio térmico, el proceso de intercambio energético continúa con cada pieza irradiando y absorbiendo energía la una de la otra. Por lo tanto, la transferencia térmica por radiación se relaciona directamente con la emisividad, que es la razón entre la rapidez de pérdida de calor por unidad de área de una superficie a una temperatura dada, y la rapidez de pérdida de calor por unidad de área de un cuerpo negro a la misma temperatura. En términos prácticos, cuando se coloca una pieza de trabajo en un horno y se la expone a calor por radiación, su velocidad de calentamiento depende de su superficie. Un objeto altamente reflectante (por ej. Acero inoxidable pulido) absorbe calor a menor rapidez que un objeto oscuro. La mayor parte de los hornos de tratamientos térmicos que operan a temperaturas superiores a 600°C son calentados principalmente por radiación, independientemente de su tamaño, o de si son calentados por elementos de resistencia eléctrica, directamente por medio de la radiación de quemadores y las paredes del horno, o indirectamente por quemadores contenidos en tubos (tubos radiantes). Un horno típico de tratamiento térmico calentado por radiación, es el horno batch del tipo caja simple mostrado en la figura 42. Se pueden ver los elementos de resistencia eléctrica en las paredes laterales. En muchos hornos de gran tamaño se emplea adicionalmente la Radiación :
convección forzada por medio de ventiladores para aumentar la eficiencia de calentamiento y la uniformidad de temperatura.
Figura 43
Figura 42
Hornos de operación discontinua versus hornos continuos Un Horno discontinuo (tipo Batch) es aquel que se carga y se cierra para que cumpla un ciclo de calentamiento preestablecido. Después de completado el ciclo de calentamiento, la carga puede enfriarse en la figura 43 es un horno de base corrediza con capacidad para cientos de toneladas. Las piezas a tratar se posicionan en el carro sobre riel; éste se empuja hacia el hogar del horno y se cierra una puerta alzable para comenzar el ciclo. Una variación de este horno es el horno de base corrediza con elevador, en el cual el cuerpo del horno puede levantarse mientras se posiciona la base. La figura 44 muestra otro horno de operación discontinua; es un horno de carga vertical, cuya área de trabajo está rodeada por tubos radiantes calentados por gas. Un ventilador en la base lo provee de convección. Los hornos de este tipo pueden calentarse por resistencia eléctrica y se adaptan al uso con una variedad de atmósferas preparadas. Existen muchos diseños de hornos continuos, pero básicamente todos presentan un "extremo de entrada" y un "extremo de salida". Estos hornos están pensados para una producción continua de partes similares. En general se los diseña para manejar una amplia variedad de ciclos térmicos. La figura 45 muestra el extremo de carga de un gran horno continuo de hogar con rodillos. Las piezas son transportadas a través del horno por medio de rodillos. Si las piezas no son más largas que el espacio entre rodillos, se las coloca en bandejas o cestos. Los extremos de los rodillos se proyectan a través de las paredes del horno hacia apoyos externos refrigerados por agua o aire. Usualmente, los rodillos se mueven mediante un mecanismo de poleas y cadenas. Frecuentemente, los rodillos se extienden a alguna distancia de los extremos de carga y descarga. Los vestíbulos de entrada y salida están equipados con un laberinto de cortinas verticales de asbesto para ayudar a confinar la atmósfera protectora.
Figura 45 Horno continuo de hogar en el que se
observa el extremo de carga
Figura 44 Los hornos continuos tipo correa utilizan una correa para transportar las piezas. El tipo de correa utilizada depende del tamaño y peso de las piezas, y de las temperaturas de operación. Los Hornos Continuos de Empuje están diseñados para manejar cargas unitarias mayores que los tipo correa. Un brazo mecánico que opera en el extremo de entrada empuja la carga periódicamente dentro del hogar. La carga se coloca en una bandeja o cesto que rueda sobre rieles o rodillos. Los Hornos Continuos de Hogar Rotatorio constituyen una excepción a los hornos rectos, como lo muestra la figura 46. En este tipo de horno, el hogar es un anillo plano, similar al piso de un carrusel.
Figura 46 Horno continuo de hogar rotatorio
El horno de la figura se calienta con tubos radiantes calentados por gas, pero también puede ser calentado eléctricamente. Una única apertura permite la carga y descarga de las piezas. La duración del ciclo
térmico queda determinada por la velocidad de rotación del hogar. Aunque no tiene limitaciones en cuanto a aplicación, usualmente se le utiliza para calentar grandes piezas de trabajo.
Clasificación de acuerdo al medio de transferencia de calor Una forma de clasificar los hornos de tratamiento térmico es por el tipo de medio de transferencia empleado; esta clasificación es válida independientemente del tamaño y la mayoría de las variables comunes de los componentes del horno. Hasta hace poco, sólo se usaban dos medios de transferencia calórica: gaseoso y líquido (metal fundido o baño de sales fundidas). Ahora, los hornos de lecho fluidizado han pr obado ser una herramienta útil para tratamiento térmico, añadiendo un nuevo medio: sólido.
