3. tratamientos termicos.pdf

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PROCESOS DE MEJORA DE PROPIEDADES

PROCESOS INDUSTRIALES

Profesor:

Álvaro Guzmán Aponte, Ph.D

[email protected]

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Recocido

Endurecimiento superficial

Formación de martensita

OPERACIONES DE PROCESAMIENTO

PROCESOS DE MEJORA DE

PROPIEDADES

TRATAMIENTO TÉRMICO DE

METALESEndurecimiento por precipitación

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Acorde al Metals Handbook el tratamiento térmico es: “una combinación deoperaciones de calentamiento y enfriamiento, de tiempos determinados yaplicadas a un metal o aleación en el estado sólido en una forma tal que seproducirán propiedades deseadas”.

TRATAMIENTO TÉRMICO

Diagrama de Fases de Fe – Fe3C

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RECOCIDO

Reducir la dureza y fragilidad

Alterar la microestructura de manera que puedan obtenerse las

propiedades mecánicas deseadas

Ablandar los metales y mejorar su maquinabilidad o formabilidad

Recristalizar los metales trabajados en frío (endurecidos por deformación)

Aliviar los esfuerzos residuales inducidos por los procesos de formado

previos

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RECOCIDO TOTAL

Acero hipoeutectoide

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ESFEROIDIZACIÓN

Esferoidización de un acero de 0,8% C a 650°C: a) 0h, b) 4h, c) 16h y d) 64h.

a) b)

c) d)

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OTROS TIPOS DE RECOCIDO

RECOCIDO PARA ELIMINACIÓN DE

ESFUERZOS

También llamado recocido subcrítico, es útil paraeliminar esfuerzos residuales causados en operacionesde maquinado y otros procesos de trabajo en frío. Esllevado a cabo al calentar el acero a temperaturas de80 – 170 °C por debajo de la temperatura críticainferior A1.

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OTROS TIPOS DE RECOCIDO

RECOCIDO DE PROCESO

Muy utilizado en las industrias de la lámina y elalambre y se lleva a cabo al calentar el acero atemperaturas de 80 – 170 °C por debajo de latemperatura crítica inferior A1. Es aplicado despuésdel trabajado en frío y suaviza el acero, medianterecristalización, para un trabajo ulterior; es muyparecido al recocido para eliminación de esfuerzos.

RECOCIDO PARA ELIMINACIÓN DE

ESFUERZOS

También llamado recocido subcrítico, es útil paraeliminar esfuerzos residuales causados en operacionesde maquinado y otros procesos de trabajo en frío. Esllevado a cabo al calentar el acero a temperaturas de80 – 170 °C por debajo de la temperatura críticainferior A1.

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NORMALIZACIÓN

Acero normalizado al 0,5% de carbono, calentado a 982 °C y enfriado en aire. Las áreas perlíticas

están rodeadas por ferrita proeutectoide.

Esquema que muestra la diferencia en estructura

perlítica, debido al recocido y al normalizado.

Austenitización 55°C > A3 o Acm

Enfriamiento en el aire

No enfriamiento en

condiciones de equilibrio, lo

que afecta la transformación

de la austenita y la

microestructura resultante.

Menos tiempo para la

formación de la constituyente

proeutectoide.

Menor temperatura de

transformación de la austenita

y más fina será la perlita.

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FORMACIÓN DE MARTENSITA Formas alternativas de

ferrita y cementita

Martensita

Curva TTT (Tiempo-Temperatura-Transformación)

Curva TTT, que muestra la transformación de austenita en otras fases como una función del tiempo y la temperatura para una composición de cerca de 0,80% de

acero-carbono. La trayectoria de enfriamiento mostrada aquí produce martensita.

Austenita

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FORMACIÓN DE MARTENSITA

Características importantes de la transformación

Es sin difusión y no hay cambio en la composición química

Es una transformación atérmica (depende sólo de la disminución de la temperatura y es

independiente del tiempo)

La temperatura Ms (inicio de transformación) es característica de cada aleación

(función de la composición química) y no puede disminuirse al incrementar la rapidez

de enfriamiento

La martensita es una fase metaestable

La propiedad más significativa es su potencial de dureza muy grande

a) Martensita en “listones” en acero al bajo carbono (80x). b) Martensita en “placas” en acero de alto

carbono (400x).

