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UNIVERSIDAD SIMÓN BOLIVAR

DECANANTO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES

PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 304 LAMINADO EN CALIENTE

Realizado por:

Diego Antonio Páez Pérez

PROYECTO DE GRADO

Presentado ante la ilustre Universidad Simón Bolívar como requisito parcial para optar al título de

Ingeniero de Materiales Opción: Metalmecánica

Sartenejas, Octubre de 2004

Propiedades mecánicas de un acero inoxidable austenítico AISI 304

laminado en caliente

Realizado por:


Resumen

El presente trabajo tiene por finalidad determinar la influencia de las variables: grado de

deformación y temperatura de laminación sobre las propiedades mecánicas a tracción: esfuerzo

de fluencia, esfuerzo máximo. Además se estudio el comportamiento del endurecimiento por

deformación siguiendo la ecuación de Hollomon, de un acero inoxidable austenítico AISI 304

laminado en caliente a una sola pasada. Para las temperaturas de 750ºC, 900ºC, 1050ºC y 1150ºC.

y grados de deformación iguales a 0,14 y 0,37; para un total de ocho condiciones de estudio. Para

ello, se realizaron ensayos de tracción, observándose que las resistencias aumentan con el grado

de deformación, permaneciendo constante la temperatura del laminado. Mientras, respecto a la

temperatura se obtuvo que las resistencias disminuyen a medida que aumenta la temperatura de

laminación a una deformación constante (variación máxima del 5%). Para el caso de la

ductilidad, ésta aumenta al incrementarse la temperatura de laminación, mientras que disminuye

con el grado de deformación aplicado. Luego, siguiendo la ecuación de Hollomon ajustada a la

curva de plasticidad uniforme de una manera aceptable con un promedio R2 del 0,98 se determinó

un aumento en el exponente de endurecimiento (m), para condiciones de mayor temperatura de

laminado y menor grado de deformación; con respecto al coeficiente de deformación no se

encontró tendencia en función de la temperatura y deformación. Finalmente, por medio del

parámetro de Zener-Hollomon se determinó el mecanismo de restauración que prevalece en cada

condición, obteniéndose para las temperaturas 750ºC y 900ºC la recuperación dinámica como

mecanismo principal de restauración , mientras que para las temperaturas 1050ºC y 1150ºC se

obtuvo recristalización dinámica.

ii

UNIVERSIDAD SIMÓN BOLIVAR

DECANANTO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES

PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 304 LAMINADO EN CALIENTE

Realizado por:


Este proyecto ha sido examinado por el siguiente jurado:

Prof. Verónica Di Graci

Prof. Omar Zurita

Prof. Yidney Prato

Sartenejas, Octubre de 2004

AGRADECIMIENTOS

A mis padres y hermano por el apoyo, cariño y amor incondicional.

Un agradecimiento muy especial a mi tutora, la profesora Verónica Di Graci, por todo su

apoyo, paciencia y colaboración en la realización de este trabajo.

A Mérgil, por estar siempre ahí, dándome siempre ese empujoncito y brindarme todo su

apoyo y amor.

A Ronald Hernández por ser mi “partner”, durante todo este proyecto, por su,

colaboración y paciencia.

.A los profesores Omar Zurita, Mary Torres, Yidney Prato, Roldán Sánchez y Antonio De

Santis, por siempre brindarme su asistencia y disposición de ayuda.

A los técnicos Henry, Angarita, Diego (Bam Bam), Luis, David, José, Zapata, Clavo,

Mónica por su ayuda y amistad.

A los amigos Roberto Cardoso “Bobby”, Ricardo Blacksley, Jorge Urbina, Walter

DeCastro y Ricardo González, por su colaboración en la realización de este trabajo.

A Yirgen, por su paciencia y disposición.

Y por ultimo y no menos importante Gracias a Dios.

iii

ÍNDICE GENERAL

I. INTRODUCCIÓN………………………………………………………………………………1

II. OBJETIVOS……………………………………………………………………………………3

III. FUNDAMENTOS TEÓRICOS………………………………………………………………..4

3.1 ACEROS INOXIDABLES…………………………………………………………….4

3.2 PROCESO DE LAMINACIÓN……………………………………………………….6

3.2.1 VARIABLES PRINCIPALES DE LA LAMINACIÓN…………………….8

3.2.2 ESFUERZO Y DEFORMACIÓN EFECTIVOS……………………………9

3.2.3 VELOCIDAD O TASA DE DEFORMACIÓN EN LA LAMINACIÓN

EN CALIENTE…………………………………………………………………...10

3.3 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN……………………………………...11

3.3.1 DEFORMACIÓN A ELEVADAS TEMPERATURAS……………………13

3.4 ENSAYO DE TRACCIÓN………………………………………………………….14

3.4.1 GRÁFICOS OBTENIDOS MEDIANTE EL ENSAYO DE TRACCIÓN...14

3.4.2 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN INGENIERIL……………...16

3.4.3 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN VERDADERA O REAL….17

3.4.4 PROPIEDADES MECÁNICAS A PARTIR DEL ENSAYO

DE TRACCIÓN…………………………………………………………………..21

3.4.4.1 RESISTENCIA A LA FLUENCIA……………………………...22

3.4.4.2 RESISTENCIA A LA TRACCIÓN……………………………..23

3.4.4.3 PORCENTAJE DE REDUCCIÓN DE ÁREA………………….23

3.4.4.4 OTRAS DEFINICIONES CONCERNIENTES AL ENSAYO

DE TRACCIÓN………………………………………………………….24

IV. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL…………………………………………………….26

4.1 CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO EN ESTADO

DE ENTREGA…………………………………………………………………………...26

4.2 DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE ESTUDIO…………………….28

4.3 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS PARA LAMINAR….28

4.4 CALENTAMIENTO DE LAS PROBETAS……………………………………….30

4.5 LAMINADO DE LAS PROBETAS…………………………………………………31

iv

4.6 ENSAYO DE TRACCIÓN…………………………………………………………33

4.6.1 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS DE

TRACCIÓN………………………………………………………………………33

4.6.2 ENSAYO DE TRACCIÓN………………………………………………...35

V. RESULTADOS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS………………………………………..37

5.1 CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO…………………………...37

5.2 PROCESO DE LAMINACIÓN EN CALIENTE……………………………………39

5.3 PROPIEDADES MECÁNICAS……………………………………………………...41

5.3.1 EFECTO DEL GRADO DE DEFORMACIÓN SOBRE LAS

PROPIEDADES MECÁNICAS………………………………………………….42

5.3.2 EFECTO DE LA TEMPERATURA DE LAMINADO SOBRE LAS

PROPIEDADES MECÁNICAS………………………………………………….48

5.4 PARAMETRO ZENER – HOLLOMON……………………………………………..54

5.5 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN………………………………………57

VI. CONCLUSIONES………...………………………………………………………………….61

VII. RECOMENDACIONES…………………………………………………………………….62

VIII REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS……………………………………………………...63

IX ANEXOS……..………………………………………………………………………………65

9.1 ANEXO 1……………………………………………………………………………65

9.2 ANEXO 2……………………………………………………………………………66

v

ÍNDICE DE FIGURAS

Figura 3.1 Distribución de fuerzas en el proceso de laminado…………………………………….7

Figura 3.2 Gráfico representativo de la curva obtenida a partir de los datos reportados durante

el ensayo de tracción………………………………………………………………………………15

Figura 3.3 Diferencia entre las curvas esfuerzo-deformación, ingenieril y real…………………19

Figura 3.4 Típica curva Log esfuerzo real – log deformación real, usada para la obtención

de “m” y “σ0”…………………………………………………………………………………….20

Figura 3.5 Diagrama esfuerzo-deformación para la determinación de la resistencia a

fluencia, usando el método del “offset”………… ……………………………………………….22

Figura 4.1 Diseño de las probetas cilíndricas de tracción utilizadas, cuyas medidas

son especificadas en la norma ASTM E 8M – 91………………………………………………..27

Figura 4.2 Dibujo representativo de los cortes realizados a la lámina original para la obtención

de las probetas de laminación…………………………………………………………………….29

Figura 4.3 Diseño de las probetas utilizadas para laminación…………………………………..29

Figura 4.4 Fotografía que muestra la disposición de las probetas dentro del horno……………31

Figura 4.5 Fotografía que muestra el proceso de laminado de una probeta a 1150ºC y

una deformación de 0,37…………………………………………………………………………33

Figura 4.6 Diseño de las probetas planas de tracción utilizadas, cuyas medidas son

especificadas en la norma ASTM E 8M – 01……………………………………………………34

Figura 4.7 Fotografía que muestra el proceso de fresado para la fabricación de las

probetas planas de tracción……………………………………………………………………….34

Figura 4.8 Fotografía que muestra el equipo de tracción utilizado……………………………..36

Figura 4.9 Fotografía que muestra el detalle de las mordazas que sujetan

la probeta y la colocación del extensómetro……………………………………………………..36

Figura 5.1 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función del grado de

deformación efectiva, para temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC…………………..43

Figura 5.2 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función del grado de

deformación efectiva para temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC…………………..44

Figura 5.3 Gráfica de los curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados

de deformación efectiva distintas (0,16 y 0,37), para una temperatura de 750ºC………………..45

vi

Figura 5.4 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados

de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 900ºC……………………………….45


de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 1050ºC……………………………...46


de deformación efectiva distinta, para una temperatura de 1150ºC……………………………...46

Figura 5.7 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función de la temperatura y

grado de deformación efectiva promedio………………………………………………………..48

Figura 5.8 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función de la temperatura y grado

de deformación efectiva promedio……………………………………………………………….49

Figura 5.9 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a

diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,18………………………...51

Figura 5.10 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a

diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,40 ……………………..…51

Figura 5.11 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia para las deformaciones efectivas

de 0,18 y 0,40, y para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura……52

Figura 5.12 Gráfica de los valores de resistencia máxima para las deformaciones efectivas de

0,18 y 0,40, y para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura……….53

Figura 5.13 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas

laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,18…………...57

Figura 5.14 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas

laminadas a diferentes temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,40 …………..58

Figura 5.15 Gráfica de los valores obtenidos del exponente de endurecimiento por

deformación en función de la temperatura y grado de deformación efectiva……………………59

Figura 5.16 Gráfica de los valores obtenidos del coeficiente de endurecimiento en función de

la temperatura y el grado de deformación efectiva……………………………………………….60

vii

ÍNDICE DE TABLAS

Tabla 3.1 Designación AISI de aceros inoxidables……………………………………………….4

Tabla 3.2 Composición Nominal del algunos aceros de la serie 300……………………………..6

Tabla 4.1 Composición Química del Acero Inoxidable Empleado……………………………..26

Tabla 4.2 Propiedades mecánicas experimentales del acero inoxidable 304 en

estado de entrega y especificada según la ASM…………………………………………………27

Tabla 5.1 Tabla comparativa entre la composición del acero inoxidable AISI 304 utilizado y

el valor reportado por la ASM……………………………………………………………………37

Tabla 5.2 Tabla comparativa entre las propiedades mecánicas del acero inoxidable 304

utilizado y el valor reportado por la ASM para el material en estado recocido………………….38

Tabla 5.3 Deformaciones efectivas promedio para cada condición de estudio obtenidas

del laminado, con sus respectivas desviaciones estándar……………………………………...…39

Tabla 5.4 Valores obtenidos de las resistencias a fluencia y las resistencias máximas

promedio para cada condición con sus respectivas desviaciones estándar………………………42

Tabla 5.5 Valores del porcentaje de elongación de fractura promedio para cada una de

las condiciones del estudio……………………………………………………………………….47

Tabla 5.6 Valores promedios de la resistencia a fluencia y resistencia máxima con sus

respectivas desviaciones estándar para la condición “control”…………………………………..52

Tabla 5.7 Logaritmos neperianos del parámetro Zener Hollomon (Zc), para las temperaturas

y deformaciones empleadas………………………………………………………………………55

Tabla 5.8 Valores del exponente de endurecimiento (m) promedio para cada una de

las condiciones de estudio………………………………………………………………………..58

viii

LISTA DE SIMBOLOS Y ABREVIATURAS

AISI: “American Iron and Steel Institute” (Instituto Americano de Hierro y Acero)

ASM: “American Society for Metals” (Sociedad Americana de Metales)

Ao: área inicial de la sección transversal

Ai: área transversal instantánea

Ar: porcentaje de reducción de área

Afr: área transversal final de la probeta

bcc: estructura cúbica centrada en el cuerpo

E: constante de proporcionalidad (módulo de elasticidad o módulo de Young.)