Atmósferas Gaseosas En muchas operaciones de tratamiento térmico se debe proveer alguna forma de protección superficial a las piezas de trabajo, para evitar su oxidación y/o descarburización (en el caso de aceros). Por ejemplo, en aceros al carbono ocurre una oxidación severa sobre los 400 °C. En general, las atmósferas de los hornos sirven uno de los siguientes requerimientos: protegen las piezas tratadas, cuyas superficies están limpias y esencialmente sin modificación respecto de su condición previa (calentamiento neutral), o permiten lograr una condición controlada de cambio superficial (por ej. en operaciones de endurecimiento superficial). Cuando las piezas se calientan en baños de sales fundidas o lecho fluidizado, automáticamente quedan protegidas debido a que se encuentran inmersas. También es posible lograr cambios superficiales controlados en estos casos. A continuación se listan los tipos principales de atmósferas gaseosas que pueden utilizarse, en orden creciente de costo: • Natural (aire convencional). • Atmósferas derivadas de productos de combustión en hornos calentados directamente por combustible. • Exotérmica (generada) • Endotérmica (generada) • Base nitrógeno • Vacío • Amoniaco disociado • Hidrógeno seco (en tubos) • Argón (en tubos)
Hornos de Baño Líquido El calentamiento por inmersión de las piezas en un líquido representa un concepto totalmente diferente a los hornos de atmósfera gaseosa. Una práctica antigua era la de sumergir la pieza en un metal líquido (usualmente plomo). Esta práctica utilizada fundamentalmente con aceros ha sido desplazada por el uso de sales fundidas debido a que el plomo es muy denso, por lo cual las piezas tienden a flotar, y además el plomo se adhiere a la superficie del acero dificultando algunos tratamientos (como el temple) e imponiendo problemas de limpieza. Los baños de sales fundidas se utilizan como un medio eficiente de calentar metales, principalmente aceros, aunque algunas composiciones son compatibles con metales y aleaciones no ferrosas. Las sales fundidas ofrecen varias ventajas: (1) Los distintos tipos de sales ofrecen en conjunto un rango de operación de 175°C a 1260°C; (2) La superficie de las piezas queda totalmente protegida; (3) Para el caso del temple, este se ve facilitado gracias a que una delgada película de sal permanece en la superficie durante la transferencia desde el horno al medio de temple; (4) Existe una amplia variedad de sales, incluyendo las que pueden cambiar la condición superficial del acero. La desventaja principal de calentar piezas en sales fundidas es la necesidad de limpiar aquellas después del tratamiento, lo cual puede ser difícil, especialmente en piezas de geometría compleja. Existe una variedad de sistemas de calentamiento que se utilizan para los baños de sales. El más simple, aplicable a
temperaturas de 175 a 350°C, involucra a un recipiente metálico con calefactores eléctricos de inmersión, lleno de una sal de bajo punto de fusión. Para mayores temperaturas se requieren equipos más sofisticados. La figura 47a muestra un horno calentado con combustible, utilizable hasta 900 Se pueden lograr mayores temperaturas, pero los componentes del horno se deterioran en exceso. El horno mostrado en la figura 47b es similar al anterior, excepto que se calienta mediante resistencia eléctrica. Aquí el recipiente está rodeado constantemente por una atmósfera oxidante, de modo que su vida útil se acorta bastante al ser usado a altas temperaturas.
Figura 47 Principales tipos de hornos de sales
Ambos tipos de hornos son muy versátiles, pero su mejor uso se encuentra en la producción limitada de pequeñas partes. Además, los recipientes deben ser hechos de una aleación níquel-cromo de alto costo para que tengan una vida útil aceptable. Los hornos de la figura 47.c y 47.d, posee electrodo inmerso y sumergido, respectivamente, se utilizan en la mayoría de los tratamientos que requieren temperaturas de 750 a 1250°C. En ambos tipos el calor es generado por resistencia al flujo de corriente a través de la sal fundida desde un electrodo a otro. Esto crea una agitación en el sector de los electrodos, produciendo, así, temperaturas uniformes dentro del baño. Ambos tipos compiten entre sí, cada uno con sus ventajas y desventajas. Los dos se prestan para operación discontinua o continua, aunque la primera presenta dificultad en el reencendido cuando se permite que las sales solidifiquen. Una desventaja principal del tipo electrodo inmerso es que los electrodos se deterioran justo sobre la línea de sal donde el calor es intenso. El tipo electrodo sumergido no posee esta desventaja; sin embargo, requiere un recipiente de cerámica refractaria, y éstas no son compatibles con todas las composiciones de sales. Los hornos de sales se calientan por radiación y conducción. En los tipo electrodo inmerso y sumergido se añade la convección debido a la agitación generada. Por lo tanto, la velocidad de calentamiento en cualquier baño de sal es mucho mayor que en los hornos de atmósfera gaseosa.