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FORMACIÓN DE MARTENSITA

a) La celda unitaria de lamartensita TCCu está relacionadacon la celda unitaria de laaustenita CCCa. b) Cuandoaumenta el porcentaje de carbono,más sitios intersticiales sonllenados por los átomos decarbono, y la estructura tetragonalde la martensita se hace máspronunciada.

M °F = 1000− 650x%C − 70%x%Mn − 35x%Ni − 70x%Cr − (50x%Mo)

Influencia del carbono sobre el intervalo de martensita.

Efecto del carbono sobre la dureza de la austenita y la

martensita.

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1)Preparar un gran número de muestras cortadas de la misma barra. La sección transversal tiene que ser

pequeña para que reaccione rápidamente a los cambios de temperatura.

2)Colocar las muestras en un horno a la temperatura de austenización adecuada (aproximadamente

774°C para un acero eutectoide 1080) y durante un tiempo prudente.

3)Colocar las muestras en un baño de sal fundida que se mantenga a una temperatura constante

subcrítica (una temperatura por debajo de A1), por ejemplo 704 °C.

4)Después de variar los intervalos de tiempo en el baño de sal, cada muestra se templa en agua fría o en

salmuera enfriada con hielo.

5)Después del enfriamiento, a cada muestra se le toma la dureza y se estudia microscópicamente.

6)Los pasos anteriores se repiten a diferentes temperaturas subcríticas hasta que se determinan

suficientes puntos para graficar las curvas en el diagrama.

15



¿ Cómo determinar una curva TTT ?

16




El progreso de la transformación de austenita a perlita a 704 °C está relacionado con la estructura a temperatura ambiente; A es austenita, M

martensita y P perlita.

Curva típica de transformación isotérmica de austenita a perlita para un acero 1080 (eutectoide) a 704 °C; la

martensita es el área clara (500x).

704 °C

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Diagrama que muestra cómo se resumen las mediciones de la transformación isotérmica mediante

el diagrama TTT.

Diagrama de transformación TTT para un acero 1080 (eutectoide).

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TRANSFORMACIÓN DE PERLITA Y BAINITA


Perlitas formadas por la transformación de austenita a varias temperaturas subcríticas; a) 1300 °F, b)

1225 °F, c) 1150 °F y d) 1075 °F.

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a) Bainita plumosa o superior y perlita fina en una matriz martensítica (blanca) (1000x). b) Microestructura de bainita

transformada a 850 °F, tomada por MEB (15000x).


a) Bainita acicular o inferior, agujas negras en una matriz martensítica (blanca) (2500x). b) Microestructura de bainita


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Crecimientos de perlita, nucleada por un cristal de carburo, y de bainita, nucleada por un cristal de ferrita

con carburo rechazado como pequeñas placas discontinuas.

a) Bainita plumosa o superior y perlita fina en una matriz martensítica (blanca) (1000x). b) Microestructura de bainita



a) Bainita acicular o inferior, agujas negras en una matriz martensítica (blanca) (2500x). b) Microestructura de bainita


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EFECTO EN LA CONCENTRACIÓN

DE CARBONO

Curvas TTT para a) un acero 1050 y b) un acero 10110.


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Curva TTT para un acero 1050.

EJEMPLO DE DISEÑO DE UN TRATAMIENTO TÉRMICO PARA UN EJE

Diseñar un tratamiento térmico para producir una microestructura uniforme y una dureza HRC 23 en uneje de acero 1050.

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770 °C

24






Austenizar a 770 °C + (30 a 55 °C) = 800 a 825 °C,

durante un tiempo prudente (1 hora aproximadamente)

para obtener 100% .

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para obtener 100% .

Templar el acero a 600 °C y mantenerlo durante mínimo

10 segundos.

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para obtener 100% .

Templar el acero a 600 °C y mantenerlo durante mínimo

10 segundos.

Enfriar al aire a temperatura ambiente. La

microestructura y dureza son uniformes debido al

recocido isotérmico.

