ENSAYO JOMINY TEMPLABILIDAD La capacidad de un acero aleado para transformarse en martensita durante un determinado temple depende de la composición química y está relacionada con un parámetro denominado templabilidad. Todos los aceros aleados tienen una relación específica entre las propiedades mecánicas y la velocidad de enfriamiento. "Templabilidad" es un término utilizado para describir la aptitud de una aleación para endurecerse por formación de martensita, como consecuencia de un tratamiento térmico. Templabilidad no es dureza, que significa resistencia a la penetración, aunque se utilizan medidas de dureza para determinar la extensión de la transformación martensítica en el interior de una probeta. Un acero aleado de alta templabilidad es aquel que endurece, o forma martensita, no sólo en la superficie sino también en su interior, es decir, la templabilidad es una medida de la profundidad a la cual una aleación específica puede endurecerse. La templabilidad viene definida por la curva TTT y la penetración del temple por la interacción de esa curva con las de enfriamiento. Por tanto, si se comparan entre sí los resultados de templar una pieza de un mismo tamaño empleando igual severidad de enfriamiento, el resultado del temple dependerá exclusivamente del acero. En ello se fundamenta el ensayo Jominy.

ENSAYO JOMINY Un procedimiento estándar utilizado ampliamente para determinar la templabilidad es el ensayo Jominy (Norma UNE-EN ISO 642- Ensayo de templabilidad por templado final). En este ensayo se mantienen constantes todos los factores que influyen en la profundidad del endurecimiento de la pieza, excepto la composición, como por ejemplo tamaño y forma de la pieza y tratamiento de temple. Una probeta cilíndrica de 25 mm de diámetro y 100 mm de longitud, en primer lugar se calienta hasta temperatura superior a la A3c del acero en cuestión, en el horno adecuado, durante una media hora, para asegurar que incluso el núcleo de la probeta resulte austenizado A continuación se transporta la probeta a un dispositivo de enfriamiento (figura) construido también según norma. El tiempo transcurrido desde que se extrae la probeta el horno hasta que se inicia su refrigeración no debe superar los 5 segundos. El dispositivo del temple tiene un elemento de fijación y centrado de la probeta, situado en la vertical del orificio de salida del agua, a fin de que el enfriamiento tenga lugar exclusivamente por su base inferior (también para ello, mientras dura el ensayo, el dispositivo deberá estar al abrigo de corrientes de aire). Templada así la probeta las velocidades de enfriamiento de todos sus puntos —por tanto también de los situados en su superficie lateral, estén más o menos alejados de la base—, resulten fijas y perfectamente conocidas. El chorro de agua tiene una velocidad de flujo y una temperatura especificadas (25 ºC). De este modo, la velocidad de enfriamiento es máxima en el extremo templado y disminuye a lo largo de la probeta.

Figura 1.- Representación esquemática de la probeta del ensayo Jominy (a) instaurada durante el temple (b) después del ensayo de dureza a partir del extremo templado y a lo largo de la arista.

ENSAYO JOMINY En la tabla se indican esas velocidades de enfriamiento: en función de la distancia de cada punto de la generatriz al extremo templado.

Una vez enfriada plenamente la probeta se planean por rectificado dos generatrices, situadas a 180 °C una de otra, hasta una profundidad de 0.4 mm (para eliminar la posible decarburación superficial y para poder medir las durezas que presenta la probeta a partir del extremo templado). Conviene advertir que el rectificado debe hacerse evitando todo calentamiento que pudiera producir un posible revenido. Se determina la dureza a lo largo de los 50 primeros milímetros de la probeta (Figura 1b); en los primeros 12.5 mm las lecturas de dureza se toman a intervalos de 1.6 mm y en los 37.5 mm siguientes cada 3.2 mm. Se traza una curva de templabilidad representando los valores de dureza en función de la distancia al extremo templado. En la figura se comparan dos aceros: uno de poca templabilidad —curva TTT próxima al origen de tiempos— y otro de más templabilidad. Habida cuanta que las velocidades de enfriamiento son iguales en ambos casos, los resultados del temple dependen exclusivamente de la curva TTT del acero y, por tanto, proporcionan una medida cualitativa de la templabilidad: cuanto más "templable" es el acero tanto más horizontal resulta la curva Jominy de durezas. La templabilidad es una medida cualitativa de la velocidad con que la dureza disminuye con la distancia al extremo templado. Un acero con alta templabilidad mantiene valores elevados de dureza durante distancias relativamente largas, mientras que uno de baja templabilidad no.

