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Información tecnológica

versión On-line ISSN 0718-0764

Inf. tecnol. v.16 n.4 La Serena  2005

http://dx.doi.org/10.4067/S0718-07642005000400007 

 

Información Tecnológica-Vol. 16 N°4-2005, págs.: 39-44

MATERIALES Y METALURGIA

El Ensayo de Punzonado en Caliente Aplicado a un Acero Microaleado con Niobio

Application of the Bradawling Test to Low Carbon Niobium Microalloyed Steel

E. Hurtado, P. Garnica y A. López
Instituto Tecnológico de Morelia, Av. Tecnológico Nº1500, Col. Lomas de Santiaguito, 58120 Morelia, Michoacán-México (e-mail: hurtado@itmorelia.edu.mx)


Resumen

Se caracterizó mecánica y microestructuralmente la deformación plástica isotérmica en probetas cilíndricas de acero microaleado con niobio, sometidas a pruebas de punzonado a alta temperatura. Las temperaturas de ensayo fueron de 840°C, 900°C y 960°C con velocidades de avance del punzón de 1.3 mm/min, 4.5 mm/min y 13 mm/min, hasta una profundidad de 8 mm. Se observó una mayor resistencia del material a 960°C que a 900°C y 840°C, lo cual está relacionado con la precipitación dinámica de carbonitruros en el interior del grano y la inhibición de la recristalización de la austenita. El ensayo es sensible tanto a la precipitación como a la recristalización. Se muestra que el método usado es un ensayo con un estado de esfuerzos triaxial generado intencionalmente, de alta simetría y geometría simple, por lo que puede ser complementario a ensayos de torsión y tensión uniaxial en caliente.


Abstract

The mechanical and microstructural characteristics of isothermal plastic deformation were determined on cylindrical samples of niobium microalloyed steel tested at high temperatures. Test temperatures were 840°C, 900°C and 960°C at crosshead speeds of 1.3 mm/min, 4.5 mm/min and 13 mm/min to a penetration depth of 8 mm. Greater resistance of the material was observed at  960°C than at 900°C and 840°C. This was related to the intergranular precipitation of niobium carbonitrides and austenite recrystallization inhibition. The bradawling test is sensitive to both recrystallization and precipitation. It is shown that the method used is a triaxial stress state test, highly symmetrical with a simple geometry, and therefore may be used as a test complementary to heated uniaxial torsion and compression testing .

Keywords: metal testing, microalloyed steel, hot deformation, bradawling test, awl, indentation


INTRODUCCION

En la ingeniería de materiales es común encontrar en la literatura información relacio­nada con los ensayos mecánicos de tracción y de compresión. Es menos común encon­trarla sobre los ensayos de torsión y de flexión. Todavía menos común resulta en­contrar referencias sobre los ensayos de punzonado (no de corte, sino de penetración). Pueden ser varias las razones para esto, pero la principal puede estar seguramente está relacionada con la complejidad del sistema de esfuerzos que se genera y la dificultad del análisis y su interpretación.; después de todo, estudiar esfuerzos principales uniaxiales es mucho más sencillo que estudiar esfuerzos de corte puro y éstos a su vez son más fáciles de estudiar que los esfuerzos combinados. Sin embargo, los ensayos de resis­tencia a la penetración en frío son amplia­mente utilizados en la industria para caracte­rizar materiales y se les conoce como ensa­yos de dureza. Estos ensayos están muy difundidos, aunque las escalas suelen ser arbitrarias. Existen pruebas normalizadas y se conoce con relativa precisión la dureza de una amplia gama de materiales; incluso existe una relación entre la dureza superficial y la resistencia a la cedencia de los metales, que permite estimar ésta a partir de la pri­mera (Dowling, 1999, Meyers y Kumar, 1984, Muskhelishvili, 1975). No obstante, los ensa­yos de dureza están enfocados únicamente a determinar la resistencia superficial del mate­rial y no el comportamiento plástico de éste cuando se somete a una carga, como es el propósito de los ensayos mecánicos. Pues aún es menos común es encontrar referencias de ensayos de punzonado realizados a alta temperatura alta, es decir: temperaturas superiores al valor medio de la temperatura ab­soluta del punto de fusión. Este ensayo ni siquiera se encuentra considerado en el manual Metals Hanbook de la ASM (2000) (Mechanical Testing, Volume 8) [1]. Por otra parte, el proceso industrial de punzonado se refiere a la obtención de agujeros orificios en chapa por la aplicación de esfuerzos de corte me­diante un punzón, que no termina en punta, sino en filo (troquel). En el punzonado en caliente la intención es la misma: producir una huella de penetración agujeros.,pero en este caso no se realizan por corte, sino por deformación plástica,porque el punzón termina en una punta cónica y el espesor de la pieza puede ser mucho mayor que el de la chapa., de hecho es posible obtener bujes o tubos sin costura mediante este proceso. A pesar de que existen procesos industriales que utilizan el principio de la penetración de un punzón en caliente, no existe un ensayo normalizado para realizar pruebas de laboratorio que per­mitan obtener información sistematizada, confiable y reproducible. En la actualidad con el desarrollo de programas de cómputo y el uso de métodos de elementos finitos permiten es posible calcular de manera aproximada la distri­bución de esfuerzos alrededor del punzón (Cavalieri et al., 2002), y las técnicas metalográficas permiten determinar la distribución de deformaciones asociadas a esos esfuerzos. En el presente trabajo se proponen algunos lineamientos para realizar los ensayos de punzonado en caliente, los efectos mecánicos que se producen al variar algunos de los parámetros y las microestructuras resultantes.