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INTERRUPCIÓN DE LA

TRANSFORMACIÓN ISOTÉRMICA


Producción de estructuras complicadas al interrumpir el tratamiento isotérmico de un acero 1050.

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TEMPLE

Curvas de enfriamiento

Curvas de enfriamiento sobrepuestas en un diagrama hipotético TTT para un acero eutectoide. La porción hachurado de la curva en enfriamiento indica la

transformación.

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Curva de transformación a enfriamiento continuo (TEC)

Curva TEC para un acero 1080 comparado con la curva TTT.

Curva TEC para un acero de baja aleación, 0,2% de C.

30



Curva TEC derivada de la curva TTT para un acero al carbono eutectoide.

Curva TEC para un acero de triple aleación (4340): 0,42% C, 0,78% Mn, 1,79% Ni, 0,80% Cr y 0,33% Mo.

Curva de transformación a enfriamiento continuo (TEC)

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Curva TTT de un acero 1035: 0,35% C, 0,37% Mn. Austenizado a 1550 °F.

COMPOSICIÓN QUÍMICA


Microestructura de un acero de bajo carbono, templado en agua, que muestra

una red de ferrita blanca rodeando las grises áreas de martensita de bajo carbono. a) 100x y b) 500x. Atacada químicamente

en Nital al 2%.

RCE

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Microestructura de un acero de medio carbono, templado en agua, que muestra áreas oscuras de perlita fina que parecen delinear alguna parte de las fronteras de

grano de austenita previas, alguna bainita oscura y plumosa y una matriz de

martensita. a) 100x y b) 750x. Atacada químicamente en Nital al 2%.


Curva TTT (Tiempo-Temperatura-Transformación) RCE

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Curva TTT de un acero al 0,33% C, 0,45% Mn, 1,97% Cr. Austenizado a 1600 °F.




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Curva TEC para un acero de triple aleación (4340): 0,42% C, 0,78% Mn, 1,79% Ni, 0,80% Cr y 0,33% Mo.

Naríz

+ -V, W, Mo, Cr, Mn, Si y Ni



Curva TTT para un acero al 0,87% C, 0,30% Mn, 1,27% V. Tamaño del grano: - de 2 a 3, austenizados a 1925 °F y - - de 11,

austenizados a 1500 °F. La curva TTT se desplaza a la derecha engrosando el grano austenítico.

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Número = Número de granos / unidad de área

TAMAÑO DE GRANO

AUSTENÍTICO

FinoGrueso


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Enfriamiento por:

A Capa vapor

B Transporte de

vapor

C Líquido

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TEMPLE

Mecanismos de eliminación de calor

Curva típica de enfriamiento para un cilindro pequeño de acero templado en agua tibia.

Tipo de medio de temple

Temperatura del medio de temple

Condición superficial del fragmento

Tamaño y masa del fragmento

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TEMPLE

Factores que afectan la rapidez real de enfriamiento

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Tipo de medio de temple

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TEMPLE


Curvas de enfriamiento obtenidas en el centro de una barra de acero inoxidable de ½ pulg de diámetro 2 ½ pulg de largo. Sin

agitación.


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TEMPLE


Curvas de enfriamiento obtenidas en el centro de muestras templadas en agua de grifo a temperaturas de baño de 75 y

125 °F. Sin agitación.

Velocidades de enfriamiento en el centro de una muestra de acero inoxidable de ½ pulg de diámetro 2 ½ pulg de

largo cuando se templa a 1500 °F en varios medios.*

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TEMPLE


Efecto de la agitación sobre las curvas de enfriamiento obtenidas en el centro de una muestra de acero inoxidable

templada en aceite convencional para templar. Temperatura del aceite: 125 °F.

Severidad de temple en relación con agua inmóvil con valor de 1,0 para varias condiciones de temple.*

Condición superficial

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TEMPLE


Efecto de la escama sobre las curvas de enfriamiento obtenidas en el centro de muestras de acero 1095 SAE templadas en Gulf

superquench. Temperatura del aceite: 125 °F; agitación violenta.