Velocidades de enfriamiento en el ensayo Jominy u distintas distancias del extremo templado de la probeta.

CURVAS DE TEMPLABILIDAD En la figura se reproduce una curva de templabilidad típica. El extremo templado se enfría más rápidamente y presenta un máximo de dureza; en esta posición y en la mayoría de los aceros, la microestructura coincide con 100 % de martensita. La velocidad de enfriamiento decrece con la distancia del extremo templado y la dureza también disminuye, como indica la figura. Al disminuir la velocidad de enfriamiento, el carbono dispone de más tiempo para la difusión y facilita la formación de perlita más blanda, que puede estar mezclada con martensita y bainita.

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

Durezas de estructuras 99.9 % y 50 % martensíticas en función del contenido de carbono

Para poder estimar —cuantitativamente— las templabilidad de aceros cuyas curvas Jominy se conocen, puede emplearse la medida J99: la distancia Jominy al extremo templado de la probeta en que la estructura de cada acero es 99 % de martensita; o lo que es igual, la distancia al extremo templado en que la dureza corresponde a 99 % de martensita en ese acero. Y la dureza de una estructura 99 % martensítica de cada acero es bien conocida puesto que, prácticamente, depende sólo de su porcentaje en carbono . En muchos casos prácticos, en vez de J99 se acepta la medida J50: distancia a partir del extremo templado en que la dureza corresponde a 50 % de martensita.

A veces es más conveniente relacionar la dureza con la velocidad de enfriamiento que con la distancia al extremo templado de una probeta Jominy estándar.

La velocidad de enfriamiento (tomada a partir de 704 °C) se suele indicar en el eje horizontal de un diagrama de templabilidad; esta escala se incluye en las curvas de templabilidad. La relación entre distancia y velocidad de enfriamiento es la misma para el acero al carbono que para el acero aleado, porque la velocidad de transferencia térmica es casi independiente de la composición. A veces, la velocidad de enfriamiento térmico de la distancia Jominy: la unidad de distancia Jominy es 1/16 pulgada = 1.6 mm. Se puede trazar una correlación entre distancia al extremo templado de la probeta Jominy y las transformaciones por enfriamiento continuo.

Por ejemplo, la figura es un diagrama de transformación por enfriamiento continuo de un acero aleado eutectoide, donde también se han dibujado las curvas de enfriamiento a cuatro diferentes posiciones Jominy y se han indicado las microestructuras resultantes. También se incluyen las curvas de templabilidad de estos aceros. Correlación entre templabilidad e información del enfriamiento continuo del acero de composición eutectoide

La figura muestra curvas de templabilidad para cinco diferentes aceros aleados que contienen 0.40 %C y diferentes cantidades de estos elementos aleantes. Una probeta es de acero al carbono (1040) y las cuatro restantes (4140, 4340, 5140 y 8640) son aceros aleados. En esta figura destacan algunos detalles. Las cinco aleaciones tienen la misma dureza en el extremo templado (57 HRC); cuya magnitud sólo depende del contenido en carbono, que es el mismo en todas estas aleaciones. Probablemente la característica más sobresaliente de estas curvas es su forma, relacionada con la templabilidad. La templabilidad del acero al carbono 1040 es baja porque la dureza desciende rápidamente a 30 HRC después de una distancia Jominy relativamente corta (1/4pulgada = 6.4 mm). Por el contrario, las disminuciones de dureza en los otros cuatro aceros aleados son claramente más graduales. Por ejemplo, a una distancia Jominy de 2 pulgadas (50 mm) las durezas de las aleaciones 4340 y 8640 son 50 y 32 HRC, respectivamente; así, la aleación 4340 es más dura que la 8640. Una probeta de acero al carbono 1040 sólo endurece la zona próxima a la superficie, mientras que en los otros cuatro aceros aleados la elevada dureza del temple profundiza mucho más.