EFA: energía de falla de apilamiento

F: carga instantánea aplicada

Fy : carga a fluencia

Fu: carga Máxima

fcc: estructura cúbica centrada en las caras

h: altura instantánea de la pieza de trabajo que se deforma

h0: espesor inicial de la probeta

hf: espesor final de la probeta

∆h: variación del espesor de la chapa

Hierro γ: hierro gama (austenita)

l: longitud de la probeta luego de aplicar la fuerza

l0: longitud inicial de la probeta

m: exponente de endurecimiento por deformación de Hollomon.

M23C6: Carburo de cromo

R: radio de los rodillos del equipo de laminación

S: esfuerzo ingenieril de tracción

Sy : resistencia a la fluencia

Su: resistencia máxima a la tracción

SD: desviación estándar

t: espesor de la lámina

t0: espesor inicial de la probeta

ix

tF: espesor de la pletina luego de laminada

v: Velocidad de deformación

v: velocidad tangencial de los rodillos

Vo: velocidad inicial

Vi: velocidad final

ε : deformación ingenieril media

ε : deformación efectiva

ε& : tasa o velocidad de deformación real

ε1, ε2, ε3: deformaciones principales

εr : deformación verdadera

εx: deformación en la dirección del largo de la pletina

εy: deformación en la dirección del espesor de la pletina

εz: deformación en la dirección del ancho de la pletina

σ : esfuerzo

=σ esfuerzo efectivo

σ1, σ2, σ3 : esfuerzos principales

σr: esfuerzo verdadero de tracción

σo: coeficiente de endurecimiento por deformación de Hollomon

x

CAPÍTULO I.

INTRODUCCIÓN

Los aceros inoxidables son aleaciones base hierro con un alto porcentaje en cromo, que

presentan otros elementos tales como níquel, molibdeno y manganeso. Por su parte, los aceros

inoxidables austeníticos AISI 304 son aceros muy usados actualmente en la industria, ya sea por

su excelente resistencia a la corrosión o por su facilidad en ser conformados, por lo tanto el

aprovechamiento y mejora de las propiedades mecánicas de estos materiales amplían su uso

comercial.

Para la obtención de piezas con formas y dimensiones determinadas, es necesaria la

conformación plástica del metal, la cual además de cambiar la forma de la pieza de trabajo,

permite controlar y mejorar las propiedades mecánicas del material. La deformación plástica

puede ser realizada tanto en frío como en caliente. Para el caso del conformado en caliente, éste

se realiza llevando el material a elevadas temperaturas, a fin de obtener deformaciones

importantes aplicando esfuerzos relativamente limitados. A nivel mundial el proceso más

empleado para la obtención de productos de acero después de la fundición es el que involucra el

trabajo en caliente, por lo tanto, el conformado en caliente de los aceros inoxidables ha sido

objeto de muchos estudios, con la finalidad de mejorar la calidad del producto y optimizar el

proceso para obtener un material con características específicas, esto debido a que la deformación

plástica determina la estructura y las propiedades mecánicas del metal.

En los procesos de conformado en caliente, el mecanismo de restauración principal es la

recristalización dinámica, “fenómeno todavía mal entendido” según Mcqueen (1) y en

consecuencia “difícil de controlar” Sakai y Jonas (2). Sin embargo, los ensayos mecánicos de

laboratorio como los ensayos de compresión, tracción y torsión permiten simular los procesos

industriales y facilitan el entendimiento de dichos fenómenos.

2

Por lo tanto, para el estudio del conformado en caliente es de gran importancia la

caracterización adecuada del material antes del conformado, para de esta manera poseer un punto

de partida y así conocer tanto la respuesta del material ante las acciones impuestas por el proceso

como el producto final luego de aplicado el proceso.

Este trabajo presenta como antecedente directo el realizado por Di Graci (3)

“Deformación en caliente del acero inoxidable AISI 304, en el cual se analizó la influencia de las

variables de laminación (temperatura, velocidad y grado de deformación en la dureza y

propiedades a compresión plana), y tiene como finalidad complementar la investigación con un

estudio en las propiedades mecánicas a tracción de este acero en función de la temperatura del

metal y el grado de deformación aplicado, mediante uno de los procesos de conformado más

empleado como es la laminación.

CAPÍTULO II

OBJETIVOS

2.1 OBJETIVO GENERAL:

Determinar la influencia de las variables grado de deformación y temperatura del metal, al

momento del conformado, sobre las propiedades mecánicas de un acero inoxidable austenítico

AISI 304 laminado en caliente en una sola pasada.

2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS:

1. Establecer la influencia del grado de deformación en las propiedades mecánicas

(esfuerzo a fluencia, máximo y ductilidad) de un acero inoxidable austenítico AISI

304 laminado en caliente

2. Determinar la influencia de la temperatura del metal al momento del conformado en

las propiedades mecánicas (esfuerzo a fluencia, máximo y ductilidad) de un acero

inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente

3. Establecer por medio del Parámetro de Zener Hollomon el tipo de mecanismo de

restauración presente dependiendo de la temperatura y grado de deformación.

4. Describir por medio de la ecuación de Hollomon, el endurecimiento por deformación

según la condiciones de temperatura y grado de deformación.

CAPÍTULO III

FUNDAMENTACIÓN TEÓRICA

3.1 ACEROS INOXIDABLES

Los aceros inoxidables son una serie de aceros que bajo determinadas condiciones y

circunstancias resisten a una gran diversidad de medios corrosivos. Además conservan un aspecto

brillante e inalterable en la mayoría de las condiciones normales de servicio.

Los aceros inoxidables, son aceros de alta aleación más resistentes a la corrosión que los

aceros al carbono y de baja aleación. Ello se debe sobretodo a la presencia de cromo cuya mínima

cantidad necesaria está alrededor del 4% del peso, aunque este elemento se encuentra alrededor

del 10% del peso; existen casos donde llegan a emplearse niveles tan altos como 30% de cromo.

(4)

Los aceros inoxidables se clasifican generalmente en tres grupos: martensíticos, ferríticos

y austeníticos. Según la norma AISI para identificar los aceros inoxidables se emplea un sistema

de tres números, los dos últimos no poseen un significado específico, mientras que el primero

indica el grupo al cual pertenecen, tal como se indica en la tabla 3.1 mostrada a continuación.

Tabla 3.1 Designación AISI de aceros inoxidables (5)

SERIE GRUPOS

2XX Austeníticos, Cromo - Níquel - Manganeso

3XX Austeníticos, Cromo - Níquel

4XX Ferríticos y Martensíticos, Cromo

5XX Resistentes al Calor, bajo % Cromo

5

El acero inoxidable austenítico posee la estructura de la austenita a temperatura ambiente.

La austenita o hierro γ, tiene estructura fcc y es estable sobre los 910ºC. Esta estructura puede

lograrse cuando se estabiliza mediante adiciones de aleación adecuadas como el níquel. Sin el

alto contenido de níquel, la estructura bcc es estable, como se encuentra en los aceros inoxidables

ferríticos. Mientras que los aceros inoxidables martensíticos poseen como su nombre lo indica

una estructura martensítica, esta estructura puede obtenerse como resultado de un temple rápido,

el cual promueve la formación de una estructura cristalina tetragonal centrada en el cuerpo. (4)

Aún aseverando que la estructura de un acero depende básicamente de su composición

química, la estructura también puede modificarse por medio de algún tratamiento térmico.

A grandes rasgos se puede indicar que los aceros martensíticos representan el 10% del

consumo mundial, los ferríticos un 20%, mientras que los austeníticos un 70%.

Los aceros austeníticos son los aceros inoxidables más populares y se utilizan en una

gama amplia de aplicaciones tales como tuberías, intercambiadores de calor, calderería,

criogénicos, contenedores de fluidos, etc, debido a la gran estabilidad de su estructura austenítica

sobre un amplio intervalo de temperaturas. Su relativa facilidad de fabricación, su ductilidad y su

excelente resistencia a la corrosión explican su amplio uso.

De los aceros al cromo-níquel, la estabilidad con respecto a la formación de martensita

aumenta desde el tipo 301 al 310. Los aceros austeníticos se consideran libres de ferrita delta (6).

Específicamente se consideran aceros inoxidables austeníticos aquellos que poseen un contenido

de cromo entre 16 y 26%, en níquel una proporción entre 6 y 22% , y en cuanto a carbono su

contenido es bastante bajo, inferiores al 1% En la tabla 3.2 se muestra la composición nominal

de algunos de los aceros inoxidables austeníticos más usados .

6

Tabla 3.2 Composición Nominal del algunos aceros de la serie 300 (5)

ACERO INOXIDABLE %C (max.) %Mn (max.) %Si (max.) %Cr %Ni

AISI - 301 0,15 2 1 16 -18 6 - 8

AISI - 304 0,08 2 1 18-20 8 - 10,5

AISI – 304L 0,03 2 1 18-20 8 - 12

AISI - 316 0,08 2 1 16-18 10 -14

La exposición de los aceros inoxidables austeníticos en el rango de temperaturas entre

430ºC y 820ºC puede causar la precipitación de carburos de cromo (M23C6) en los bordes de

granos, esto genera una disminución en el contenido de cromo en la zona adyacente al borde de

grano produciendo la sensibilización del acero y haciéndolo sensible a la corrosión

intergranular.(7)

El mas común de los aceros inoxidables austeníticos es el acero inoxidable AISI 304

(18% Cr y 8% Ni). Su aplicación se encuentra en la mayoría de las industrias. Posee una

excelente resistencia a la corrosión en un amplio grupo de medios, es fácil de limpiar e inerte a

una gran cantidad de compuestos orgánicos e inorgánicos.

3.2 PROCESO DE LAMINACIÓN

El laminado es el proceso en el cual se deforma plásticamente un metal, haciéndolo pasar

a través de la abertura de dos rodillos con la finalidad de reducir su espesor. Al deformar el

metal, éste se le somete por el efecto del aplastamiento de los rodillos a intensas tensiones de

compresión y tensiones superficiales de corte, originadas por la fricción entre los rodillos y el

metal, estas fuerzas de fricción son las que producen el estiramiento del metal.

7

La máquina utilizada para este proceso se llama Laminador, básicamente tiene cilindros

de acero para estiraje y modulación. El conjunto de cilindros y columnas que los sustentan se

llama caja. Los cilindros son accionados por motores y engranajes de acoplamiento. Para

conseguir distintos espesores, los cojinetes del cilindro inferior de cada par (cilindro de trabajo)

son fijos y los del superior (cilindro de apoyo) son móviles. Ambos giran a la misma velocidad,

pero en sentido contrario.