DESARROLLO EXPERIMENTAL

Las muestras de acero se obtuvieron muestras de acero microaleado con Nb directamente a partir de un planchón grueso de colada continua según se reporta por Hurtado y Morales (2001), en diferentes posiciones, con una composición química de 0.045%C, 0.008%Si, 0.43%Mn, 0.043%Al, 0.021%Nb y 0.0041%N. De estas muestras se fabricaron las probetas para el punzonado en caliente, con las dimensiones que se indican en la figura 1.

Fig. 1. Dimensiones de las probetas utilizadas y del punzón utilizado.

Los ensayos se realizaron en una máquina universal servomecánica totalmente automatizada. El calentamiento se efectuó usando un horno de tubo cerámico con control automá­tico de temperatura y con variaciones de +/- 1°C a temperatura constante en la etapa isotérmica. La transmisión de la carga se llevó a cabo usando barras de acero inoxidable 316, la herramienta para penetración se fabricó a partir de barra de tungsteno con las dimensiones que se indican en la figura 1 y un radio en la punta de 0.4 mm. a partir de barra de tungsteno, con punta de 60° y según las dimensiones que se indican en la figura (1). Se utilizó pasta de dióxido de titanio como lubricante para las superficies de con­tacto. Previo a cada ensayo se realizó un precalentamiento a 1100°C durante 10 minutos con el fin de homogeneizar la microestructura inicial y disolver los precipitados de Nb presentes.

La cinética de precipitación estática para este material se reportó en un trabajo previo por Hurtado y Morales (2001). Se determinó que la temperatura a la cual inicia la precipitación en el menor tiempo es de 930°C, aproximadamente. Previo al ensayo se calentaron las probetas montadas sobre las barras de acero inoxidable hasta 1050°C, para disolver los precipitados de Nb por 5 min. Cabe mencionar que la cinética de precipitación estática para este material se determinó en un trabajo previo [3]; según esos resultados, la temperatura a la cual inicia más pronto la precipitación es de 930°C, aproximadamente. Se seleccionaron tres temperaturas para el ensayo: 840°C, 900°C y 960°C. La base de la selección está en función del comportamiento del material en ensayos de tracción y compresión realizados en otro trabajo (Hurtado et al.,2004). Para cada temperatura se utilizaron tres velocidades de avance de la penetración: 1.3 mm/min, 4.5 mm/min y 13 mm/min. La prueba termina cuando la pro­fundidad de penetración en la punta alcanza el valor de 8 mm y en ese momento se libera la carga. Posteriormente la probeta se extrae del horno y se enfría rápidamente con agua fría. Los ensayos de punzonado se realizaron a 960, 900 y 840° C y para cada temperatura se utilizaron velocidades de penetración de 1.3, 4.5 y 13 mm/min, hasta una penetración de 8 mm, al llegar a este punto, se liberó la carga y las piezas se sacaron del horno inmediatamente y se introdujeron en agua fría para retener la microestructura. Para cada condición se obtuvieron las curvas gráficas de carga-profundidad de contra penetración, de las cuales se obtuvieron los valores de carga necesarios para penetrar 3 mm, 5 mm y 8 mm para cada condición. y se procedió a cortar longitudinalmente, por mitad, las piezas deformadas. Las probetas deformadas se cortaron longitudinalmente por mitad,Una vez cortadas, se pulieron y atacaron con nital al 2% para observar la microestructura. del material deformado. A partir de las gráficas de carga vs. penetración se obtuvieron los valores de carga necesarios para penetrar 2, 5 y 8mm y se compararon a diferentes temperaturas y velocidades de deformación. También se midió la microdureza en el plano central a esas mismas penetraciones para detectar las diferencias en tamaño de grano y deformación en diferentes posiciones con respecto a la huella de penetración.