Hornos de Lecho Fluidizado El enfoque más reciente para calentar metales es la utilización de un lecho fluidizado. Este calentamiento se lleva a cabo en un lecho de partículas inertes, usualmente óxido de aluminio. Las partículas
se encuentran suspendidas por la combustión de una mezcla combustible / aire que fluye hacia arriba a través del lecho. Los componentes se encuentran inmersos en este lecho fluidizado como si fuera un líquido y se calientan por la acción del lecho fluido caliente. Las velocidades de transferencia térmica en un lecho fluidizado son hasta diez veces superiores a las alcanzadas en hornos convencionales de calentamiento directo. También son mayores que las obtenidas en baños de sales. La combinación de una alta transferencia térmica, excelente capacidad térmica, y uniformidad de comportamiento sobre un amplio rango de temperaturas provee de un baño de temperatura constante para muchas aplicaciones. Adicionalmente, las partículas del lecho no se adhieren a las piezas, de modo que no hay problemas de limpieza, ni hay arrastre de partículas fuera del lecho, en comparación al arrastre constante (y necesidad de rellenado) de sal desde un baño de sales. Esto puede significar un factor de costo favorable al uso del lecho en tratamientos térmicos. En realidad, los lechos fluidizados pueden adaptarse a todo tipo de tratamientos, tanto en materiales ferrosos como no ferrosos. Aunque el tratamiento térmico en lecho fluidizado fue patentado en 1950, su uso se veía restringido por el hecho de que sólo se podía calentar los lechos por medios eléctricos, haciendo difícil e ineficiente el calentamiento sobre 700 °C. Con la introducción de lechos calentados por combustible, que utilizan una mezcla gas /aire como medio de calentamiento y fluidización a la vez, se dispone ahora de hornos que realizan todos los tratamientos estándares. Hay dos tipos de lechos fluidizados: de calentamiento interno para aplicaciones de alta temperatur a (750 a 1200 °C) y de calentamiento externo para temperaturas inferiores a 750 °C. En el lecho calentado internamente (figura 48.a), se mezclan el combustible y el aire en proporciones casi estequiométricas, y pasan a través de una placa cerámica porosa sobre la cual se fluidizan las partículas en la corriente gaseosa. Esta corriente imparte energía térmica a las partículas del lecho que a su vez la imparten al objeto en tratamiento. El lecho fluidizado se mantiene dentro de un contenedor cerámico o de metal. La mezcla combustible se enciende inicialmente en la parte superior; el frente de llama se mueve gradualmente hacia abajo hasta estabilizarse a unos 3 cm. sobre la placa cerámica. Esta placa de distribución asegura propiedades uniformes dentro del lecho. En el lecho calentado externamente (figura 48.b), un quemador con aire en exceso realiza la combustión en una cámara de pleno, sobre la cual el lecho fluidizado es soportado por una placa cerámica porosa. El lecho es fluidizado por los productos de combustión provenientes de la cámara de pleno.
Figura 48 Hornos de lecho fluidizado. a) Calentado internamente y b) Calentado externamente
Un sistema que mide la cantidad apropiada de mezcla gas/aire que va a la losa de distribución, controla automáticamente la temperatura del lecho. El gas de fluidización conforma, además, la atmósfera del horno. Esta puede ser inerte, oxidante o reductora dependiendo de la regulación de la razón gas/aire que va a la losa de distribución.
Hornos de Vacío. Se ha listado previamente al vacío como una de las atmósferas gaseosas utilizables en tratamientos térmicos. Sin embargo, es válido clasificarlos en forma separada ya que mientras que, en general, los distintos tipos de hornos se pueden adaptar a una o más atmósferas, el vacío requiere de hornos específicamente diseñados para su uso, independientemente de que puedan también usar otras atmósferas, como argón, nitrógeno o hidrógeno. Resulta virtualmente imposible alcanzar un vacío total (absolutamente nada del aire original) en los horn os al vacío. Una atmósfera estándar a nivel del mar es igual a 760 mm de mercurio. El nivel de vacío usado en la mayoría de los tratamientos es de aproximadamente 1/760 de una atmósfera. Bajo estas condiciones, la cantidad del aire original remanente es de aproximadamente un 0,1%. Este vacío se puede alcanzar mediante
bombeo con una bomba mecánica. Cuando se requieren vacíos superiores a ese (menos del 0,1%), al bombeo mecánico lo sigue el uso de la altamente sofisticada bomba de difusión. Para evitar la perdida de resistencia de las paredes debido a las elevadas temperaturas (lo que haría al horno susceptible de sufrir una implosión bajo vacío), éstas son refrigeradas por agua. La figura 49 muestra cortes lateral y transversal de un modelo de horno de pared fría. Este horno de tres cámaras incluye un vestíbulo de carga (izquierda en el corte lateral), una cámara de calentamiento (centro), y un sistema con elevador para temple. Los hornos al vacío se calientan por resistencia eléctrica, usualmente con elementos de gr afito o tungsteno. Los hornos al vacío ofrecen un número de ventajas que incluyen su versatilidad, y ciertas economías de operación. Sus principales desventajas son el alto costo inicial del equipo y una cierta medida de preparación y habilidad del operario.