Basado en los principios del conformado plástico se pueden señalar algunas de sus

características:

1.- Ley de constancia de volumen:

El volumen del metal antes de la deformación, V0, y después de la deformación, V1,

permanecen virtualmente constantes: V0 = V1 = constante

2.- Ley de la no uniformidad de la deformación:

Como todos los procesos de conformado plástico, involucran deformación no uniforme en

las tres direcciones principales. La no uniformidad de la deformación está asociada con el efecto

de factores tales como la forma de la pieza de trabajo, las dimensiones del producto, el grado de

deformación, etc.

Las fuerzas en el laminado se distribuyen según la figura 3.1:

VO

VI

T

Figura 3.1 Distr
ibución de fuerzas en el p
TI

roceso de laminado

8

Donde:

Vo: Velocidad inicial

Vi: Velocidad final

t: Espesor de la lámina

Basado en el criterio del conformado plástico, la lámina entra a los rodillos a una

velocidad menor a la velocidad de salida. Es decir Vi> V0

3.2.1 VARIABLES PRINCIPALES DE LA LAMINACIÓN

Las variables que rigen el proceso de laminación longitudinal de una pletina son:

1.- El diámetro de los rodillos.

2.- La resistencia a fluencia del metal deformado.

3.- La fricción entre los rodillos y el metal.

4.- Presencia de tensiones de tracción.

5.- La relación entre el ancho y el espesor.

Para una reducción de sección a unas condiciones de fricción determinadas, el aumento de

los rodillos lleva consigo un incremento de la carga de laminación. Esta carga de laminación

asimismo, aumenta a medida que la probeta que entra en el laminador va disminuyendo de

espesor, puede llegar un momento en que la resistencia de deformación de la chapa sea tan alta

que la carga de laminación necesaria sea mayor que la que puede aplicarse, por lo que ya no se

producirá mas reducción del espesor. Cuando se llega a este extremo, los rodillos en contacto con

la chapa se deforman elásticamente, debido a que es más fácil esta deformación de los rodillos,

que la deformación plástica de la pletina. (8)

La fricción entre rodillos y el metal es muy importante en la laminación, no solo por ser la

fricción la que fuerza al metal a entrar entre los rodillos, sino porque afecta también a la

magnitud y distribución de la presión del rodillo. Teóricamente se conoce que a mayores fuerzas

9

de fricción, más grande debe ser la carga de laminación. La fricción elevada da lugar a grandes

cargas de laminación y aumenta el ensanchamiento lateral y el agrietamiento de los bordes. (8)

En muchos procesos como el laminado se puede considerar que todos los desplazamientos

están limitados a un plano, esta situación se conoce como un estado plano de deformación. Para

el caso del laminado la deformación en la dirección del ancho de pletina es nula (εz = 0), por lo

tanto εx = -εy. La deformación que ocurre en el espesor de la probeta (εy) es de compresión y es

igual a:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−=

tt

y0lnε

(Ec.3.1)

Donde:

t0: espesor inicial de la probeta

t: espesor de la pletina luego de laminada

Por lo tanto la deformación que se produce en la pletina en la dirección de laminación es

de tensión e igual a:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛=

tt

x0lnε

(Ec. 3.2)

Sin embargo, en el caso del laminado se puede considerar un estado plano de deformación

cuando la pletina a laminar posee un ancho seis veces mayor al espesor de la lámina. Si este no es

el caso, se encuentra en una situación de un estado de deformación triaxial.

3.2.2 ESFUERZO Y DEFORMACIÓN EFECTIVOS

El esfuerzo efectivo es un parámetro que permite comparar el comportamiento plástico

bajo diferentes estados de tensiones, reduciéndolos a estados equivalentes. Representa la

10

conversión de un estado triaxial de esfuerzo a un esfuerzo uniaxial “efectivo”, que puede

definirse según la siguiente ecuación (3):

( ) ( ) ( )[ ]21213

232

2212

2 σσσσσσσ −+−+−= (Ec.3.3)

Donde:

=σ esfuerzo efectivo

σ1, σ2, σ3 : esfuerzos principales

También para un estado de deformaciones, la deformación efectiva se define como (3):

( ) ( ) ( )[ ]21213

232

2213

2 εεεεεεε −+−+−= (Ec. 3.4)

Donde:

ε : deformación efectiva

ε1, ε2, ε3: deformaciones principales

3.2.3 VELOCIDAD O TASA DE DEFORMACIÓN EN LA LAMINACIÓN EN

CALIENTE

Durante el trabajo en caliente, teóricamente, un metal se comporta como un material

perfectamente plástico, con un exponente de endurecimiento por deformación igual a cero. Lo

que significa que una vez que se alcanza el nivel de esfuerzo, el metal debe continuar fluyendo

bajo el mismo nivel de esfuerzo de fluencia. (9)

La rapidez a la que se deforma el metal se relaciona directamente con la velocidad de

deformación. Dada la rapidez de deformación, la velocidad real se define como: (9)

11

hv

th

ht=

∂∂

=∂∂

=1εε& (Ec.3.5)

Donde:

ε& : tasa o velocidad de deformación real

v: Velocidad de deformación

h: altura instantánea de la pieza de trabajo que se deforma

Sin embargo, para el proceso de laminación, en una pasada, la velocidad de deformación

varía de un valor máximo, inmediatamente después de la entrada al intervalo geométrico de

laminación, hasta el valor cero a la salida del mismo. Esta variación se puede visualizar en la

ecuación 3.6, que representa la tasa de deformación real media para un proceso de laminación en

caliente. (3)

fhh

hRv 0ln..∆

=ε (Ec3.6)

Donde:

ε : tasa o velocidad media de deformación

v: velocidad tangencial de los rodillos

R: radio de los rodillos del equipo de laminación

∆h: variación del espesor de la chapa

h0: espesor inicial de la probeta

hf: espesor final de la probeta

3.3 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN

El endurecimiento por deformación de un metal se produce cuando incrementa el número

de dislocaciones dentro del mismo. Cuando se aplica un esfuerzo superior a fluencia se genera

12

una distorsión en la estructura reticular produciendo dislocaciones. Estas dislocaciones empiezan

a deslizar e interaccionar entre sí, generando barreras que impiden su movimiento a través de la

red, por lo tanto, este apilamiento y anclaje de dislocaciones incrementan la resistencia a

deformaciones posteriores. Una característica de la deformación plástica es que el esfuerzo

necesario para iniciar el deslizamiento en el plano principal es menor que el requerido para

continuar la deformación en planos subsecuentes. (8)

Un material cuyos granos se encuentran distorsionados después de finalizada la

deformación plástica se considera un material trabajado en frío. Ahora bien, todas las propiedades

del material trabajado en frío experimentan cambios como el incremento de su resistencia y

dureza mientras disminuye su ductilidad, y los granos adoptan una orientación definida.

Otro mecanismo importante en la deformación de los metales es el maclaje. El maclaje se

produce cuando una porción de cristal toma una orientación que está relacionada de un modo

simétrico definido con la del resto del cristal sin deformar. La parte deformada es la imagen

especular del cristal original.

Es importante aclarar que el maclaje difiere del deslizamiento en varios aspectos, como:

en el deslizamiento, la orientación de los cristales es la misma tanto por debajo como por encima

del plano de deslizamiento, mientras que en el maclaje la orientación varía a lo largo del plano de

macla (plano de simetría)

La formación de maclas, es frecuentemente observable en metales con baja energía de

falla de apilamiento tal como lo es el acero austenítico AISI 304. (7)

La energía de falla de apilamiento (EFA) es un parámetro intrínseco del material y que se

puede definir como la permeabilidad de un material al movimiento de dislocaciones en su red

cristalina y al mismo tiempo, su capacidad para generarlas. Así los metales se clasifican en dos

categorías: materiales de alta EFA > 90 mJ/m2 , que corresponde a materiales como el aluminio y

los aceros inoxidables ferríticos, y los de baja EFA < 10 mJ/m2, encontrada en los aceros

inoxidables austeníticos, niquel y cobre. (10)

13

3.3.1 DEFORMACIÓN A ELEVADAS TEMPERATURAS:

El trabajo en caliente se define como una deformación en condiciones de temperatura

donde se produzca simultáneamente la restauración y la deformación.

Existen dos mecanismos básicos de restauración a elevadas temperaturas, son la

recuperación y la recristalización dinámicas. Los materiales, según estos mecanismos, pueden

clasificarse en dos grupos: el primero es aquel en donde únicamente interviene la recuperación

dinámica y a éste pertenecen las aleaciones de aluminio y las aleaciones férricas, entre otras. El

segundo grupo está formado por aquellos materiales que en ciertas condiciones pueden presentar

recristalización dinámica, como son: las aleaciones de cobre, de níquel y los aceros austeníticos.

(10)

La recuperación dinámica es el movimiento de las dislocaciones resultantes de la

deformación plástica y la formación de subgranos. En muchos metales puros existe gran

tendencia de las dislocaciones en formar subgranos. A medida que aumenta la temperatura los

efectos de la recuperación dinámica se hacen más fuertes, debido a que la movilidad incrementa

con el ascenso de la temperatura.

La recristalización dinámica, consiste en la nucleación y el crecimiento de nuevos granos

permitiendo eliminar una parte de las dislocaciones generadas durante la etapa de endurecimiento

y restauración dinámica. La formación de nuevos granos es esencialmente en los bordes de

granos deformados, su crecimiento surge mediante la migración de sus bordes bajo la fuerza

motriz como consecuencia de la diferencia en la densidad de dislocaciones. Sin embargo este

fenómeno no se manifiesta hasta alcanzar una cierta deformación crítica εc en la que aparecen los

primeros núcleos. (10)

La recristalización dinámica será favorecida a mayor temperatura y relativa bajas tasas de

deformación, además de una baja energía de falla de apilamiento. Si estas condiciones no se

cumplen el mecanismo de restauración será únicamente recuperación dinámica.

14

3.4 ENSAYO DE TRACCIÓN

El ensayo de tracción consiste en someter a carga uniaxial una probeta estandarizada del

material a estudiar. La carga incrementa continuamente de tal forma que la velocidad de

deformación sea constante. La probeta es sometida a carga hasta que se produce la fractura de la

misma. Durante el desarrollo del ensayo se registran, en un equipo que grafica en las coordenadas

cartesianas, las cargas y la elongación de la probeta que se produce durante el ensayo.

Como elemento de prueba del ensayo de tracción se utiliza una probeta estándar, cuyas

propiedades se desean determinar. En general estas probetas son de sección transversal circular,

pero en algunos casos también se fabrican de sección rectangular, como en el caso de las probetas

extraídas de láminas delgadas, e incluso de sección curva cuando se fabrican a partir de las

paredes de tubos o recipientes cilíndricos.

El procedimiento del ensayo consiste en limpiar la superficie de la probeta a ensayar con el

fin de eliminar en lo posible óxidos o residuos que puedan afectar las propiedades del material.

Seguidamente se coloca la probeta en la máquina de tracción de manera tal que el eje de dicha

muestra coincida con los de las mordazas de la máquina. A continuación se aplica la carga, la cual

se aumenta progresivamente hasta que ocurre la rotura de la muestra de ensayo. Al mismo tiempo

se obtiene una curva trazada por la máquina de tracción donde el eje de las ordenadas representa la

carga y el eje de las abcisas el alargamiento o deformación sufrida por la muestra de ensayo. La

velocidad de aplicación de la fuerza se regula por la máquina de tracción en base a datos

preestablecidos por la computadora que controla el ensayo.