Cobrizado

Atmósfera de protección

Recipientes con sal líquida

Virutas de hierro fundido

Escamas gruesas

Escamas ligeras

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Tamaño y masa

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TEMPLE


Efecto de la masa sobre las curvas de enfriamiento obtenidas en el centro de muestras de acero inoxidable

templadas en aceite convencional para templar. Temperatura del aceite: 125 °F.

Tamaño y masa

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TEMPLE


Curvas de enfriamiento para la superficie, en una posición intermedia y en el centro de dos barras

redondas de diferentes tamaños templadas en agua.

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Tamaño y masa

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TEMPLE


Curvas de enfriamiento en la superficie, la estructura final y la dureza de barras redondas de diferentes

tamaños en relación con el TTT de un acero al 0,45% de C.

Tamaño y masa

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TEMPLE


Curvas de enfriamiento tiempo-temperatura para diferentes posiciones en una barra de una pulg de

diámetro templada drásticamente en agua.

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Tamaño y masa

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TEMPLE


Curvas de penetración de dureza o transversal de dureza para muestras de varios tamaños empleadas en agua: a) acero SAE 1045; b) acero SAE 6140 al Cr-

Vn.

Tamaño y masa

48



TEMPLE


Curvas de penetración de dureza o transversal de dureza para muestras de varios tamaños empleadas en agua: a) acero SAE 1045; b) acero SAE 6140 al Cr-

Vn.

Para un acero de composición y tamaño de grano austenítico determinados, sin considerar la forma o el tamaño de la

pieza ni las condiciones de temple, dondequiera que la rapidez real de

enfriamiento sea la misma, la dureza debe ser la misma.

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Tamaño y masa

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TEMPLE


Curvas de penetración de dureza o transversal de dureza para muestras de varios tamaños empleadas en agua (izquierda) y aceite (derecha): a) acero SAE 1045; b) acero SAE 6140 al Cr-Vn.

AGUA ACEITE

Capacidad relativa de un acero de ser endurecido portransformación a martensita. Es una propiedad que determina laprofundidad por debajo de la superficie enfriada por inmersión a lacual el acero se endurece o la severidad de la inmersión requeridapara lograr una cierta penetración de la dureza.

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Templabilidad

TEMPLE

Representación esquemática del efecto de la variación en

composición química para un acero de clase dada. La curva

de enfriamiento queda sobrepuesta al principio de la

curva de transformación.

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Capacidad relativa de un acero de ser endurecido portransformación a martensita. Es una propiedad que determina laprofundidad por debajo de la superficie enfriada por inmersión a lacual el acero se endurece o la severidad de la inmersión requeridapara lograr una cierta penetración de la dureza.

51



Templabilidad

TEMPLE

Representación esquemática del efecto de la variación en

composición química para un acero de clase dada. La curva

de enfriamiento queda sobrepuesta al principio de la

curva de transformación.

¿Cuál es el método

utilizado para determinar la templabilidad?

52



Templabilidad

TEMPLE

Representación esquemática de la probeta del ensayo Jominy a) insaturada durante el temple y b) después del ensayo de dureza a partir del extremo templado y a lo largo de la arista.

Ensayo Jominy

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Típico gráfico de templabilidad: dureza Rockwell C en función de la distancia al extremo templado.

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Templabilidad

TEMPLE

Ensayo Jominy

Relación entre la rapidez de enfriamiento y la distancia

Jominy.

Correlación entre el diagrama enfriamiento continuo y la curva TTT

con los datos del ensayo Jominy para un acero del tipo 8630.

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Templabilidad

TEMPLE

Ensayo Jominy

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Curvas de templabilidad para cinco diferentes aceros aleados que contienen 0,4% de C. las composiciones

aproximadas (% en peso) son: 4340 - 1,85 Ni, 0,80 Cr y 0,25 Mo; 4140 – 1,0 Cr y 0,2 Mo; 8640 – 0,55 Ni, 0,50 Cr y 0,20 Mo; 5140 – 0,85 Cr; 1040 es un acero al carbono.

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Templabilidad

TEMPLE

Ensayo Jominy

Curvas de templabilidad para cuatro aceros aleados de la serie 8600 cuyo contenido en carbono se indica.