Figura 49 Horno de vacío de pared fría Medición de la temperatura La exactitud con que midan y controlen las temperaturas determinará el éxito de la operación de algunos procesos metalúrgicos, como la fundición, la refinación y el tratamiento térmico. También tendr á un profundo efecto sobre las propiedades de resistencia de muchos metales y aleaciones. La temperatura de proceso debería controlarse dentro de ±2,5 °C. Aunque a veces es posible este apretado rango, uno más práctico es de unos ±5 °C. Se deben ejecutar tres pasos en todo proceso de control de temperatura. Antes de poder establecer control, primero se debe "sentir" (detectar) la varia ble mediante algún mecanismo que responda a cambios en la calidad o valor de la variable. Luego, esta cantidad, o su cambio, debe ser indicada o registrada pr evio a ser controlada. Siguiendo la acción de control, el último paso en la secuencia es la transmisión de la salida del controlador al "elemento final", el cual es un componente del proceso en sí. Los elementos finales envían por medio de un relé la salida del controlador y causan cambios correctivos en el proceso. Sensores de Temperatura. Como es a menudo el caso, una variable es medida y luego traducida, o convertida, a otra. Por ejemplo, las temperaturas ambientales se miden por la expansión o contracción de una columna de fluido o de un metal. Mediante calibración, estas variables se convierten a lecturas de temperatura numérica. Estos simples mecanismos, sin embargo, no se adecuan a temperaturas más elevadas. Los sensores utilizados para medir altas temperaturas son los termopares y los pirómetros. Como sea, ambos utilizan el mismo enfoque anterior; esto es, se mide una variable y se la convierte a otra.
Medición de la temperatura por el color. Uno de los métodos más sencillos para exterminar la temperatura de un metal es mediante la observación del color del cuerpo caliente. Existe una correlación trivial entre la temperatura de un metal y su color, como se ve en la Tabla 8. Este método dará sólo estimaciones de temperatura aproximadas, excepto
cuando lo aplique un observador experimentado. La principal dificultad es que la apreciación del color varíe con los diferentes materiales.
TABLA 8 : Variación del calor con la temperatura COLOR Rojo tenue Rojo oscuro Cereza oscuro Rojo cereza Cereza subido Naranja oscuro Naranja Amarillo
TEMP.,°C 500 620 650 700 800 900 950 980
Si se necesita una indicación o un registro continuo de la temperatura, los instrumentos que se utilicen pueden ser de dos tipos: a) los sistemas mecánicos que funcionan esencialmente por efecto de la expansión de un metal, un líquido, un gas o vapor, y b) los sistemas eléctricos que funcionan por medio de la resistencia eléctrica medida, un termopar, la radiación o pirómetros ópticos.
Termómetros por expansión metálica La mayorías de los metales se expenden cuando se calientan y la calientan y la cantidad de expansión dependerá de la temperatura y del coeficiente de expansión de cada metal. Este principio se aplica en la cinta bimetálica que se utiliza en el termostato común. Dicha cinta se forma al unir sobre un costado de una tira de metal con coeficiente de expansión de alto, un metal cuyo coeficiente de expansión sea bajo. Como resultado de pequeños cambios de temperatura, la cinta tomara forma de curva y, por tanto, cerrará o abrirá un circuito eléctrico que controlará el sistema de calefacción de una casa. Cuando la cinta bimetálica se emplea como indicador industrial de temperatura, generalmente esta enrollada en forma de espiral, uno de cuyos extremos se encuentran fijo, de manera de cuando hay expansión se obtiene automáticamente un movimiento rotatorio en el otro extremo. (Figura 50)
Figura 50: Indicador de temperatura para uso industrial con un elemento bimetálico helicoidal.
La mayoría de las cintas bimetálicas utilizan la aleación llamada Invar (Fe + 35% Ni) como uno de los elementos, debido a su bajo coeficiente de expansión, y latón amarillo como el otro elemento metálico para temperaturas bajas, o una aleación de níquel para temperaturas altas. Ambos se pueden usar en el intervalo de - 100 a 1000°F, son muy resistente y virtualmente no requieren de mantenimiento. Su principal desventaja es que, debido a que es necesario encerrar el elemento de un tubo protector, la velocidad de respuesta puede ser menor que la de otros instrumentos.
8.7c.: Termómetro de expansión líquida . El resto del sistema mecánico de los instrumentos para medir la temperatura, ya sea por expansión líquida o por presión de gas o vapor consta de un bulbo expuesto a la temperatura que se va a medir y un
dispositivo expansible, generalmente un tubo Bourdon. que hace funcionar una aguja indicadora o una pluma registradora. El bulbo y el tubo Bourdon están conectados con un tubo capilar y se llaman con un elemento adecuado (Figura 51).