3.4.1 GRÁFICOS OBTENIDOS MEDIANTE EL ENSAYO DE TRACCIÓN

En la figura 3.2 se muestra una gráfica carga-elongación de un material, como se puede

ver a medida que el material es deformado, la carga necesaria para continuar la deformación

incrementa en una primera parte de manera lineal, motivo por el cual se puede decir que el

esfuerzo es proporcional a la deformación uniaaxial; cuando esto ocurre se dice que el material es

15

linealmente elástico. Este hecho se conoce como Ley de Hooke, y matemáticamente se expresa

(11):

εσ E= (Ec. 3.7)

Donde:

σ : esfuerzo

E: constante de proporcionalidad (módulo de elasticidad o módulo de Young.)

ε : deformación

Figura 3.2 Gráfico representativo de la curva obtenida a partir de los datos reportados

durante el ensayo de tracción

En los aceros, el límite superior del esfuerzo en esta relación lineal se llama límite

proporcional. Si el esfuerzo excede en un poco este límite, el material puede todavía responder

elásticamente, sin embargo la curva tiende a aplanarse causando un incremento mayor de la

deformación unitaria con el correspondiente incremento del esfuerzo. La fluencia ocurre cuando

el material se deforma permanentemente. Se distinguen dos valores para el punto de fluencia: el

punto superior de fluencia ocurre primero seguido por una disminución súbita en la capacidad de

soportar carga hasta un punto inferior de fluencia. Una vez alcanzado el punto inferior de fluencia

16

la muestra seguirá alargándose sin ningún incremento de carga. Cuando el material está en este

estado se suele decir que es perfectamente plástico. (8, 11, 12)

Una vez que ha terminado la fluencia es posible aplicarle más carga a la probeta

originando una curva que llega hasta la carga máxima. Durante esta etapa el área disminuirá de

manera bastante uniforme en toda la longitud calibrada del espécimen. (8, 11)

Luego de haberse alcanzado la carga máxima, el área de la sección transversal comienza a

disminuir en una zona localizada de la probeta debido a los planos de deslizamiento que se

forman dentro del material, y las deformaciones producidas son causadas por esfuerzos cortantes.

Como consecuencia tiende a desarrollarse una estricción o cuello a medida que el espécimen se

alarga cada vez más. En esta región del diagrama la curva tiende a descender hasta que la probeta

se rompe en el punto del esfuerzo de fractura. (8 ,11)

3.4.2 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN INGENIERIL:

Los datos que registra la computadora mientras se realiza el ensayo de tracción son una

curva que relaciona carga vs elongación, al presentar los datos de esa manera sólo se describe el

comportamiento del material con una sección transversal específica. Por lo tanto, se debe

transformar esta curva en la curva esfuerzo deformación ingenieril, para ello se utilizan las

siguientes ecuaciones (11):

OAFS = (Ec.3.8)

Donde:

S: esfuerzo ingenieril de tracción

17

F: carga instantánea aplicada


( )0

0

lll −

=ε (Ec. 3.9)

Donde:

ε : deformación ingenieril media

l: longitud de la probeta luego de aplicar la fuerza

l0: longitud inicial de la probeta

3.4.3 CURVA DE ESFUERZO-DEFORMACIÓN VERDADERA O REAL:

Esta curva es similar a la curva ingenieril con la diferencia que la reducción del área

transversal es tomada en cuenta, por lo tanto representa el comportamiento real de los valores de

esfuerzos y deformación de la probeta durante el ensayo de tracción. El esfuerzo y deformación

real se determinan a partir de las siguientes ecuaciones (8):

i

ir A

F=σ (Ec. 3.10)

Donde:

σr: esfuerzo verdadero de tracción

Fi : carga instantánea

Ai: área transversal instantánea

18

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

ir A

ALn 0ε (Ec. 3.11)

Donde:

εr : deformación verdadera


Ai: área instantánea de la sección transversal

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

0

lnlli

rε (Ec.3.12)

Donde:

εr: deformación real

li: longitud instantánea

l0: longitud inicial de la sección de prueba

La curva de esfuerzo-deformación ingenieril no proporciona una idea real del

comportamiento del material en lo que respecta al endurecimiento que ocurre a medida que se

deforma. Esto se debe a que tanto el esfuerzo como la deformación ingenieril, están basados en el

área inicial de la probeta, cuando en realidad lo que sucede es que a medida que se deforma la

misma, el área de sección de prueba que soporta la carga aplicada durante el ensayo disminuye

continuamente.

19

Figura 3.3 Diferencia entre las Curvas Esfuerzo-Deformación, Ingenieril y Real (12)

La curva correspondiente al gráfico de esfuerzo-deformación verdadera de muchos

metales, se puede expresar por medio de relaciones matemáticas, de las cuales las más conocidas

son: la ecuación de Hollomon, la ecuación de Swift, la ecuación de Ludwik y la ecuación de

Voce. De éstas, la que mejor se ajusta a los aceros, además por su sencillez, es la ecuación de

endurecimiento por deformación de Hollomon.(8)

La ecuación de Hollomon o de endurecimiento por deformación es (8):

mεσσ 0= (Ec.3.13)

Donde:

σ: esfuerzo verdadero de tracción

σo: coeficiente de endurecimiento por deformación de Hollomon

m: exponente de endurecimiento por deformación de Hollomon.

20

En la figura 3.4 se muestra una típica curva Log esfuerzo real- log deformación real de

donde es posible obtener los valores de “m” y “σ0”, debido a que “m” es la pendiente de la recta

graficada y σ0 es el esfuerzo verdadero a una deformación de ε = 1.

Figura 3.4 Típica curva Log esfuerzo real – log deformación real,

usada para la obtención de “m” y “σ0” (8).

La formación del cuello ocurre en el punto de carga máxima para la mayoría de los

metales. En este punto se crea una condición de inestabilidad que está definida por (8):

0=dF (Ec.3.14)

como F = σA, se tiene que:

0=+= σσ dAdAdF (Ec.3.15)

de la relación de volumen constante se tiene que:

εdA

dAldl

=−= (Ec .3.16)

21

por lo tanto en el punto que ocurre la inestabilidad en tensión se cumple que:

σεσ

=dd (Ec. 3.17)

Para predecir la forma de las curvas de esfuerzo deformación ingenieril por debajo de

carga máxima, en función del endurecimiento por deformación, la sensibilidad a la velocidad de

deformación y las propiedades anisotrópicas plásticas de los metales, se establece:

σεσ≥

dd (Ec. 3.18)

Siempre y cuando la sensibilidad a la velocidad de deformación tienda a cero (lo que

ocurre con la mayoría de los metales a temperatura ambiente), la ecuación anterior expresa el

mismo criterio señalado por la ecuación 3.17 para la condición de deformación uniforme. En el

caso de la ecuación de Hollomon esto conduce a:

mu =ε (Ec. 3.19)

3.4.4 PROPIEDADES MECÁNICAS A PARTIR DEL ENSAYO DE TRACCIÓN

Las propiedades mecánicas describen la forma en que el material responde a una fuerza

aplicada, dentro de ellas se definen las resistencias y la ductilidad del material.

3.4.4.1 RESISTENCIA A LA FLUENCIA:

22

La resistencia a la fluencia (Sy) se define como el máximo esfuerzo que se puede aplicar

durante el ensayo de tracción, sin que se produzca más que una deformación plástica pequeña

previamente especificada.(11)

O

yy A

FS = (Ec. 3.20)

Donde:

Sy : resistencia a la fluencia.

Fy : carga a fluencia


Para la determinación del punto de fluencia en aquellos metales donde no se aprecie el

punto de fluencia, se utiliza el método del “offset”, el cual se muestra en la figura 3.5 y consiste

desde el punto m (offset) dibujar una línea paralela a la recta OA que representa la zona elástica

del material, luego, la intersección entre la línea dibujada y la curva esfuerzo-deformación será el

punto de fluencia correspondiéndole una cierta carga R la cual es la carga a fluencia Ly. Por lo

general, el valor usado del offset es de 0,2%

Figura 3.5 Diagrama esfuerzo-deformación para la determinación de la resistencia a fluencia, usando el

método del “offset” (13)

23

3.4.4.2 RESISTENCIA A LA TRACCIÓN :

La resistencia a la tracción (Su) se define como el máximo esfuerzo que puede soportar la

probeta durante el ensayo de tracción y se expresa como (11):

O

uu A

FS = (Ec. 3.21)

Donde:

Su: resistencia máxima a la tracción

Fu: carga Máxima


3.4.4.3 PORCENTAJE DE REDUCCIÓN DE ÁREA:

El porcentaje de reducción de área tiene una relación directa con la ductilidad del material

y se define mediante la siguiente ecuación (8):

100*0

0⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ −=

AAA

A frr (Ec. 3.22)

Donde:

Ar: porcentaje de reducción de área


Afr: área transversal de fractura de la probeta

3.4.4.4 OTRAS DEFINICIONES CONCERNIENTES AL ENSAYO DE TRACCIÓN

24

A continuación se definen algunos términos importantes y concernientes al ensayo de

tracción.

“Longitud calibrada (l0): es la distancia entre dos puntos marcados sobre la probeta, en

relación a la cual se calculará el alargamiento de rotura.”(12)

“Alargamiento: es la deformación de un material. Puede ser elástico ó plástico y se expresa

en centímetros de deformación por cada centímetro de longitud original, ó en porcentaje de la

longitud original.”(12)

“Alargamiento de rotura: es la relación entre el incremento de la longitud calibrada (dl0)

luego de ser sometida a la aplicación de una carga hasta el momento de rotura y la longitud

original de la zona calibrada, expresada en porcentaje”.

Límite elástico: es el esfuerzo máximo, que al dejar de actuar no produce deformaciones

permanentes en el material. Se usa en aquellos materiales cuyo límite elástico en la curva carga-

deformación, no está bien definido.

“Límite elástico convencional: es el esfuerzo correspondiente a una pequeña deformación

plástica especificada, generalmente es el 0,2 % de la longitud calibrada de la probeta y se obtiene

trazando una paralela al rango de la curva esfuerzo-deformación que reportan una línea recta.”(12)

“Ductilidad: es la cantidad de deformación plástica en el punto de ruptura, y su valor podrá

expresarse como elongación o alargamiento, en las mismas unidades. Otra medida de la ductilidad

es la reducción del área en el punto de ruptura o (estricción). Los materiales con alta ductilidad

presentan una gran reducción de sección transversal antes de fallar.”(8)

“Esfuerzo: es la fuerza por unidad de área y se expresa en unidades de presión, y se calcula

simplemente dividiendo la fuerza total entre el área transversal.”(8)

25

“Esfuerzo de rotura: es el valor que resulta al dividir la carga aplicada en el momento de

rotura entre el área transversal original de la probeta.”(11)

Área de estricción (q): es la relación existente entre la disminución del área de la sección

transversal de la probeta hasta fractura y el área de la sección transversal antes del ensayo,

expresada en porcentaje.

Límite de proporcionalidad: es el punto a partir del cual, la proporcionalidad lineal

existente entre la deformación y los esfuerzos aplicados no se presenta.

Sección reducida: es el trozo de sección uniforme en la parte medida de una probeta de

ensayo de tracción.

Sección de agarre: es la zona de la probeta sobre la cual la mordaza de la máquina de

ensayo realiza la sujeción.