RESULTADOS

En la figura 2 se presenta la apariencia típica del plano central de una pieza probeta deformada por penetración con la punta de tungsteno. en el ensayo de punzonado. Esta pieza fue pene­trada más de 8mm como prueba inicial para los ajustes del sistema. Se puede observar en la figura los detalles de curvatura de la superficie y un ligero abarrilamiento característico de los ensayos de compresión (Dowling, 1999).

Fig. 2. Plano central de una muestra penetrada por punzonado.

La máquina de ensayos universales reporta y grafica directamente la carga en función del avance del punzón. En la figura 3 se presenta una gráfica típica representativa del ensayo de punzonado. Es importante señalar que el comportamiento es casi lineal, aunque en realidad es sigmoidal (forma de S), pero no parabólico, como se podría esperar, ya que el aumento de área de la sección transversal durante el ensayo es una función cuadrática del desplazamiento de la punta durante la prueba.

Fig. 3. Comportamiento típico de la carga en función del avance de la penetración.

En la figura 4 se presentan los resultados valores de carga en función de la  vs. velocidad de penetra­ción para las temperaturas de ensayo y  diferentes temperaturas para una la penetración profundidad final de 8 mm. Es un hecho puede notable apreciar que la carga necesaria para penetrar el material hasta 8 mm es mayor, prácticamente en todas las velocidades, para 960°C que para 900°C.

Fig. 4. Carga-velocidad de avance para 8 mm de penetración.

Normalmente se considera que mientras mayor es la temperatura, menor es la resistencia del material, más aún, tratándose de la misma fase y la misma velocidad de penetración. Se observa además en esta gráfica se observa que la situación de 900°C tiende a ser más semejante a la se parece más de 840°C que a la de 960°C, contrario a lo que podría esperarse, a partir del diagrama Fe-C, el cual indica porque tanto a 960°C como a 900°C, la única sólo la fase austenita está presente es austenita, mientras que a 840°C hay una mezcla de austenita y ferrita. Una gráfica similar a la anterior se puede obtene cuando el punzón ha penetrado hasta 5 mm de profundidad, como se reporta en la figura 5. A esta profundidad es mucho más evidente que la deformación el estado de esfuerzos a 900°C se comporta de manera más parecida similar  a la deformación a condición de 840°C, que a la de 960°C. Realmente, la carga necesaria a 960 °C, es mayor que a 900°C e incluso mayor que a 840°C, es decir, el material es mecánicamente más resistente a alta temperatura alta que a baja. A medida que aumenta la velocidad de avance de la penetración también lo hace la resistencia del material, por eso aumenta la carga en ambos casos para todas las temperaturas. De igual manera que en las gráficas anteriores, para el caso de una penetración de 3 mm el comportamiento del material sigue la misma tendencia marcada por las anteriores, ver figura 6. Se nota además que la curva de 960°C se separa aún más de las correspondientes a temperaturas menores. Mientras que la curva de 900°C se parece todavía más a la de 840°C.

 

Fig. 5. Carga-velocidad de avance para 5 mm de penetración.

Respecto a las microestructuras obtenidas, la figura 7 es una imagen de lo que se observa en la punta de la huella de penetración a la temperatura de 960°C. Es considerable la recristalización, sobre todo si se compara esta imagen con la de la figura 8, en la cual se muestra parte de la microestructura original, que corresponde a una zona alejada de la huella, es decir: sin deformación. El contraste con la figura anterior es evidente, lo cual da un indicio del grado de recristalización que sufrió el material. Es interesante contrastar la imagen de la figura 7 con la de la figura 9, la cual corresponde a una probeta que se deformó a la temperatura de 840°C. Se aprecia que en esta última la recristalización fue mínima y posiblemente sólo en la zona adyacente a la superficie de contacto, donde la deformación fue mayor. Existe, además, la presencia de los granos alargados (deformados) y la formación de sublímites en el interior de los granos.

Fig. 6. Carga-velocidad de avance para 3 mm de penetración.


Fig. 7. Microestructura en la punta de la huella dejada por el punzón a 960°C.


Fig. 8. Estructura del material en una zona sin deformación, Alejada de la huella de penetración a 960°C.


Fig. 9. Microestructura en la punta de la huella dejada por el punzón a 840°C


ANALISIS DE LOS RESULTADOS

En un trabajo sobre ductilidad en caliente (Hurtado et al, 2004) ya se había dado a conocer la diferencia entre los esfuerzos de compresión y de tracción cuando este mate­rial se deforma en caliente. En ese trabajo se observó que los esfuerzos de tracción a 840°C eran mayores que los de compresión, mientras que a 960°C ocurría lo contrario. y, Además, se encontró resultó que el esfuerzo de com­presión a 960°C era mayor que el de 900°C., El presente estudio comprueba confirma esos resultados con otro método de ensayo los resultados del trabajo anterior: efectivamente el material es más resistente a 960°C.