Figura 51 Sistema térmico sencillo para medir la temperatura industrial.
El termómetro por expansión líquida tiene el sistema entero lleno con un líquido orgánico adecuado o con mercurio. Los cambios de la temperatura del bulbo hacen que el líquido se expanda o contraiga, lo cual a su vez hace que el tubo Bourdon también se expanda o contraiga. Los cambios de temperatura a lo largo del tubo capilar y en la caja también producirán alguna expansión y contracción del líquido; por tanto se requiere alguna forma de compensación. La figura 52 muestra un termómetro por expansión líquida totalmente compensado, mediante un sistema idéntico, sin el bulbo, arreglando de manera que los movimientos se sustraigan o anulen. Algunos de los líquidos empleados y las temperaturas a que se utiliz an son: Mercurio -35a + 950°F Alcohol -110a + 160°F Pentano +330a + 85°F Creosota +20a + 400°F
Figura 52 Termómetro por expansión líquida totalmente compensado. Termómetros por presión de gas o vapor. En el termómetro por presión de vapor, un líquido volátil llena parcialmente el bulbo. Diferentes temperaturas del bulbo producen variaciones de presión correspondientes en el vapor saturado arr iba del nivel líquido en el bulbo. Estas variaciones de presión se tran smiten al tubo Bourdon, y las indicaciones de presión actúan con una medida de la temperatura en el bulbo. Mediante una adecuada selección de líquido volátil, casi cualquier temperatura de - 60a + 500°F se puede medir. Algunos de los líquidos que más se utilizan son
cloruro de metilo, éter alcohol etílico y tolueno. El termómetro por presión de gas es semejante a lo de presión de vapor, excepto que el sistema se llama con un gas, generalmente nitrógeno. El intervalo de temperatura medido por el termómetro por presión de gas es de - 200 a + 800°F. Los termómetros con sistema lleno tienen principalmente aplicaciones a baja temperatura, como en la electrodeposición de metales y baños de limpieza, desengrasado, enfriamiento por agua y temperaturas de aceite, y las temperaturas bajo cero en el tratamiento en frío de metales. Estos instrumentos son relativamente baratos, pero no se emplean donde se requiere una reparación rápida o una exactitud excepcional.
Termómetro de resistencia . El principio del termómetro de resistencia se basa en el incremento de loa resistencia eléctrica con el aumento de la temperatura de un conductor. Si se calibran las variaciones de temperatura-resistencia de un metal, es posible determinar la temperatura al medir su resistencia eléctrica. El resistor, con forma de bobina, está montado en el extremo cerrado de un tubo protector y las conexiones se hacen llegar hasta un instrumento adecuado de medición de resistencias, generalmente en un puente de Wheatstone. Los resistores se hacen generalmente de cobre, níquel o platino. El níquel y el cobre son más apropiados para temperaturas de 150 a 500°F , en tanto que el platino puede emplearse entre - 350 y 1100°F. El termómetro de resistencia es muy exacto y de gran importancia en el laboratorio; sin embargo, su aplicación en la industria es limitada, porque es frágil y requiere de mucho cuidado en su manejo.
Pirómetro termoeléctrico. Este es el método que más se emplea en trabajos de metalurgia para medir y controlar temperaturas; funcionan en forma satisfactoria hasta 3000°F aproximadamente. El pirómetro termoeléctrico sencillo, mostrado en la figura 53, consta de las unidades siguientes: 1. El termopar, compuesto de dos metales o aleaciones diferentes, 2. El bloque de empalmes, situado cerca y fuera del horno, 3. Los cables de extensión, y 4. El instrumento indicador o registro. El funcionamiento de este pirómetro se basa en dos principios: Efecto Peltier Si dos alambres metálicos diferentes se ponen en contacto eléctrico, habrá una fem a través de la punta de contacto. La magnitud de la fem desarrollada se determina por la composición química de los alambres y la temperatura de la punta de unión.