“Radio de curvatura: es el radio de la curva localizada entre la sección reducida y la

sección de agarre de la probeta y que determina que el esfuerzo aplicado a la sección reducida sea

uniformemente distribuido.”(12)

Deformación plástica: es la que se da permanentemente a un material por un esfuerzo que

excede el límite elástico. Es el resultado de un desplazamiento permanente de los átomos dentro

del material, por lo tanto, difiere de la deformación elástica, en donde los mismos vecinos

atómicos se conservan.

Módulo de Young: o módulo de elasticidad, es la relación entre el esfuerzo que se aplica y

la deformación elástica que resiste, sólo en la zona elástica. Tiene mucha relación con la rigidez,

y se expresa, para esfuerzos de tensión y compresión en unidades de presión. Su valor verdadero

se determina principalmente por el material y se relaciona sólo directamente con otras

propiedades mecánicas.

CAPÍTULO IV

DESARROLLO EXPERIMENTAL

4.1. CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO EN ESTADO DE

ENTREGA

Para la realización de este trabajo se empleó una lámina de 1,24m x 1,20m y 19,30mm

de espesor, de acero inoxidable austenítico AISI 304, en estado de entrega. Para la obtención de

su composición química mostrada en la tabla 4.1, se utilizó la técnica de espectroscopia de

absorción atómica por llama.

Tabla 4.1 Composición Química del Acero Inoxidable Empleado

Elemento Porcentaje (%) Elemento Porcentaje (%)

C 0,0651+ 0,003 Ti 0,0036 + 0,0005

Cr 18,02 + 0,07 S 0,0011 + 0,0002

Ni 8,18 + 0,06 P 0,002 + 0,001

Mn 1,34 + 0,02 Co 0,0815 + 0,0007

Si 0,494 + 0,005 Cu 0,322 + 0,003

Mo 0,334 + 0,003 Pb 0,0030 + 0,0001

W 0,067 + 0,002 Sn 0,028 + 0,002

Nb 0,0433 + 0,0005 Ce 0,088 + 0,001

V 0,080 + 0,001 B 0,0137 + 0,0009

27

También al acero inoxidable se le determinaron las propiedades mecánicas como

resistencia a la fluencia, máxima y porcentaje de reducción de área mediante la realización de tres

ensayos de tracción, usando probetas que siguieron las especificaciones descritas en la norma

ASTM E 8M-91. En la figura 4.1 se observa un dibujo esquemático de las probetas cilíndricas

empleadas:

Figura 4.1 Diseño de las probetas cilíndricas de tracción utilizadas (mm), cuyas medidas son especificadas en

la norma ASTM E 8M – 91.

En la tabla 4.2 se muestran las propiedades mecánicas promedios obtenidas para el acero en

estudio. Los ensayos se realizaron en una máquina universal de Ensayos MTS de 25 toneladas de

capacidad, con una velocidad de desplazamiento constante del pistón igual a 4.3mm/min,

siguiendo la norma ASTM A 370-91.

Tabla 4.2 Propiedades mecánicas experimentales del acero inoxidable AISI 304 en

estado de entrega y especificada según la ASM

Resistencia a la fluencia (Kgf/cm2)

Resistencia máxima (Kgf/cm2)

Reducción de área (%)

Experimentales 3040 6893 80

Desviación estándar 196 248 2

ASM 2092 5252 50

28

4.2. DETERMINACIÓN DE LAS CONDICIONES DE ESTUDIO

En el presente trabajo se consideró el estudio en función de la temperatura del acero

inoxidable a la entrada del laminador y el grado de deformación aplicado. Dentro de las

condiciones del ensayo, en este trabajo se consideraron las temperaturas comprendidas entre

750ºC y 1150ºC tomándose cuatro temperaturas de laminación las cuales fueron: 750ºC, 900ºC,

1050ºC y 1150ºC. A la vez, se establecieron dos grados de deformación (ε=0,14 y ε=0,37),

obteniéndose finalmente ocho condiciones diferentes, es importante acotar que cada condición

fue realizada por triplicado para mayor confiabilidad en los resultados.

Además de esto se establecieron las condiciones de control con las mismas cuatro

temperaturas antes definidas pero en este caso sin deformación, éstas se realizaron por duplicado.

4.3 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS PARA LAMINAR

Para la obtención de las probetas de laminación, se procedió a cortar, por medio de una

máquina de corte con plasma marca Plamarc PCM-101, una tira de la lámina original con un

corte en dirección transversal al sentido de laminación proveniente del proceso de fabricación de

ésta.

Una vez cortada la tira de dimensión: 1,20m x 0,20m y espesor de 19,3mm, se procedió a

cortar por medio de la sierra vaivén, tiras de ancho de 10mm cuya dirección coincidía con el

sentido de laminación de la lámina originaria. Estos pedazos de material poseían las siguientes

dimensiones: 200mm de largo, 19,3mm de ancho y 10mm de espesor.

Es importante indicar que se cortaron diez probetas con 8mm de espesor que

correspondieron a las probetas de control que no fueron laminadas.

En la figura 4.2 se muestra un dibujo que representa los cortes realizados desde la placa

original de 1,20m x 1,24m hasta las probetas de laminación. Mediante una línea segmentada se

29

representa el corte hecho con plasma, mientras que las líneas continuas significan los cortes

realizados con la sierra vaivén.

Figura 4.2 Dibujo representativo de los cortes realizados a la lámina original para la obtención de las

probetas de laminación

Después de cortadas se procedió a planear las probetas por medio de una fresadora marca

Deckel, únicamente en las caras donde se hará el contacto con los rodillos, para así obtener

probetas con sus caras paralelas como se muestra en la figura 4.3, donde a la vez se muestra sus

dimensiones finales:

Figura 4.3 Diseño de las probetas utilizadas para laminación.

30

Para las probetas de control la única diferencia con la probeta mostrada en la figura 4.3 era

el espesor final que medía 6mm.

Para identificar las probetas se troquelaron en las caras de no contacto con los rodillos

usando una nomenclatura de tres dígitos, primero, un número que correspondía a la temperatura

del laminado (1 para 750ºC, 2 para 900ºC, 3 para 1050ºC y 4 para 1150ºC). El segundo dígito

correspondía a una letra que representaba la deformación (A para deformación de 0,14 y B para

deformación de 0,37). Mientras que el tercer dígito (números 1 ó 2 ó 3) se usó para diferenciar

las tres probetas que poseían una misma condición.

Para el caso de las probetas de control se le adjudicó una letra C al segundo dígito,

preservando la misma nomenclatura usada para las otras probetas

4.4 CALENTAMIENTO DE LAS PROBETAS

Una vez troqueladas las probetas se procedió a calentarlas dentro de un horno marca

Thermolyne, modelo F-A1740, cuya máxima capacidad es de 1200ºC, para luego laminarlas.

Para esto se procedió a calentar las probetas en grupos de ocho probetas que correspondían a las

probetas destinadas para una cierta temperatura (seis probetas deformadas y otras dos de control).

Por lo tanto, se colocaron las probetas dentro del horno sobre ladrillos refractarios, como estos

ladrillos eran de diferentes alturas, la probeta descansaba sobre las aristas de los ladrillos

obteniéndose así aproximadamente toda la superficie de las probetas en contacto con el aire

dentro del horno, y así suponer que todo el calor transferido hacia el interiorde las probetas es

producto del mecanismo de convección. Observe la figura 4.4, la cual muestra la colocación de

las probetas dentro del horno.

El horno fue precalentado hasta la temperatura establecida previamente a la introducción

de las probetas, el tiempo de este precalentamiento dependía de la temperatura de trabajo, sin

31

embargo, osciló entre 1 hora (para la temperatura de 750ºC) y 5 horas (que tomó precalentar el

horno para el ensayo a 1150ºC) aproximadamente.

Para llevar el registro de la temperatura se utilizó una termocupla Marca OMEGA,

Modelo CL-477, la cual se ponía en contacto con las probetas y registraba la temperatura de la

superficie de la probeta, este valor registrado en la superficie es la misma temperatura que en

cualquier punto interno de la probeta, los cálculos correspondientes se encuentran en el anexo1

Figura 4.4 Fotografía que muestra la disposición de las probetas dentro del horno.

4.5 LAMINADO DE LAS PROBETAS

Una vez alcanzada la temperatura correspondiente, con una pinza de metal se extrajeron

inmediatamente las tres probetas, una por una, correspondientes a una condición (temperatura,

deformación) y se procedieron a laminar en una laminadora marca Stanat, Modelo TA-315, que

se encuentra ubicada al lado del horno usado. Los rodillos de la laminadora también habían sido

previamente calentados hasta el máximo posible (150ºC aproximadamente) para minimizar el

32

choque térmico. Además, previamente a la laminación pero después del calentamiento de los

rodillos, fue establecida la abertura entre los rodillos por medio de un volante mecánico para así

obtener la deformación de la laminación, la cual se realizó a una velocidad tangencial en los

rodillos de aproximadamente 10 f.p.s, es decir, 0,051 m/seg. Para evitar la flexión de la probeta

se esparció aceite a los rodillos y además se usó una guía que garantizaba una entrada recta de la

probeta a los rodillos. Inmediatamente después de laminada cada probeta se introdujo en un

recipiente con agua a temperatura ambiente (25ºC aproximadamente) y se agitó dentro del agua

para generar un rápido descenso en la temperatura del acero y lograr preservar la microestructura

obtenida de la laminación. El tiempo transcurrido desde la extracción de la probeta hasta su

inmersión en el agua fue de 5 segundos, aproximadamente.

Posteriormente, se laminaron las siguientes probetas que se diferenciaban de las

anteriores por el grado de deformación, para ello se volvió a verificar la temperatura de las

probetas y se modificó la abertura de los rodillos, una vez que las condiciones eran las deseadas

se procedía a laminar. Por último, se templaron las restantes dos probetas que permanecían dentro

del horno que se corresponden a las probetas de control con la misma condición de templado que

las probetas anteriores.

El mismo procedimiento se repitió para las cuatro condiciones de temperatura. En la

figura 4.5 se muestra una fotografía realizada al proceso de laminado de una de las probetas.

Culminado el laminado de las probetas se procedieron a cortar en dos muestras: una para

tracción de 200mm de largo y otra para metalografía (el sobrante del corte) cuyo estudio se

realizará en trabajos posteriores

33

Figura 4.5 Fotografía que muestra el proceso de laminado de una probeta a 1150ºC y una deformación de

0,37

4.6 ENSAYO DE TRACCIÓN

4.6.1 PREPARACIÓN Y DIMENSIONES DE LAS PROBETAS DE TRACCIÓN

Debido a que las probetas provienen de un proceso de laminado no era posible la

construcción de probetas de tracción de geometría cilíndrica. Por lo tanto se tuvieron que diseñar

probetas planas.

Las probetas empleadas para el presente estudio se diseñaron tomando en cuenta la

norma ASTM 8M y considerando las limitaciones en las dimensiones de las probetas laminada.

En la figura 4.6, se muestra un diseño esquemático de las probetas planas empleadas con

dimensiones equivalentes a las especificadas en la norma ASTM E 8M – 01, donde T es el

espesor del metal que depende de la deformación aplicada durante la laminación. Para su

fabricación se utilizó una fresadora marca Deckel (figura 4.7).

34

Figura 4.6 Diseño de las probetas planas de tracción utilizadas (mm), cuyas medidas son

especificadas en la norma ASTM E 8M – 01.