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Templabilidad

TEMPLE

Ensayo Jominy

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Banda de templabilidad de un acero 8640 con indicación de los límites máximo y mínimo.

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Templabilidad

TEMPLE

Ensayo Jominy

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Curvas de templabilidad para varios aceros.

EJEMPLO DE DISEÑO DE UN ENGRANE RESISTENTE AL DESGASTE

Un engrane hecho de acero 9310 , que tiene una dureza según se templó en un punto crítico deHRC 40, se desgasta con una rapidez excesiva. Pruebas han demostrado que se requiere de unadureza después del templado de al menos HRC 50 en ese punto crítico. Diseñe un acero que seaapropiado.


Templabilidad

TEMPLE

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Templabilidad

TEMPLE

HRC 40 en un acero 9310Distancia Jominy de 10/16 pulg

(10 °C/s)


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Templabilidad

TEMPLE

HRC 40 en un acero 9310Distancia Jominy de 10/16 pulg

(10 °C/s)


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Gráfica de Grossman empleada con el fin de determinar la templabilidad en el centro de una barra

de acero para diferentes medios de temple.

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TEMPLE

Severidad del templado y la gráfica de Grossman

Templabilidad

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TEMPLE

Templabilidad

EJEMPLO DE DISEÑO UN PROCESO DE TEMPLADO

Diseñe un proceso de templado para producir una dureza mínima de HRC 40 en el centro de unabarra de acero 4320 de 1,5 pulgadas de diámetro.

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Formación de grietas por templado causadas por esfuerzos residuales

producidos durante el templado. La figura ilustra el desarrollo de esfuerzos cuando la austenita se transforma en martensita durante el enfriamiento.

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TEMPLE

Esfuerzos residuales y agrietamiento

Tratamiento térmico de temple arriba de Ms, diseñado para reducir esfuerzos

residuales y grietas por templado.

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TEMPLE + REVENIDO

Efecto de la temperatura de revenido en las propiedades mecánicas de un acero 1050.

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Efecto de la temperatura de revenido en las propiedades mecánicas de un acero 1050 y curva TTT para un acero 1050.

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Diseñe un tratamiento térmico para producir una flecha giratoria hecha en acero 1050 cuyafunción es transmitir la energía de un motor eléctrico. Su resistencia a la fluencia debe ser almenos de 145000 psi y al menos un 15% de elongación para obtener tenacidad.

TEMPLE + REVENIDO

EJEMPLO DE TRTAMIENTO TÉRMICO DE TEMPLE + REVENIDO

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Es producido por una secuencia de transformaciones de fase que lleva a unadispersión uniforme de precipitados (finas partículas) coherentes a nanoescalaen una matriz dúctil y blanda, que bloquean el movimiento de las dislocacioneshaciendo más resistente y duro el metal.

ENDURECIMIENTO POR

ENVEJECIMIENTO O PRECIPITACIÓN

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ENDURECIMIENTO POR


Ventajas

Aumento de la resistencia a la fluencia de (límite elástico) de numerosos materiales metálicos, sin

crear cambios importantes en la densidad

Mejora la relación resistencia densidad (aleación de Al 20000 psi a 60000 psi)

Aleaciones de Al, Cu, Mg, Ni y otros metales no ferrosos.

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ENDURECIMIENTO POR


Ventajas

Desventajas

Las aleaciones endurecidas por envejecimiento se emplean en un rango limitado de temperaturas, ya

que los precipitados formados crecen y se pueden disolver a temperaturas elevadas.

Aumento de la resistencia a la fluencia de (límite elástico) de numerosos materiales metálicos, sin

crear cambios importantes en la densidad

Mejora la relación resistencia densidad (aleación de Al 20000 psi a 60000 psi)

Aleaciones de Al, Cu, Mg, Ni y otros metales no ferrosos.

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ENDURECIMIENTO POR


Tratamiento térmico de endurecimiento por precipitación

Parte del diagrama Al-Cu.