Efecto Thomson Si hay una diferencia de temperatura entre los extremos de un alambre homogéneo único, existirá una fem entre los extremos de dicho alambre. La magnitud de la fem desarrollada quedará determinada por la composición, la uniformidad química del alambre y la diferencia de temperatura. Por tanto, la fem total en un pirómetro termoeléctrico, algunas veces llamada efecto Seebeck, es la suma algebraica de cuatro fem: dos fem de Peltier en las uniones caliente y fría y dos fem Thomson a lo largo de cada alambre. La unión fría o unión referencia debe mantenerse a temperatura constante, la cual generalmente 0°C o 32°F. En el instrumento indicador, esto se hace generalmente por medio de una bobina de compensación de la unión fría que cambia su resistencia con la fluctuación en la temperatura ambiental, manteniendo siempre el instrumento a 32°F. Si la unión fría o la unión de referencia se mantienen a temperatura constante, entonces la fem mediana en el circuito del pirómetro será una función definida de la temperatura de la unión caliente. Mediante una calibración adecuada, es posible determinar una relación exacta entre fem desarrollada y la temperatura real de la unión caliente. Otra ley termoeléctrica útil establece que si se introduce un tercer metal en el circuito. la fem total del circuito no será afectada si la temperatura de este metal es uniforme sobre toda su longitud. El propósito de los cables de extensión es mover la unión de referencias a un punto donde la temperatura no variará. Los alambres del termopar no suelen ser suficientemente largos ni se hallaran tan aislados como para conectarse en forma directa al instrumento. Los cables de extensión por lo general están hechos del mismo material que los alambres del termopar y se colocan en un cable doble, con la cubierta individual según el código de color para su identificación. En algunos casos, se pueden utilizar cables de
extensión de cobre, pero entonces las uniones frías están en el bloque de empalmes en vez del instrumento de medición; por ende, podría ser más difícil mantenerlas a temperaturas constantes.
Figura 53 Pirómetro termoeléctrico sencillo.
Materiales para termopar. En teoría, dos alambres metálicos distintos desarrollarán un fem cuando hay una diferencia de temperatura entre sus puntos de unión; sin embargo, desde el punto de vista industria, solo unas cuantas combinaciones se utilizan realmente para termopares. Estas se escogieron sobre todo por su potencial termoeléctrico, costo razonable, estabilidad del tamaño de grano, linearidad de la curva temperatura-fem, y puntos de fusión mayores que la temperatura que se va a medir. El primer material en la combinación siempre se conecta a la terminal positiva.
Cromel-alumel El cromel (90% de níquel, 10% de cromo) en oposición al alumel (94% de níquel, 3% de manganeso, 2% de aluminio y 1% de silicio) es una de las combinaciones industriales más ampliamente utilizadas; tiene una curva de calibración bastante lineal y buena resistencia a la oxidación; además, es más útil en el intervalo de 1200 a 2200°F. Hierro-constantán El constantán es una aleación que contiene 54% de cobre y 46% de níquel, aproximadamente. Esta combinación puede utilizarse en el intervalo de 300 a 1400°F. Las principales ventajas son comparativamente su bajo costo, alta energía termoeléctrica y adaptabilidad a atmósferas diferentes. Cobre-constantán La aleación de constantán empleada con cobre diferente ligeramente de la utilizada con hierro y podría contener pequeñas cantidades de manganeso y hierro. Esta combinación es más adecuada para mediciones a baja temperaturas, hasta de -420°F. El límite superior es de 600°F, aproximadamente. Las combinaciones anteriores se conocen como termopares basados en metal (base de metal). Platino, latino-rodio al 10% Este es un termopar de "metal doble". Se utiliza para medir temperaturas demasiado altas para los termopares de base metal y en casos en que la radiación o los pirómetros ópticos no son satisfactorios, Si se emplea continuamente, es adecuado en el intervalo de 32 a 3000°F, pero se deteriorara rápidamente en una atmósfera reductora. Los termopares se fabrican cortando longitudes adecuadas de los dos alambres; los extremos se tuercen conjuntamente de manera cuidadosa una dos vueltas, o algunas veces s unen por sus extremos, y se sueldan para formar una cabeza redondeada y uniforme (Figura 54.a) Los alambres del termopar deben estar en contacto eléctrico sólo en la unión caliente, ya que el contacto en cualquier otro punto generalmente resultará en una fem medida demasiado baja. Los dos alambres están aislados entre sí por pequeños cilindros de porcelana o tubos de cerámica (Figura 54.b). En la mayoría de los casos, los termopares se encuentran en tubos protectores, que pueden ser de cerámica o metálicos. El tubo protege el termopar contra daños mecánicos y previene la contaminación de los materiales del termopar por la
atmósfera del horno. Hay disponible una variedad de tubos protectores metálicos, tales como hierro forjado o hierro fundido (hasta 1300°F), e hierro con 14% de cromo (hasta 1500°F), hierro con 28% de cromo o nicromel (hasta 2000°F). Por encima de 2000°F los tubos de protección que se usan son los de porcelana o los de carburo de silicio.