Curvas de templabilidad para cinco diferentes aceros aleados que contienen 0.4 %C. Las composiciones aproximadas (% en peso) son: 4340-1.85 Ni; 0.80 Cr; 0.25 Mo 4140-1.0 Cr ; 0.20 Mo 8640-0.55 Ni; 0.50 Cr ; 0.20 Mo; 5140-0.85 Cr 1040 es un acero al carbono.

Los perfiles de dureza de la figura indican la influencia de la velocidad de enfriamiento en la microestructura. En el extremo templado, donde la velocidad de temple es aproximadamente de 600 °C/s, se forma martensita 100 % en las cinco aleaciones. A velocidades de enfriamiento menores de 70 °C/s o distancias Jominy mayores de 6.4 mm, la microestructura del acero 1040 es predominantemente perlítica con restos de ferrita proeutectoide. Sin embargo, la microestructura de los cuatro aceros aleados consta fundamentalmente de una mezcla de martensita y de bainita; el contenido de bainita crece al disminuir la velocidad de enfriamiento. Esta disparidad en el comportamiento de la templabilidad de las cinco aleaciones de la figura se explica por la presencia de níquel, cromo y molibdeno en los aceros aleados. Estos elementos aleantes retrasan las reacciones austenita-perlita y/o bainita, lo que permite que se forme más martensita para una velocidad de enfriamiento determinada, originando mayor dureza. El eje vertical derecho de la figura muestra la fracción aproximada de martensita presente a varios valores de dureza para estas aleaciones.

Curvas de templabilidad para cinco diferentes aceros aleados que contienen 0.4 %C. Las composiciones aproximadas (% en peso) son: 4340-1.85 Ni; 0.80 Cr; 0.25 Mo 4140-1.0 Cr ; 0.20 Mo 8640-0.55 Ni; 0.50 Cr ; 0.20 Mo; 5140-0.85 Cr 1040 es un acero al carbono.

Las curvas de templabilidad también dependen del contenido en carbono. Este efecto se demuestra en la figura 11.6 para una serie de aceros aleados en los que sólo varía la concentración de carbono. En la producción industrial del acero siempre se producen pequeñas variaciones, de una hornada a otra, en cuanto a la composición y al tamaño de grano, lo que modifica los datos de templabilidad. Por este motivo, estos datos se suministran en forma de banda, donde están representados los valores máximo y mínimo para una aleación particular. En la figura 11.7 se ha representado la banda de templabilidad del acero 8640. Una aleación específica designada con una H final (por ejemplo, 8649H) indica que la composición y características de esta aleación son tales que su curva de templabilidad entra dentro de la banda específica. Figura 11.7.- Banda de templabilidad de un acero 8640 con indicación de los límites máximo y mínimo

Figura 11.6.- Curvas de templabilidad para cuatro aceros aleados de la serie 8600 cuyo contenido en carbono se indica.

INFLUENCIA DEL MEDIO DE TEMPLE, TAMAÑO Y GEOMETRÍA DE LA MUESTRA En el tratamiento anterior se ha discutido la influencia que la composición y el enfriamiento o velocidad de temple ejercen sobre la dureza. La velocidad de enfriamiento de una muestra depende de la velocidad de eliminación de la energía térmica, que es función de las características del medio de temple en contacto con la superficie de la muestra, del tamaño y de la geometría de la muestra. "Severidad de temple" es un término a menudo utilizado para indicar la velocidad de enfriamiento. El temple más rápido equivale al temple más severo. De los tres medios de temple más utilizados (agua, aceite y aire) el agua es el que produce un temple más severo seguido por el aceite, que es más efectivo que el aire.