Al- 4%Cu

70


ENDURECIMIENTO POR



Al- 4%Cu


1.Tratamiento por solución. Calentar por encima de la

temperatura de solvus y sostener hasta producir una

solución α sólida homogénea y reducir cualquier

segregación. (T (500 – 548 °C))

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ENDURECIMIENTO POR



Al- 4%Cu






2.Templado. Enfriar rápidamente, produciendo así una

solución sólida sobresaturada (αSS) con exceso de Cu y

estructura metaestable.

72


ENDURECIMIENTO POR



Al- 4%Cu









3.Envejecimiento. Calentar α SS por debajo de la

temperatura de solvus (temperatura de

envejecimiento), los átomos adicionales de Cu

difunden a sitios de formación de núcleos y los

precipitados crecen.

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ENDURECIMIENTO POR



Al- 4%Cu 1.Tratamiento por solución. Calentar por encima de la








3.Envejecimiento. Calentar α SS por debajo de la

temperatura de solvus (temperatura de

envejecimiento), los átomos adicionales de Cu

difunden a sitios de formación de núcleos y los

precipitados crecen.

74


ENDURECIMIENTO POR


Parte del diagrama Mg-Al.

EJEMPLO DE TRATAMIENTO TÉRMICO DE ENDURECIMIENTO POR ENVEJECIMIENTO

Suponga que una aleación Mg 8%- Al (ver figura) es responsable de un tratamiento térmico deendurecimiento por envejecimiento. Diseñe un tratamiento térmico para la aleación.

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ENDURECIMIENTO POR



1.Realizar un tratamiento por solución a una temperatura

entre solvus y eutéctica (340 – 451 °C).



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ENDURECIMIENTO POR





2.Templar a temperatura ambiente lo suficientemente

rápido para evitar que se forme el precipitado fase β.



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ENDURECIMIENTO POR






2.Templar a temperatura ambiente lo suficientemente

rápido para evitar que se forme el precipitado fase β.

3.Envejecer a un temperatura debajo de solvus, es decir,

por debajo de 340 °C, para formar una dispersión fina de

la fase β


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ENDURECIMIENTO POR


Efecto de la temperatura y el tiempo

Efecto de la temperatura y el tiempo en la resistencia a la fluencia de una aleaciónAl-4% Cu.

A T = 260 °C mayor difusión y formación de precipitados

rápidamente. Sobrenvejecimiento a más de 0,1 h (6

minutos).

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ENDURECIMIENTO POR






minutos).

A T = 190 °C requiere tiempos mayores para producir la

resistencia óptima. Sin embargo:

La resistencia máxima aumenta a temperatura más baja

de envejecimiento.

La resistencia máxima se mantiene por más tiempo.

Las propiedades son más uniformes.

80


ENDURECIMIENTO POR






minutos).

A T = 190 °C requiere tiempos mayores para producir la

resistencia óptima. Sin embargo:

La resistencia máxima aumenta a temperatura más baja

de envejecimiento.

La resistencia máxima se mantiene por más tiempo.

Las propiedades son más uniformes.

Envejecimiento artificial

Envejecimiento natural

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ENDURECIMIENTO POR



Un operador de un horno olvidó por un periodo de 1 hora, remover la aleación de Al-4% Cu delhorno empleado para el tratamiento térmico por envejecimiento. Compare el efecto en laresistencia a la fluencia de la hora adicional de envejecimiento para las temperaturas deenvejecimiento de 190 y 260 °C.

EJEMPLO DE EFECTO DEL TIEMPO DEL TRATAMIENTO TÉRMICO POR ENVEJECIMIENTO EN LA RESISTENCIA DE ALEACIONES DE ALUMINIO

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ENDURECIMIENTO POR



A T = 190 °C, la resistencia máxima de 400 MPa ocurre en 2

horas. A 3 horas, la resistencia sigue siendo igual.



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ENDURECIMIENTO POR





A T = 260 °C, la resistencia máxima de 340 MPa ocurre en

0,06 horas. A 1 hora, la resistencia disminuye a 250 MPa.



84


ENDURECIMIENTO POR





A T = 260 °C, la resistencia máxima de 340 MPa ocurre en

0,06 horas. A 1 hora, la resistencia disminuye a 250 MPa.