(a)
(b)
Figura 54 a) Ejemplos de termopares adecuadamente soldados. b) Diferentes tipos de separadores de porcelana. Medición de la fem. La temperatura de la unión caliente se determina al medir la fem generada en el circuito. Un potenciómetro es uno de los instrumentos más exactos para fem pequeñas. Básicamente, la fem por un termopar es balanceada contra una fem conocida y medida en términos de este patrón. La escala del alambre cursor puede calibrarse en milivolts o directamente en temperatura. En este último caso, el instrumento se debe emplear solo con el tipo de termopar para el cual esta calibrado. Esta in formación generalmente se haya impresa en el cuadrante del instrumento. La figura 55 muestra un circuito sencillo de un potenciómetro de indicación directa. La corriente de la celda seca pasa por un circuito principal, que consta de un alambre cursor de A a B cuya magnitud depende de la corriente que pasa por él desde la celda seca como el alambre cursor tiene resistencia uniforme, hay idénticas caídas de potencial a través de cada división. A fin de estandarizar la caída entre A y B para corresponder a las marcas fijadas en el disco indicador, en el circuito se conecta una celda estándar de voltaje fijo y conocido, moviendo el interruptor a la celda estándar (C.E.). Nótese que la polaridad de la celda estándar es tal que la corriente que fluye de ella se opone a la que fluye de
la celda seca. La resistencia R se ajusta de tal modo que estas corrientes tengan igual intensidad, con el resultado neto de que no hay corriente que fluye por el circuito como lo indica la no deflexión del galvanómetro. Así, el circuito está estandarizado de modo que la caída de potencial a través de cada división del alambre cursor corresponde a una cantidad Cuando se mide la fem del termopar, se reemplaza la celda estándar en el circuito moviendo el interruptor a la posición termopar (P.T.). El termopar se debe conectar adecuadamente de modo que la corriente que fluye de ahí se oponga al flujo de corriente de la celda seca. El circuito se balancea no por ajuste de la resistencia R, sino por ajuste de la resistencia de la posición del alambre cursor contenida en el circuito del termopar. Para hacer este ajuste, se gira el disco indicador hasta que la lectura del galvanómetro sea cero. En este momento, la caída del potencial a través del alambre cursor hasta el punto de contacto es igual a la fem del termopar y en la escala del alambre cursor se pueden leer directamente milivoltios. Una vez que se consulta una tabla de calibración adecuada, como la tabla 9, para el termopar en uso se puede hacer la conversión de milivoltios a temperatura, o leer directamente en temperatura si el disco es calibrado de esa manera.
Figura 55 Circuito de un potenciómetro de lectura directa Como la temperatura de la unión fría en el instrumento suele ser mayor que la temperatura de la unión fría estándar (32°F), es necesario compensar esta variación. La compensación puede hacerse manual o automáticamente por medio de un resistor sensible a la temperatura , llamado compensador de unión fría. En contraste con la mayoría de los materiales, el compensador de unión fría tiene un coeficiente de temperatura para la resistencia negativo. Esto significa que su resistencia disminuye con el aumento de temperatura. De esta manera, mantendrá la unión fría a una temperatura constante al balancear cualquier cambio en resistencia conforme la temperatura del instrumento varíe.
Pirómetro de registro y de Control. En la mayoría de las instalaciones industriales, es necesario que el pirómetro efectúe algo más que simplemente indicar temperatura. La aguja del potenciómetro se puede sustituir por una pluma que se mueve sobre una carta corrediza, a fin de obtener un registro completo de la temperatura. Este recibe el nombre de pirómetro de registro. También el instrumento mediante circuitos eléctricos se puede utilizar para controlar el flujo de gas a los quemadores o de electricidad a los elementos de calefacción y de ese modo mantener constante una temperatura predeterminada para el horno. Esto se llama pirómetro de control. Es posible preparar el instrumento para registrar y controlar la temperatura de uno o más termopares.
1 Pirómetro de radiación. Los principios del funcionamiento del pirómetro de radiación in cluyen una fuente de radiación estándar, conocida como cuerpo negro, el cual es un cuerpo hipotético que absorbe toda la radiación que incide sobre él. Los pirómetros de radiación generalmente están calibrados para indicar temperaturas reales. La ley de Stefan-Boltzmann, que es la base para la escala de temperatura de los
pirómetros de radiación, muestra que la rapidez de energía radiante que despide un cuerpo negro es proporcional a la cuarta potencia de su temperatura absoluta W = KT4 donde W = rapidez de emisión de la energía de un cuerpo negro K = constante de proporcionalidad T = temperatura absoluta del cuerpo negro La temperatura aparente medida en los materiales que no sean en cuerpo negro será siempre menor que la temperatura real. Esto se deberá a la emisividad del material, la cual se define como la razón de la rapidez de emisión de energía radiante del material que no es un cuerpo negro a la razón de emisión de un cuerpo negro a la misma temperatura. Así W = KeT4 = KTa4 o bien Ta 4 = etT4 donde Ta = temperatura absoluta aparente del cuerpo no negro medida con un pirómetro et = emisividad total del cuerpo no negro Por tanto, una vez conocida la emisividad total del material, l a temperatura indicada por el pirómetro se puede corregir fácilmente a la temperatura real absoluta, misma que leerá el pirómetro bajo condiciones de cuerpo negro. La figura 56 muestra una sección transversal de un pirómetro de radiación tipo espejo. La radiación del objetivo pasa a través de la ventana A al espejo B y es enfocada para formar una imagen del objetivo en el plano del diagrama interno J. Esta imagen es enfocada luego por el espejo D sobre un grupo de termopares, llamado termopila E. Observando el agujero C a través de la lente H se puede determinar si la imagen del objetivo es suficientemente grande para cubrir el agujero y si el pirómetro está apuntado en forma adecuada. El aumento de temperatura de la termopila es aproximadamente proporcional a la rapidez con que la energía radiante incide en ella; por tanto, la fem es proporcional a T4; sin embargo, en la práctica no toda la energía radiante alcanza al termopar, ya que alguna la absorberán la atmósfera y las partes ópticas del instrumento. De esta manera, la ley de Stefan-Boltzmann no se satisface totalmente y la relación entre la temperatura de la fuente de radiación y la fem del termopar puede expresarse en forma empírica como E = K·T·b Las constantes K y b deben determinarse experimentalmente por calibración en dos puntas de estandarización. El pirómetro de radiación no necesita estar en contacto directo con el cuerpo caliente; de esta manera, el límite superior del intervalo de temperatura no está determinado por la habilidad del pirómetro en sí para resistir altas temperaturas. Con el uso de protecciones apropiadas en el sistema óptico, no hay límite superior de temperatura. El límite mínimo de temperatura es de 1000°F aproximadamente.