El grado de agitación de cada medio también influye en la velocidad de eliminación del calor. Incrementando la velocidad de enfriamiento a través de la superficie de la probeta, aumenta la efectividad del temple. Los aceites de temple son adecuados para el tratamiento térmico de la mayoría de los aceros aleados. En efecto, para los aceros altos en carbono el temple en agua puede resultar demasiado severo porque produce deformaciones y grietas. El enfriamiento al aire del acero al carbono generalmente produce una microestructura casi totalmente perlitica.

Durante el temple de una probeta de acero, la energía térmica se debe transportar a la superficie antes de que ésta pueda disiparse en el medio de temple. Por consiguiente, la velocidad de enfriamiento en el interior de la estructura del acero varía con la posición y depende del tamaño y de la geometría de la probeta. Las figuras 11.8a y 11.8b muestra la VELOCIDAD DE TEMPLE (DESDE 700°C) como una función del diámetro de barras cilíndricas a cuatro posiciones radiales (superficie, tres cuartos de radio, la mitad del radio y centro). Los medios de temple son agua ligeramente agitada (Figura 11.8a) y aceite (Figura 11.8b). Las velocidades de enfriamiento también se expresan como distancia Jominy equivalente, ya que estos datos a menudo se utilizan conjuntamente con las curvas de templabilidad. También se han hecho diagramas parecidos a los de la figura 11.8 para formas geométricas distintas de las barras cilíndricas (por ejemplo, láminas).

AGUA

ACEITE

Figura 11.8.- Velocidades de enfriamiento en función del diámetro de barras cilíndricas templadas con agitación suave en (a) agua y (b) aceite. Las posiciones corresponden a la superficie, tres cuartos del radio (3R/4), mitad del radio (R/2) y centro. En el eje inferior se han indicado las posiciones Jominy equivalentes

Una utilidad de estos diagramas es predecir la dureza a través de la sección de la probeta.

Por ejemplo, la figura 11.9a compara la distribución radial de dureza para probetas cilíndricas de un acero aleado (4140) y de un acero al carbono (1040). Ambas tienen un diámetro de 50 mm y se han templado en agua. Observando estos perfiles se evidencia diferencia de templabilidad. Los diámetros de las probetas también influyen en la distribución de durezas, como demuestra la Figura 11.9b, donde están representados los perfiles de durezas de cilindros 4140 de diámetros 50 mm y 100 mm templados en agua. Figura 11.9.- Perfiles de dureza radial para: (a) cilindros de 2 pulgadas (50 mm) de diámetro de muestras de acero de 1040 y 4140 templados en agua con agitación suave (b) (b) muestras de acero 4120 de 2 y 4 pulgadas (50 y 100 mm) de diámetro templados en agua con agitación suave.

Determinar el perfil de dureza para una muestra de acero 1040 de forma cilíndrica de 50 mm de diámetro que se ha templado en agua moderadamente agitada.

SOLUCIÓN

La evaluación de la velocidad de enfriamiento (en términos de la distancia de Jominy al extremo templado) en el centro, en la superficie y en posiciones mitad y tres cuartos del radio de una probeta cilíndrica se consigue utilizando la gráfica de la velocidad del enfriamiento frente al diámetro de la probeta para un medio de temple apropiado (Figura 1a). Después, la velocidad de enfriamiento de cada posición radial se convierte en un valor de dureza a partir de la gráfica de templabilidad para la aleación particular. Finalmente se determina el perfil de dureza representando la dureza en función de la posición radial.