Figura 4.7 Fotografía que muestra el proceso de fresado para la fabricación de las probetas planas de

tracción

35

4.6.2 ENSAYO DE TRACCIÓN

Antes de traccionar las probetas se demarcó la longitud de prueba y se midió su

geometría, reportando tres valores, tanto para el área transversal dentro de la zona demarcada

como para la misma longitud de prueba. Una vez registradas las geometrías de las muestras se

colocaron en las mordazas para probetas planas de la máquina de tracción MTS de 25 toneladas,

ajustando las mordazas para evitar el deslizamiento. Luego, a cada una de las probetas se le

colocó un extensómetro con una abertura inicial de 50mm aproximadamente que estaba

previamente conectado a la máquina de tracción para registrar la elongación del acero. Llegado a

este punto, se procedió a traccionar a una velocidad de 5mm/min. En cada ensayo entre fluencia y

carga máxima, se realizaron entre 6 y 8 paradas en elongación manteniendo la carga, reportando

el área transversal menor dentro de la longitud de prueba, una vez alcanzado carga máxima, se

continuó el estiramiento de las probetas sin paradas hasta fractura. El ensayo se realizó bajo

condiciones normales de temperatura y presión (25ºC y 1atm )

Los datos fueron registrados por la máquina de tracción por medio del programa DAYSY

LAB, y con ellos fue posible determinar las propiedades mecánicas del acero inoxidable, por

medio del programa Microsoft Excel 2000.

En las fotografías de las figuras 4.8 y 4.9 se muestra el equipo de tracción utilizado, así

como la colocación de las probetas en las mordazas y del extensómetro.

36

Figura 4.8 Fotografía que muestra el equipo de tracción utilizado

Figura 4.9 Fotografía que muestra el detalle de las mordazas que sujetan

la probeta y la colocación del extensómetro.

CAPÍTULO V

RESULTADOS Y DISCUSIÓN DE RESULTADOS

5.1 CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL EMPLEADO

Al comparar los valores de la composición del material utilizado y la nominal

especificada por la ASM (5), ambas presentadas en la tabla 5.1, se aprecia que todos los valores

obtenidos de la composición se encuentran dentro de los intervalos aceptados, a excepción del

porcentaje de carbono que resultó un 19% por debajo del especificado por la ASM.

Tabla 5.1 Tabla comparativa entre la composición del acero inoxidable AISI 304

utilizado y el valor reportado por la ASM(5)

ELEMENTO (%)

EXPERIMENTAL (%) ASM

C 0,065 0,08

Cr 18,02 18-20

Ni 8,18 8-10,5

Mn 1,34 2 MAX

Si 0,494 1MAX

P 0,045 0,045 MAX

S 0,001 0,03 MAX

El carbono es un elemento estabilizador de la austenita, que mejora las propiedades

mecánicas (aumenta la resistencia) del acero. Sin embargo, cuando posee contenidos más bajos

mejora la posibilidad de ser soldado y evita la formación de carburos de cromo que promueven la

38

corrosión intergranular. Por otro lado, dentro de las especificaciones de los aceros austeníticos

tipo 300 existe el acero AISI 304L, que en general contiene la misma composición del 304 con la

diferencia que posee un contenido de carbono menor. El porcentaje de carbono especificado para

el 304L es de 0,03% lo que comparado con 0,065%, del material en estado de entrega, implica

una variación del 116% por encima del aceptado por la ASM. Esto quiere decir, que según las

especificaciones de la ASM, la composición obtenida se refiere a un acero inoxidable AISI 304.

Al comparar las propiedades mecánicas del acero inoxidable 304 empleado, en estado de

entrega, con las propiedades mecánicas de este mismo material recocido reportadas por la ASM,

se observa una notable diferencia (ver tabla 5.2). El valor obtenido para el caso de la resistencia a

la fluencia resultó un 48% mayor que el nominal, mientras que para el esfuerzo máximo un 31%

mayor. Por último, el valor del porcentaje de reducción de área encontrado obtuvo 30 puntos

porcentuales por encima del valor nominal reportado por la ASM (5).

Tabla 5.2 Tabla comparativa entre las propiedades mecánicas del acero inoxidable 304 utilizado y el valor

reportado por la ASM para el material en estado recocido (5)

RESISTENCIA A LA FLUENCIA (KGF/CM2)

RESISTENCIA MÁXIMA (KGF/CM2)

REDUCCIÓN DE ÁREA (%)

EXPERIMENTALES 3040 6893 80

DESVIACIÓN ESTÁNDAR 196 248 2

ASM 2092 5252 50

Estas diferencias en las propiedades mecánicas probablemente se deban a las condiciones

en las que se encuentran ambos aceros, el acero empleado en este trabajo, debido al proceso de

fabricación aplicado que quizás posee un cierto porcentaje de trabajo en frío acumulado, lo que lo

hizo más resistente; mientras las propiedades reportadas por la ASM se refieren al mismo

material en estado recocido, es decir, más aliviado de esfuerzos internos. Sin embargo, con

respecto a la reducción de área, se obtuvo un extraño comportamiento, debido a que para el

material de entrega, la reducción de área debió ser menor a la reportada por la ASM.

39

5.2 PROCESO DE LAMINACIÓN EN CALIENTE

Como se indicó en el Capítulo III, en un proceso de laminación se considera presente un

estado plano de deformación, cuando el ancho de la lámina es al menos seis veces mayor al

espesor; para el caso de este trabajo, no se puede considerar un estado plano de deformación

debido a que el ancho no alcanza 3 veces el espesor, por lo tanto, debe considerarse un estado

triaxial y determinarse las deformaciones efectivas para cada probeta. En la tabla 5.3 se presentan

las deformaciones efectivas promedio empleadas en el laminado, las cuales fueron obtenidas por

medio de la ecuación 3.4.

Tabla 5.3 Deformaciones efectivas promedio para cada condición de estudio obtenidas del laminado, con sus

respectivas desviaciones estándar

TEMPERATURA

750ºC 900ºC 1050ºC 1150º

Ε (PROMEDIO) 0,18 0,17 0,18 0,19

DEFORMACIÓN MENOR DS 0,01 0,01 0,01 0,02

Ε (PROMEDIO) 0,39 0,40 0,40 0,41 DEFORMACIÓN

MAYOR DS 0,01 0,01 0,01 0,02

Para cada una de las probetas de tracción se obtuvo del ensayo una serie de datos que

representaban las curvas carga en función de la elongación, que luego, fueron transformadas en

curvas ingenieriles y curvas reales, esfuerzo deformación. A partir de estas curvas es posible la

obtención de las propiedades mecánicas del material y el análisis de su comportamiento con

respecto a una serie de condiciones específicas.

Como se aclaró anteriormente, existen dos condiciones de estudio dentro del siguiente

trabajo, que son el grado de deformación, adjudicado al acero AISI 304 por medio del proceso de

laminación, y la temperatura del metal durante el laminado. Entonces, para establecer un análisis

40

del efecto de ambas variables sobre las propiedades mecánicas es necesario poseer grupos de

estudio donde las demás variables influyentes sobre las propiedades, se mantengan constantes. Es

importante acotar cuáles son las variables influyentes en las propiedades mecánicas del material,

según el proceso empleado:

Variables de estudio:

• Temperatura de deformación: es la temperatura alcanzada por la pieza al momento de la

deformación.

• Grado de deformación: es la deformación producida por la laminación, que viene dada por

la diferencia entre el espesor inicial de la probeta y la abertura de los rodillos.

Otras variables influyentes:

• Tiempo de permanencia del metal a altas temperaturas: esta variable, se relaciona con

cambios de fases o la precipitación de algún sólido, debido a la acción de la difusión. A

medida que transcurre mayor tiempo de permanencia a una cierta temperatura se beneficia la

difusión. En el caso del presente trabajo, la laminación se realizó en grupo, cada grupo

consistió en las ocho probetas destinadas a una misma condición de temperatura, cada grupo

mantuvo aproximadamente el mismo tiempo de permanencia en el horno, entre las probetas

de un mismo grupo, la máxima diferencia entre tiempos de permanencia obtenida fue de 10

minutos. Además de esto, entre grupos distintos tampoco surgió gran diferencia entre estos

tiempos de permanencia, el rango obtenido fue entre 35 minutos y 1:30 horas, tiempos que

además se consideran cortos para apreciar una acción determinante de la difusión en la

formación de precipitados como carburos de cromo.(12)

• Velocidad o tasa de deformación: en una pasada de laminación, la velocidad de

deformación varía de un valor máximo, que se encuentra inmediatamente después de la

entrada de la probeta, a un valor mínimo que está a la salida de la misma. En el caso del

trabajo a altas temperaturas, el esfuerzo de fluencia depende de la velocidad de deformación.

Al aumentar la velocidad de deformación, se incrementa la resistencia a la deformación. Sin

41

embargo, en el caso de este trabajo, todas las deformaciones se realizaron a una misma

velocidad tangencial de los rodillos, por lo que para un mismo grado de deformación la

velocidad o tasa media de deformación es constante y no influye en el proceso.

• Fricción entre rodillos y probeta: la fricción es la fuerza que permite la entrada de la

probeta a la laminadora. Además, afecta la magnitud y distribución de la presión del rodillo.

Teóricamente se conoce que, a mayor fuerza de fricción, mayor es la carga de laminación.

Dentro de las variables que afectan la fricción, se encuentran: la temperatura del rodillo al

momento del laminado, que para todos los casos se situó aproximadamente a 150ºC, y la

lubricación, que para el caso de este trabajo se utilizó una misma cantidad de aceite para cada

laminado.

• Aplicación o no de tensión durante el laminado: el diseño de la probeta permitió la

mordida de los rodillos sin la necesidad de la aplicación de una fuerza de tensión durante el

laminado de las mismas, para todas las condiciones.

• Tiempo transcurrido entre el deformado y el enfriamiento del metal: el rápido

enfriamiento, luego de la laminación de la probeta, evita la liberación de tensiones que

modifica la microestructura del metal deformado. Por ello, con el fin de “congelar” la

microestructura obtenida al final de la deformación, este tiempo entre el deformado y el

enfriamiento debe ser muy breve; lo obtenido en promedio durante todos los ensayos fue de

aproximadamente 2 segundos.

5.3 PROPIEDADES MECÁNICAS

En la tabla 5.4 se muestran las propiedades mecánicas promedio obtenidas en este trabajo.

Para la mayoría de los materiales, incluyendo el acero AISI 304 empleado; existe una transición

gradual entre los comportamientos elástico y plástico, por lo que, el punto donde comienza el

comportamiento plástico es difícil de hallar con precisión. Para la obtención de la resistencia a

fluencia se aplicó el método del 0,2% de deformación o método del “offset”.explicado en el punto

42

3.4.4.1. En general, la determinación de la resistencia a fluencia puede acarrear más errores que

la determinación de la resistencia máxima, debido principalmente al método, que requiere mucha

más exactitud para hallar el valor de la pendiente de la zona elástica, como también exactitud en

la determinación del punto cero (X=0 y Y=0) de la curva esfuerzo – deformación; cualquier

pequeña variación en estos valores puede generar una alta desviación en el valor reportado.

Tabla 5.4 Valores obtenidos de las resistencias a fluencia y las resistencias máximas promedio para cada

condición con sus respectivas desviaciones estándar

TEMPERATURA

750ºC 900ºC 1050ºC 1150ºC Sy

(Kgf/cm2) 5529 4808 4058 3636 Deformación efectiva promedio:

0,18 Desviación 146 42 184 104 Sy


0,40 Desviación 210 88 340 397 Su


0,18 Desviación 73 112 46 255 Su


0,40 Desviación 102 21 400 485

5.3.1 EFECTO DEL GRADO DE DEFORMACIÓN SOBRE LAS PROPIEDADES

MECÁNICAS.