Figura 56 Pirómetro de radiación tipo espejo
2 Pirómetro óptico. El instrumento descrito en la sección precedente que respondió a todas las longitudes de onda de radiación se conoce como pirómetro de radiación total. Aunque los prin cipios generales sobre los que se basa el pirómetro óptico son los mismos que para el pirómetro de radiación, difieren en que el pirómetro utiliza una sola longitud de onda o una banda angosta de longitudes de onda correspondiente a la parte visible del espectro. El pirómetro óptico mide la temperatura comparando el brillo de la luz emitida por la fuente con la de una fuente estándar. Para facilitar la comparación de color, se utiliza un filtro para color rojo que restringe la radiación visible a la longitud de onda de la radiación roja. El tipo que más se utiliza en la industria es el de filamento que desaparece. Este pirómetro consta de dos partes: el telescopio y una caja de control. El telescopio (figura 57) contiene un filtro para color rojo montado en vidrio enfrente del ocular y una lámpara con un filamento calibrado, sobre cual la lente objetivo enfoca una imagen del cuerpo cuya temperatura se va a medir. También contiene un interruptor para cerrar el circuito eléctrico de la lámpara y una pantalla de absorción para cambiar el intervalo del pirómetro. Como se muestra en la figura 57.b, la caja de control contiene las partes principales del circuito de medición, las cuales incluyen celdas secas que proporcionan la corriente para iluminar la lámpara, un reóstato R para ajustar la corriente del filamento, y un alambre cursor del potenciómetro con su correspondiente celda estándar y un galvanómetro para medir de manera precisa la corriente del filamento. Esta corriente se ajusta en forma manual, dando vuelta a R, hasta que el filamento adquiere un brillo igual al de la imagen del objeto observado y hasta que el filamento parece desaparecer (Figura 57.c) Luego se obtiene un balance exacto al dar vuelta a P1 hasta que la lectura del galvanómetro sea cero. Una escala acoplada al contacto del potenciómetro P indica la temperatura directamente. El intervalo de temperatura del pirómetro óptico descrito es de 1400 a 2400°F. Este límite superior se debe tanto al peligro de deterioro del filamento a temperaturas mayores, como al efecto deslumbrador sobre el ojo humano del brillo a temperaturas elevadas. El intervalo de temperaturas puede extenderse a valores mayores mediante una pantalla de absorción entre el lente objetivo y el filamento, permitiendo así que los brillos puedan igualarse a menores temperaturas del filamento.
Figura 57 Pirómetro óptico tipo de filamento que desaparece: a) Telescopio; b) diagrama del circuito; c) aspecto del filamento.
Entonces, el pirómetro puede calibrase para el intervalo de mayor temperatura usando las menores temperaturas del filamento. De este modo, mediante diversas pantallas de absorción, el límite superior del pirómetro óptico puede extenderse hasta 10000°F o más. Algunas ventajas de los pirómetros ópticos y de radiación son: 1. Medición de temperaturas altas, 2. Medición de cuerpos inaccesibles, 3. Medición de cuerpos en movimiento o pequeños. 4. Ninguna parte del instrumento está expuesta a los efectos destructivos del calentamiento. Las principales desventajas son: 1. Errores cometidos porque la igualación fotométrica es cuestión de criterio, 2. Errores introducidos por humo o gases existentes entre el observador y la fuente, 3. Incertidumbre respecto al grado de diferencia o alejamiento de las condiciones del cuerpo negro.
ANEXOS 1
Tabla de calibración de termocuplas (Tabla 9)
2
Diagramas TTT de varios aceros
Diagrama TTT para el acero AISI O1. (la composición nominal se da en el diagrama) [P. Payson and J.L. Klein, Trans. ASM, 31 (1943) 218-256.]