Figura 1

Este procedimiento se muestra en la figura 1 para la posición central. Obsérvese que para un cilindro de 2 pulgadas de diámetro y templado en agua la velocidad de enfriamiento en el centro es equivalente a la que corresponde a, aproximadamente, 3/8 pulgadas del extremo templado de la probeta Jominy (Figura 1a). Esta velocidad de enfriamiento corresponde a una dureza de aproximadamente 28 HRC, como se desprende de los datos de templabilidad para el acero aleado 1042 (Figura 1b). Finalmente estos dalos se representan en un perfil de dureza en la figura 1c. Las durezas en la superficie, a la mitad y a tres cuartos del radio se determinan de modo parecido. Se incluyen los perfiles completos, y los datos utilizados se han tabulado a continuación.

Figura 1

Se desea obtener una probeta cilíndrica de 38 mm de diámetro austenizada y templada con una microestructura que como mínimo contenga 80 % de martensita en el centro. Escoger el acero idóneo de entre el 4340, 4140, 8640, 5140 y 1040 si el medio de temple es (a) aceite moderadamente agitado y (b) agua moderadamente agitada. Justificar la elección. (a).Since the cooling rate is lowest at the center, we want a minimum of 80% martensite at the center position. From Figure 11.16(b), the cooling rate is equal to an equivalent distance from the quenched end of 12 mm (1/2 in.). According to Figure 11.13, the hardness corresponding to 80% martensite for these alloys is 50 HRC. Thus, all we need do is to determine which of the alloys have a 50 HRC hardness at an equivalent distance from the quenched end of 12 mm (1/2 in.). At an equivalent distance of 12 mm (1/2 in.), the following hardnesses are determined from Figure 11.13 for the various alloys. Alloy Hardness (HRC) 4340 55 4140 52 8640 48 5140 42 1040 25 Thus, only alloys 4340 and 4140 will qualify.

38

12 mm

ACEITE

Se desea obtener una probeta cilindrica de 38 mm de diámetro austenizada y templada con una microestructura que como mínimo contenga 80 % de martensita en el centro. Escoger el acero idóneo de entre el 4340, 4140, 8640, 5140 y 1040 si el medio de temple es (a) aceite moderadamente agitado y (b) agua moderadamente agitada. Justificar la elección.

(b).For moderately agitated water, the cooling rate at the center of a 38 mm diameter specimen is 8 mm (5/16 in.) equivalent distance from the quenched end [Figure 11.16(a)]. At this position, the following hardnesses are determined from Figure 11.13 for the several alloys. Alloy 4340 4140 8640 5140 1040

Hardness (HRC) 56 55 54 49 32

It is still necessary to have a hardness of 50 HRC or greater at the center; thus, alloys 4340, 4140, and 8640 qualify.

38

8 mm

AGUA

(a).- Una probeta cilíndrica de acero 4140 se ha austenizado y templado en aceite moderadamente agitado. Si la microestructura del centro consiste en 50 % como mínimo de martensita, ¿cuál es el diámetro adecuado? Justificar la respuesta. (b).- Un cilindro de acero 8660 se ha austenizado y templado en aceite con agitación moderada. Si la dureza de la superficie debe ser de 58 HRC, ¿cuál es el diámetro adecuado? Justificar la respuesta. We are asked to determine the maximum diameter possible for a cylindrical piece of 4140 steel that is to be quenched in moderately agitated oil such that the microstructure will consist of at least 50 % martensite throughout the entire piece. From Figure 11.13, the equivalent distance from the quenched end of a 4140 steel to give 50% martensite (or a 42.5 HRC hardness) is 26 mm.

Thus, the quenching rate at the center of the specimen should correspond to this equivalent distance. Using Figure 11.16(b), the center specimen curve takes on a value of 26 mm equivalent distance at a diameter of about 75 mm

26 mm

ACEITE

(b).- Un cilindro de acero 8660 se ha austenizado y templado en aceite con agitación moderada. Si la dureza de la superficie debe ser de 58 HRC, ¿cuál es el diámetro adecuado? Justificar la respuesta.