 La razón por la cual el material es más resistente a esta temperatura se debe a que los esfuerzos de compresión reducen la solubilidad del Nb e inducen la precipitación dinámica de partículas pequeñas de carbonitruros de Nb como reportan Weiss y  Jonas (1980), Mintz et al., (1992), Tiito et al (1983), Abad et al (2001) y Quispe et al (2002). Estas partículas refuerzan la matriz ya que la precipitación ocurre, en el interior de los granos de austenita, de pequeñas partículas que refuerzan la matriz, impi­diendo el deslizamiento de dislocaciones y aumentando así la resistencia a la deformación.

Se sabe que la recristalizción es una función del tiempo y la cantidad de deformación a una temperatura dada, cuyo comportamiento sigue la ecuación de Avrami [5].

De acuerdo con las figuras 4-6 cuando existe mucha deformación, como en el caso de la penetración a 8 mm, se requiere de una mayor carga mayor a 840ºC que a 900ºC. Además, Ppara deformaciones menores la diferencia entre las cargas para estas temperaturas es cada vez menor, llegando incluso a ser casi iguales como se muestra en las figuras 5 y 6. Es claro que el efecto es mayor a bajas velocidades de deformación. En este mismo sentido, si se observan las curvas de 960º C  es posible determinar muestran que la diferencia entre de las cargas entre de la penetración intermedia,  5 mm, con respecto a la de y 8 mm es menor que la diferencia de cargas entre 5 y 3 mm a esta temperatura es menor que las de 5 y 3 mm. Se sabe que la recristalización es una función del tiempo y la cantidad de deformación a una temperatura dada, cuyo comportamiento sigue la ecuación de Avrami (Karjalainen y Perttula, 1996). Por lo tanto estos efectos están relacionados con el tiempo necesario para el inicio y el avance de la recristalización. Mientras que entre a 8 y 5 mm hay tiempo suficiente para tener un avance importante en la recristalización, entre 3 y 5 mm aún no es suficiente como para lograr una disminución importante del endurecimiento por deformación.

Se ha informado que en los aceros microaleados a alta temperatura existe un debilitamiento ende los límites de grano austenítico (Mintz, et al., 1991), lo cual que reducen la ductilidad en caliente. Esta reducción ocurre ya sea por la disminución de la concentración de  soluto en zonas adyacentes a los limites, causado por precipitación de compuestos, o bien por la formación de ferrita inducida por deformación (Lewis et al., 1998, Chen, 2003, Kobayashi et al., 1981, [6]Jonas y Weiss, 1979). Dicho  mismo debilitamiento puede ocasionar que la resistencia a 900º C tenga un comportamiento similar a la de 840º C en donde se tiene una mezcla de austenita y ferrita, ya que en ambos casos los granos de austenita no están conectados entre sí,si en realidad están unidos por capas de material suave (Mintz et al., 1992).

El comportamiento de la resistencia del material a 960ºC, la cual es claramente superior que la de 900ºC y aun la de 840ºC, seguramente se debe a la precipitación dinámica de carbonitruros de Nb.

CONCLUSIONES

Se llevaron a cabo ensayos de punzonado en caliente a temperaturas de 840°C, 900°C y 960°C, bajo tres velocidades de penetración de punzón, 1.3 mm/min, 4.5 mm/min y 13 mm/min. El material de la muestra fue un acero microaleado con Nb. Los resultados llevan a postular las siguientes conclusiones:

1.- A 960 ºC este material es mecánicamente más resistente que a 900ºC, e incluso que a 840ºC. Esto se debe a que los esfuerzos de compresión disminuyen la solubilidad del Nb,. de esta manera se induce la precipitación dinámica de carbonitruros en el interior de los granos de austenita incrementando la resistencia a la deformación.

2.- El ensayo de punzonado en caliente es sensible tanto a la velocidad de deformación como a la recristalización, esencialmente es de naturaleza tridimensional en donde existe la combinación de esfuerzos de tensión, compresión y corte.

3.- Esta prueba puede ser complementaria para los ensayos de torsión y tensión uniaxial en caliente, por ser triaxial, además de su posible aplicación para determinar temperaturas y deformaciones de recristalización en un sistema de esfuerzos complejo. Tiene la ventaja de poder expresarse fácilmente en graficas lineales de carga contra avance de la penetración además de ser relativamente simple en su ejecución..

REFERENCIAS

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