Para realizar el siguiente análisis, fue necesario llevar a cabo el estudio entre aquellos

datos donde todas las variables se mantuvieron constantes, excepto el grado de deformación

aplicado en la laminación.

En las figuras 5.1 y 5.2 se observa el incremento de la resistencia tanto de fluencia como

máxima en función de la deformación para las cuatro temperaturas en estudio, es decir, a mayor

deformación, mayor es su resistencia. Esto se debe primordialmente al fenómeno conocido como

43

endurecimiento por deformación, el endurecimiento por deformación se pone en manifiesto tanto

mecánica como microestructuralmente. Desde el punto de vista mecánico, lo que sucede es un

aumento de la resistencia del metal durante la deformación irreversible cuando el esfuerzo

aplicado supera su límite elástico. A nivel microestructural, se manifiesta un aumento de la

densidad de las dislocaciones, activando las fuentes que generan las mismas y la formación de

subgranos. Estas dislocaciones a su vez interactúan entre ellas y generan barreras que impiden su

movimiento a través del cristal, por ello, a medida que se incremente la deformación

(manteniendo la temperatura constante) mayor es el número de dislocaciones. Sin embargo, el

endurecimiento microestructural es un problema complicado porque involucra muchos tipos de

dislocaciones, y para su análisis es necesario un estudio de la microestructura del metal.

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50

Deformación Efectiva

Sy (K

gf/c

m2 )

750ºC900ºC1050ºC1150ºC

Figura 5.1 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función del grado de deformación efectiva,

para temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC

44

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0,00 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50

Deformación Efectiva

Su (K

gf/c

m2 ) 750ºC

900ºC1050ºC1150ºC

Figura 5.2 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función del grado de deformación efectiva para

temperaturas de 750ºC, 900ºC ,1050ºC y 1150ºC

En cada una de las figuras 5.3, 5.4, 5.5 y 5.6 se presenta el comportamiento de algunas de las

curvas esfuerzo – deformación ingenieriles obtenidas con grados de deformación distintos,

manteniendo la temperatura constante e igual a 750ºC, 900ºC, 1050ºC y 1150ºC respectivamente.

Al detallar cada gráfica se observa lo expuesto anteriormente, a medida que el grado de

deformación es mayor, el material es más resistente (en las gráficas se observa que las curvas

color rosa que representan a la mayor deformación se encuentran por encima de las curvas

azules. Sin embargo con el caso de la ductilidad sucede todo lo contrario; a mayor deformación,

menor ductilidad; en las figuras esta característica es fácilmente identificable. Debido a que las

curvas hasta fractura alcanzan mayores deformaciones.

45

0100020003000400050006000700080009000

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Deformación

Esfu

erzo

(Kgf

/cm

2 )

ε = 0,18

ε = 0,39

Figura 5.3 Gráfica de los curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distintas

(0,16 y 0,37), para una temperatura de 750ºC

0100020003000400050006000700080009000

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Deformación

Esfu

ezo

(Kgf

/cm

2 )

ε = 0,17ε = 0,40

Figura 5.4 Gráfica de las curvas ingenieriles de dos probetas laminadas con grados de deformación efectiva distinta,

para una temperatura de 900ºC

46

0100020003000400050006000700080009000

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Deformación

Esfu

erzo

(Kgf

/cm

2 )

ε = 0,19

ε = 0,41



0100020003000400050006000700080009000

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7

Deformación

Esfu

erzo

(Kgf

/cm

2 )

ε = 0,19

ε = 0,41



En la tabla 5.5 se aprecia que para todas las temperaturas, el aumento del grado de

deformación le aporta al material menor ductilidad, esto debido a la mayor cantidad de

47

interacción presente entre dislocaciones, lo que perjudica la fluidez del metal y su capacidad de

deformarse antes de fracturar. En cambio con la temperatura se observa todo lo contrario, es

decir, una tendencia de incremento de la ductilidad al aumentar la temperatura del metal, debido a

que la mayor energía en el mismo le concede a su vez mayor movilidad a las dislocaciones

Tabla 5.5 Valores del porcentaje de elongación promedio para cada una de las condiciones del estudio, para

una longitud calibrada de 50mm

TEMPERATURA

750ºC 900ºC 1050ºC 1150º

DEFORMACIÓN EFECTIVA

PROMEDIO: 0,18 0,48 0,55 0,60 0,63

SD 0,02 0,01 0,03 0,02

DEFORMACIÓN EFECTIVA

PROMEDIO: 0,40 0,42 0,48 0,51 0,53

SD 0,01 0,01 0,02 0,04

Vale la pena destacar que para la medición de la ductilidad del material, en función de las

condiciones del laminado, sólo se utilizó el porcentaje de elongación debido a la alta precisión

obtenida con el uso del extensómetro durante los ensayos de tracción. Todo lo contrario sucedió

con el cálculo del porcentaje de reducción del área que conllevó a mucha imprecisión y errores

en su medición por lo irregular del área transversal final obtenida, por lo cual no fue reportado.

Esta precisión del extensómetro también es sostenida por los bajos valores de la desviación

estándar encontrados.

5.3.2 EFECTO DE LA TEMPERATURA DE LAMINADO SOBRE LAS PROPIEDADES

MECÁNICAS

48

En términos generales, la resistencia disminuye y la ductilidad incrementa a medida que el

trabajo en caliente se realiza a mayor temperatura. Sin embargo, cambios estructurales como

precipitación, endurecimiento por envejecimiento o recristalización pueden alterar este

comportamiento. En procesos térmicamente activados la deformación es favorecida y la

resistencia reducida debido a las elevadas temperaturas. Como se observa en la figuras 5.7 y 5.8

se puede determinar que existe una variación en la resistencia, tanto a fluencia como a carga

máxima, la cual disminuye a medida que aumenta la temperatura del acero AISI 304 laminado

en caliente.

.

3000

4000

5000

6000

7000

8000

650 750 850 950 1050 1150 1250

Temperatura (ºC)

Sy (K

gf/c

m2 )

ε = 0,18

ε = 0,40

Figura 5.7 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia en función de la temperatura y grado de deformación

efectiva promedio

49

3000

4000

5000

6000

7000

8000

650 750 850 950 1050 1150 1250

Temperatura (ºC)

Su (K

gf/c

m2 )

ε = 0,18ε = 0,40

Figura 5.8 Gráfica de los valores de resistencia máxima en función de la temperatura y grado de deformación

efectiva promedio

Este descenso del esfuerzo a medida que aumenta la temperatura es porque, al aumentar la

temperatura, incrementa la movilidad de las dislocaciones y la liberación de tensiones logrando

un ablandamiento en el material. Al hablar de temperatura, y más en el caso de deformaciones a

altas temperaturas es necesario abordar el tema de la restauración del material; como se explicó

en la sección 3.3.1, los mecanismos de la restauración a elevadas temperaturas, son la

recuperación dinámica y la recristalización. Para lograr la recristalización de un material es

necesario proporcionarle cierta energía térmica, la temperatura usualmente usada en el trabajo en

caliente para conseguir la recristalización es superior a 0,6 Tm, siendo Tm la temperatura de fusión

del metal que para el caso del acero inoxidable AISI 304 se encuentra alrededor de los 1400ºC y

1450ºC (10), por lo tanto, la temperatura para conseguir recristalización probablemente se

encuentre a partir de los 870ºC para este acero.

La recuperación dinámica, a medida que se incrementa la temperatura del deformado, se hace

más fuerte debido a que la movilidad aumenta por el aporte de la energía térmica, no obstante, a

ciertas temperaturas la recristalización es también favorecida y a partir de ese punto el

50

incremento de la energía térmica fomentará la proporción de la recristalización, llevando al

mecanismo de recuperación a un segundo plano. Ahora bien, al detallar las gráficas de las figuras

5.7 y 5.8 se observa un descenso más pronunciado de la resistencia a la fluencia y máxima a

partir de la temperatura de 1050ºC sobre todo a la mayor deformación (0.40), lo que permite

suponer una transición en el mecanismo de restauración de recuperación a recristalización a partir

de 1050ºC como temperatura de deformación. Este mismo comportamiento de aumento de la

pendiente a partir de los 1050ºC fue observado por Di Graci en su trabajo (3) de deformación en

caliente del acero inoxidable AISI 304, quien graficó la dureza Vickers en función de la

temperatura y el grado de deformación (gráficas presentadas en el anexo 2) y cuyas condiciones

de estudio abarca a las establecidas en este trabajo.

En cuanto a los resultados del esfuerzo máximo, en la tabla 5.4 y en la figura 5.8 se aprecia

que estos se encuentran entre los valores promedios de 6172 Kgf/cm2 (para el caso de mínima

deformación y máxima temperatura) y 8083 Kgf/cm2 (para el caso de máxima deformación y

mínima temperatura). Al comparar estos valores con el del acero AISI 304, en estado de entrega,

(6893 Kgf/cm2), se puede interpretar que para las condiciones de mínima deformación y máxima

temperatura de laminación, probablemente se obtuvo una estructura más aliviada y libre de

dislocaciones, que para la del mismo material, pero en estado de entrega. Lo anterior puede

deberse a dos situaciones:

• La acción de una alta recuperación dinámica que le permite al material borrar parte tanto

del trabajo en frío acumulado como el trabajo aplicado durante la laminación.

• La recristalización dinámica y por consiguiente, generación de nuevos granos libres de

tensiones, pero sin llegar al punto de la microestructura del acero en estado recocido,

cuya resistencia a carga máxima es, según la ASM, de 5252 Kgf/cm2.

Con relación a la ductilidad, como se dijo en el punto 5.3.1, ésta aumenta con la temperatura

de laminación (ver tabla 5.5), debido a la mayor energía suministrada al material que proporciona

mayor movilidad a las dislocaciones.

51

En las curvas ingenieriles presentadas en las figuras 5.9 y 5.10, se puede reafianzar lo

expuesto anteriormente ya que en ambas gráficas, y para una misma deformación, al aumentar la

temperatura se obtienen menores esfuerzos y mayores elongaciones.

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0 0,2 0,4 0,6

Deformación

Esfu

erzo

Inge

nier

il (K

gf/c

m2 )

750ºC900ºC1050ºC1150ºC

Figura 5.9 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado

de deformación efectiva de 0,18

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0 0,2 0,4 0,6

Deformación

Esfu

erzo

inge

nier

il (K

gf/c

m2 )

750ºC900ºC1050ºC1150ºC

Figura 5.10 Gráfica de los curvas ingenieriles de cuatro probetas laminadas a diferentes temperaturas, con un grado

de deformación efectiva de 0,40

52

Como se explicó en la sección 4.2, dentro del estudio se incluyó la condición de “control”,

que fueron aquellas probetas que se calentaron hasta las temperaturas de estudio y luego se

enfriaron violentamente sin aplicación de deformación alguna. En la tabla 5.6 y figuras 5.11 y

5.12, se muestran los valores obtenidos de la resistencia a la fluencia y resistencia máxima, con

sus respectivas desviaciones estándar, para estas probetas “control”.

Tabla 5.6 Valores promedios de la resistencia a fluencia y resistencia máxima con sus respectivas desviaciones

estándar para la condición “control”

TEMPERATURA

750ºC 900ºC 1050ºC 1150ºC SY

(KGF/CM2) 3080 2865 2802 2637

DS 46 26 70 60 SU

(KGF/CM2) 6686 6532 6342 5794

DS 153 189 65 43

.