> Temperatura de envejecimiento lleva a una menor resistencia y más sensible al tiempo de

envejecimiento


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ENDURECIMIENTO POR


Requisitos para el endurecimiento por envejecimiento

La aleación debe formar una sola fase al calentarse por encima de la línea de solvus y luego entrar a

una región de dos fases al enfriarse.

La matriz debe ser blanda y dúctil, y el precipitado duro y quebradizo.

La aleación debe poder templarse.

Debe formarse un precipitado coherente.

86


Tratamientos termoquímicos aplicados al acero en los cuales la composición dela superficie de la pieza se altera por la adición de C, N u otros elementos.

ENDURECIMIENTO SUPERFICIAL

CARBURIZACIÓN

EN CAJA

GASEOSA

LÍQUIDA

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CARBURIZACIÓN

EN CAJA

GASEOSA

LÍQUIDA

Materiales carbonáceos (carbón vegetal o coque)

Capa relativamente gruesa 0,6 – 4,0 mm (0,025 -

0,150 pulg)

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CARBURIZACIÓN

EN CAJA

GASEOSA

LÍQUIDA



0,150 pulg)

Hidrocarburos (propano (C3H8))

Capa delgada 0,13 – 0,75 mm (0,005 -0,030 pulg)

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CARBURIZACIÓN

EN CAJA

GASEOSA

LÍQUIDA



0,150 pulg)



Baño de sal fundida que contiene cianuro de sodio

(NaCN), cloruro de bario (BaCl2) y otros

componentes.

Espesor de capa fluctúa entre los otros dos

90




CARBURIZACIÓN

EN CAJA

GASEOSA

LÍQUIDA



0,150 pulg)



Baño de sal fundida que contiene cianuro de sodio

(NaCN), cloruro de bario (BaCl2) y otros

componentes.

Espesor de capa fluctúa entre los otros dos

Este proceso se lleva a cabo a temperaturas alrededor de 875 - 925 °C (1600 - 1700 °F) dentro del

rango de la austenita

Carburización + enfriamiento por inmersión produce HRC 60

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La mayoría de los procesos comerciales de difusión ocurre en condicionesno estacionarias, es decir, el flujo de difusión y los perfiles deconcentración varían con el tiempo, con una acumulación o agotamientode las especies que se difunden. En este caso:

DIFUSIÓN EN ESTADO NO ESTACIONARIO [SEGUNDA LEY DE FICK]

= 퐷( )

Álvaro Guzmán Aponte



CARBURIZACIÓN

La solución para esta ecuación depende de las condiciones limitantes para una situación enparticular. Una solución es:

푐 − 푐푐 −푐 = 푒푟푓

푥2 퐷푡

Siendo cs la concentración constante de los átomos que se están difundiendo en la superficie del material,c0 es la concentración uniforme inicial de los átomos que se están difundiendo en el material y cx es laconcentración del átomo que se está difundiendo en la localización x debajo de la superficie después de untiempo t.

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DIFUSIÓN EN ESTADO NO ESTACIONARIO [SEGUNDA LEY DE FICK]




CARBURIZACIÓN

Difusión de átomos en la superficie de un material que ilustra el uso de la segunda ley de Fick.


푥2 퐷푡

Siendo cs la concentración constante de los átomos que se estándifundiendo en la superficie del material, c0 es la concentraciónuniforme inicial de los átomos que se están difundiendo en el material ycx es la concentración del átomo que se está difundiendo en lalocalización x debajo de la superficie después de un tiempo t.

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La función de error “erf” puede evaluarse a partir de la tabla y figurasiguientes:


Gráfica que muestra el argumento y el valor de la función de error encontrados en la segunda ley de

Fick.

Valores de la función de error para la segunda ley de Fick.


CARBURIZACIÓN


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La definición matemática de la función error es:


erf = 2휋

exp −푦 푑푦

Siendo y el argumento de la función de error.

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CARBURIZACIÓN


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Ejemplo. La superficie de un piñón de acero AISI 1010 senecesita endurecer por medio de un tratamiento decarburación, por lo que se coloca en una atmósfera cuyaconcentración de C es 1,2% a altas temperaturas. El carbonose difunde desde la superficie hacia el interior. Para obtenerlas propiedades deseadas, el acero debe contener 0,45% C auna profundidad de 0,2 cm de la superficie. Diseñar eltratamiento térmico para obtener estas características.Asumir que la temperatura es lo suficientemente alta (almenos 900 °C) para que el acero tenga estructura FCC.