(b).- 95 mm

95 mm

18 mm 18 mm

ACEITE

Problema propuesto Comparar la efectividad de los temples en agua y en aceite, ambos con agitación moderada, mediante la representación gráfica de los perfiles de dureza radial en probetas cilíndricas de 75 mm de diámetro de un acero 8640 templadas en ambos medios

Is it possible to produce an iron–carbon alloy of eutectoid composition (0.77 % C) that has a minimum hardness of 90 HRB and a mínimum ductility of 35 %RA? If so, describe the continuous cooling heat treatment to which the alloy would be subjected to achieve these properties. If it is not possible, explain why.

This problem inquires as to the possibility of producing an iron-carbon alloy of eutectoid composition that has a minimum hardness of 90 HRB and a minimum ductility of 35 %RA. If the alloy is possible, then the continuous cooling heat treatment is to be stipulated. According to figures(a) and (b), the following is a tabulation of Rockwell B hardnesses and percents reduction of area for fine and coarse pearlites and spheroidite for a 0.77 wt % C alloy.

Microstructure Fine pearlite Coarse pearlite Spheroidite

HRB >100 93 88

%RA 22 29 68

Therefore, none of the microstructures meets both of these criteria. Both fine and coarse pearlites are hard enough, but lack the required ductility. Spheroidite is sufficiently ductile, but does not meet the hardness criterion.

DESIGN EXAMPLE 11.1 - Steel Alloy and Heat Treatment Selection It is necessary to select a steel alloy for a gearbox output shaft. The design calls for a 1-in. diameter cylindrical shaft having a surface hardness of at least 38 HRC and a minimum ductility of 12 %EL. Specify an alloy and treatment that meet these criteria. Solution First of all, cost is also most likely an important design consideration. This would probably eliminate relatively expensive steels, such as stainless and those that are precipitation hardenable. Therefore, let us begin by examining plain-carbon and low-alloy steels, and what treatments are available to alter their mechanical characteristics. It is unlikely that merely cold working one of these steels would produce the desired combination of hardness and ductility. For example, from Figure 1, a hardness of 38 HRC corresponds to a tensile strength of 1200 MPa. The tensile strength as a function % cold work for a 1040 steel is represented in Figure 2b. Here it may be noted that at 50 %CW, a tensile strength of only about 900 MPa is achieved; furthermore, the corresponding ductility is approximately 10 %EL (Figure 2c). Hence, both of these properties fall short of those specified in the design; furthermore, cold working other plain-carbon or low-alloy steels would probably not achieve the required minimum values.

Figure 2

Figure 1

Another possibility is to perform a series of heat treatments in which the steel is austenitized, quenched (to form martensite) and finally tempered. Let us now examine the mechanical properties of various plain-carbon and low-alloy steels that have been heat treated in this manner. To begin, the surface hardness of the quenched material (which ultimately affects the tempered hardness) will depend on both alloy content and shaft diameter. For example, the degree to which surface hardness decreases with diameter is represented in Table 11.10 for a 1060 steel that was oil quenched. Furthermore, the tempered surface hardness will also depend on tempering temperature and time.

As-quenched and tempered hardness and ductility data were collected for one plain-carbon (AISI/SAE 1040) and several common and readily available low-alloy steels, data for which are presented in Table 11.11. The quenching medium (either oil or water) is indicated, and tempering temperatures were 540 ºC, 595 ºC and 650 ºC. As may be noted, the only alloyheat treatment combinations that meet the stipulated criteria are 4150/oil-540 ºC temper, 4340/oil-540 ºC temper and 6150/oil-40 ºC temper. Data for these alloys/heat treatments are boldfaced in the table. The costs of these three materials are probably comparable; however, a cost analysis should be conducted. Furthermore, the 6150 alloy has the highest ductility (by a narrow margin), which would give it a slight edge in the selection process.