Horno utilizado en los tratamientos de carburación.

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CARBURIZACIÓN


La definición matemática de la función error es:

erf = 2휋

exp −푦 푑푦

Siendo y el argumento de la función de error.

Teniendo en cuenta que cs = 1,2% C, c0 = 0,1% C, cx = 0,45% C y x = 0,2 cm, setiene:



푥2 퐷푡

= , % , %, % , %

= 0,68 = 푒푟푓 , = 푒푟푓 ,

A partir de la tabla, se encuentra que:

, = 0,71ó퐷푡 = ,,

=0,0198 cm2

Cualquier combinación de D y t con un producto de 0,0198 cm2 funcionará. Para la difusión delcarbono en el hierro FCC, el coeficiente de difusión se relaciona con la temperatura por medio de laecuación:

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CARBURIZACIÓN


Donde Q es la energía de activación (en unidades de cal/mol) para la difusión dela especie bajo consideración (por ejemplo, Al en Si), R es la constante de losgases (1,987 cal/mol*K) y T es la temperatura absoluta (K). D0 es una constantepara un sistema de difusión dado y es igual al valor del coeficiente de difusión a1/T = 0 o T = α.

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Teniendo en cuenta que Do y Q del carbono en el hierro FCC son 0,23 y32900 cal/mol, respectivamente, se tiene:

Por tanto, la temperatura y el tiempo del tratamiento térmico se relacionanpor medio de:

Algunas combinaciones típicas de temperatura y tiempo son: T = 900 °C = 1173 °K, entonces t = 116273 s = 32,3 h T = 1000 °C = 1273 °K, entonces t = 38362 s = 10,7 h T = 1100 °C = 1373 °K, entonces t = 14876 s = 4,13 h T = 1200 °C = 1473 °K, entonces t = 6560 s = 1,82 h

퐷 = 0,23푒푥푝

, ∗ = 0,23 exp

푡 = 0,0198푐푚

퐷 푐푚푠

= 0,0198푐푚

0,23 exp −16558푇 푐푚푠

=0,0861푠

exp −16558푇

La combinación exacta (t, T) dependerá de la temperatura máxima que pueda alcanzar el horno, lavelocidad de producción, la economía de los balances de temperatura vs tiempo, etc.

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CARBURIZACIÓN


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NITRURACIÓN

GASEOSA

LÍQUIDA

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50

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NITRURACIÓN

GASEOSA

LÍQUIDA

Atmósfera de amoniaco u otra mezcla gaseosa rica

en nitrógeno

100




NITRURACIÓN

GASEOSA

LÍQUIDA


en nitrógeno

Sales de cianuro fundidas

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51

101




NITRURACIÓN

GASEOSA

LÍQUIDA


en nitrógeno

Sales de cianuro fundidas

Este proceso se lleva a cabo a temperaturas alrededor de 500 °C (950 °F)

Espesores de 0,025 – 0,500 mm (0,001 – 0,020 pulg)

HRC 70

102




CARBONITRURACIÓN

Calentamiento en un horno que contiene C y amoniaco (NH3)

Espesor 0,07 – 0,50 mm (0,003 – 0,020 pulg)

Durezas comparables con las de los otros tratamientos

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52

103




CROMIZADO

POLVOS O GRÁNULOS RICOS EN CROMO

DEPOSICIÓN DE VAPORES QUÍMICOS

Requiere temperaturas y tiempos mayores que los métodos anteriores


Capa resistente al calor y a la corrosión

INMERSIÓN EN BAÑO DE SAL CON CROMO Y SALES DE CROMO

104




BORIZADO

POLVOS RICOS EN BORO

ATMÓSFERAS GASEOSAS QUE CONTIENEN BORO


Capa resistente a la abrasión y la corrosión, bajo coeficiente de fricción

HRC 70

SALES CON BORO

3. tratamientos termicos.pdf

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