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

650 750 850 950 1050 1150 1250

Temperatura (ºC)

Sy (K

gf/m

m2)

ε = 0,18

ε = 0,40

control

Figura 5.11 Gráfica de los valores de resistencia a la fluencia para las deformaciones efectivas de 0,18 y 0,40, y

para las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura

53

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

650 750 850 950 1050 1150 1250

Temperatura (ºC)

Su (K

gf/c

m2 )

ε = 0,18

ε = 0,40

control

Figura 5.12 Gráfica de los valores de resistencia máxima para las deformaciones efectivas de 0,18 y 0,40, y para

las probetas control (sin deformación), en función de la temperatura

En la figura 5.11, como en la 5.12, se puede apreciar que las resistencias de las probetas

“control” son menores que las estudiadas anteriormente (material deformado), y de las del

material de entrega (Sy = 3040 Kgf/cm2 y Su = 6893 Kgf/cm2); sin embargo poseen una

tendencia distinta, de menor dependencia de las resistencias con respecto a la temperatura, menos

en el caso entre 1050ºC y 1150ºC de la resistencia máxima, donde se observa un mayor descenso

de la resistencia.

En el caso de las probetas control es más difícil encontrar la presencia de granos

recristalizados debido a la poca energía de deformación presente. Por lo tanto, en este caso el

mecanismo de restauración posiblemente presente es la recuperación dinámica. Ahora bien, para

explicar el mayor descenso de la resistencia máxima a partir de los 1050 ºC se puede suponer la

presencia de la recristalización debido a que la condición de la temperatura y el grado de

deformación presente del material de entrega generan la energía suficiente para activar el

mecanismo de la recristalización. Para confirmar lo anteriormente escrito se recomienda realizar

análisis microestructurales, los cuales están fuera del alcance de este trabajo.

5.4 PARÁMETRO ZENER - HOLLOMON

54

Como ya se ha dicho, los dos mecanismos principales de restauración en presencia de

altas temperaturas de trabajo en caliente aplicado al acero, son la recuperación y la

recristalización dinámica. Una herramienta de ayuda para analizar cuál de los dos mecanismos de

restauración predomina, según las condiciones del proceso de laminado, constituye el parámetro

de Zener-Hollomon.(1)

⎟⎠⎞⎜

⎝⎛= RTQZ exp.ε& (Ec.5.1)

donde:

ε& : tasa de deformación

Q: energía de activación

R: constante universal de los gases

T: temperatura absoluta

Para el cálculo del parámetro de la tasa de deformación obtenida en este trabajo según la

deformación efectiva aplicada y la velocidad de los rodillos durante el laminado (0,051m/seg) se

encontraron valores de 0,8seg-1, para una deformación efectiva de 0,18, y 1,4seg-1, para la

deformación efectiva de 0,40. Para el caso de la energía de activación se consideró aquella

energía asociada a la primera recristalización (400KJ mol-1) (1)

Antes de comparar los valores del parámetro de Zener-Hollomon calculados a las distintas

combinaciones de temperatura y tasa de deformación del presente trabajo, con el valor crítico,

para analizar el mecanismo de recuperación presente en cada caso, es importante tener en cuenta

el factor de deformación crítica para el inicio de la recristalización dinámica (εc):

pc aεε = (Ec. 5.2)

Donde:

ε c: deformación crítica para el inicio de la recristalización dinámica

55

εp: deformación pico para el máximo esfuerzo

a: factor que relaciona ambas deformaciones

El factor pico εp y por lo tanto la deformación crítica, dependen del parámetro Zener-

Hollomon y del tamaño de grano inicial del material. Por lo tanto, la recristalización dinámica no

sólo depende del factor Zener-Hollomon, también depende del diámetro promedio de grano

inicial del acero, por lo cual debe tenerse esto presente en las pequeñas diferencias que existen en

los valores críticos del parámetro.(14)

En la tabla 5.7 se muestran los valores obtenidos de los logaritmos neperianos del factor

Zener-Hollomon, para diferentes combinaciones de temperatura y tasa de deformación. Belyakov

(15), en estudios sobre la recristalización dinámica en el acero AISI 304, encontró como

parámetro Zener-Hollomon crítico aceptable 1016seg-1 , es decir, ln (Zc)= 36,8. Por lo tanto,

aquellos valores con un factor o parámetro Zener- Hollomon menor al crítico, permiten asegurar

la presencia de granos recristalizados, ya que son aquellos casos representados por las altas

temperaturas y bajas tasas de deformación según la ecuación (5.1)

Tabla 5.7 Logaritmos neperianos del parámetro Zener-Hollomon (Zc), para las temperaturas y

deformaciones empleadas

TEMPERATURA TASA DE DEFORMACIÓN (SEG-1)

0,81 1,40

750 ºC 46,83 47,38

900 ºC 40,82 41,37

1050 ºC 36,17 36,72

1150 ºC 33,61 34,16

Si se compara la tabla 5.7 con el valor crítico encontrado por Belyakov (15), se

observa que para las temperaturas de 1050ºC y 1150ºC se obtuvo un valor de ln (Zc) < 36,8; lo

que sugiere que el mecanismo de restauración principal durante el proceso, a estas condiciones,

56

es la recristalización dinámica. Esto confirma el comportamiento observado del descenso más

brusco de la resistencia máxima a partir de la temperatura del metal de 1050ºC, durante la

laminación (figura 5.8)

En general, para metales con una energía de falla de apilamiento (EFA) baja el

deslizamiento cruzado de las dislocaciones es limitado, como es el caso del acero AISI 304. Estos

metales tienden a recristalizar dinámicamente durante la deformación. La recristalización

dinámica puede ser sin embargo suprimida por el incremento de la tasa de endurecimiento,

tamaño de grano inicial o por el descenso en la temperatura, si esto sucede, la recristalización

estática, inmediatamente después de la deformación, pasará a ser el principal mecanismo de

restauración. La recristalización estática ha sido identificada como el mecanismo que controla la

restauración luego del laminado en caliente de las aleaciones AISI 304 y 316 (16). Sin embargo

en el caso de este trabajo la recristalización estática no puede ser tomada en cuenta debido a que

el material fue templado inmediatamente después de la laminación.

Según el autor, Mataya (14), usualmente la temperatura de trabajo en caliente empleada

en los aceros tipo AISI 304 es superior a los 925 ºC, ya que a esta temperatura se puede observar

una buena proporción de recristalización, esto representa un claro acercamiento a los resultados

obtenidos en este trabajo.

Aunque en este trabajo no se realizó una evaluación microestructural; es de destacar, la

importancia del tamaño de grano obtenido en la microestructura. El tamaño de grano influye

directamente en las propiedades mecánicas del acero AISI 304. A su vez, el tamaño de grano

recristalizado dependerá del tiempo de permanencia a altas temperatura que para el caso en

estudio es desde la laminación hasta el temple, porque es el momento cuando ocurre el

crecimiento de grano y homogenización de la microestructura. Una variación considerable en este

tiempo puede ocasionar tamaños de granos muy distintos.

5.5 ENDURECIMIENTO POR DEFORMACIÓN

57

Las figuras 5.13 y 5.14 muestran las gráficas esfuerzo - deformación real, para las dos

deformaciones y las cuatro temperaturas estudiadas y se diferencian de las ingenieriles al tomar

en cuenta las áreas instantáneas. Sin embargo, se observa la misma tendencia que para las curvas

ingenieriles, que a medida que aumenta la temperatura menor es la resistencia del acero. La

ecuación de Hollomon (sección 3.4.3) se utilizó para describir las curvas esfuerzo deformación

real, específicamente en la región de la deformación plástica uniforme, es decir, desde fluencia

hasta carga máxima, punto donde aparece la inestabilidad en la tensión, formándose el cuello en

la probeta durante el ensayo de tracción. Por consiguiente, las curvas verdaderas mostradas en las

figuras no alcanzan fractura, ni siquiera carga máxima, la deformación (trazo de la curva) alcanza

hasta la última parada efectuada para la medición del área instantánea. Es importante acotar que

la ecuación de Hollomon sólo describe el rango de deformación plástica uniforme sin tomar en

cuenta la deformación elástica reversible que se produce al deformar un material metálico.

Al ajustar la ecuación de Hollomon a la zona plástica de las curvas esfuerzo-deformación

verdaderas se obtuvo un R2 desde 0,97 hasta 0,99; por lo que se considera que las ecuaciónes de

Hollomon describen las curvas de una manera bastante aceptable.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 0,1 0,2 0,3 0,4

Deformación Verdadera

Esfu

erzo

Ver

dade

ro (k

g/cm

2 )

750ºC900ºC1050ºC1150ºC

Figura 5.13 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas laminadas a diferentes

temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,18

58

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0 0,1 0,2 0,3 0,4

Deformación verdadera

Esfu

erzo

ver

dade

ro (K

gf/c

m2 )

750ºC900ºC1050ºC1150ºC

Figura 5.14 Gráfica de las curvas esfuerzo-deformación verdaderas de cuatro probetas laminadas a diferentes

temperaturas, con un grado de deformación efectiva de 0,40

Con respecto a los valores obtenidos del exponente de endurecimiento por deformación

(tabla 5.8) se aprecia que a medida que la temperatura del laminado aumenta el exponente “m”

también incrementa (Figura 5.15). En general, el exponente de endurecimiento por deformación

según Hollomon, posee un rango desde m = 0 (que significa un sólido plenamente plástico) hasta

m = 1 (sólido elástico). Lo que significa que a medida que aumenta la temperatura de laminación

las propiedades del acero le atribuyen más elasticidad, es decir, apropiándose de un mayor grado

de endurecimiento por deformación. (8)

Tabla 5.8 Valores del exponente de endurecimiento (m) promedio para cada una de las condiciones de estudio

TEMPERATURA

750ºC 900ºC 1050ºC 1150ºC

m 0,254 0,357 0,389 0,401 DEFORMACIÓN: 0,18 Desv 0,003 0,009 0,001 0,010

m 0,217 0,258 0,290 0,329 DEFORMACIÓN: 0,40 Desv 0,020 0,022 0,022 0,031

59

0,15

0,20

0,25

0,30

0,35

0,40

0,45

600 750 900 1050 1200

Temperatura (ºC)

m

ε = 0,18

ε = 0,40

Figura 5.15 Gráfica de los valores obtenidos del exponente de endurecimiento por deformación en función de

la temperatura y grado de deformación efectiva

Según Dastko (17), para un acero inoxidable austenítico AISI 304 recocido se encuentran

exponentes de endurecimiento alrededor de 0,45. Este valor comparado con los resultados

conseguidos, no presenta una gran diferencia (22%) con respecto al “m” promedio obtenido en la

condición de mayor temperatura y menor deformación efectiva (m = 0,401), lo que permite

presumir que en estas condiciones se tiene un acero inoxidable AISI 304 con muy pocas

tensiones internas, a diferencia del resto de las condiciones, donde la capacidad de

endurecimiento por deformación disminuyó, con relación al recocido, debido al trabajo

introducido en el acero durante el laminado.

Si se analiza esta propiedad con respecto al grado de deformación, se nota que a mayor

grado de deformación menores son los valores del exponente, estos varían en un 14 % para

750ºC, 27% para 900ºC, 25% para 1050ºC y 17% para 1150ºC, esto se debe a que a mayor

deformación de la laminación menor es la capacidad que le queda al acero de volver a ser

deformado y por lo tanto endurecido por deformación. Con respecto a las desviaciones estándar

encontradas, se observa que aquellas que corresponden a la condición del mayor grado de

deformación poseen los valores más altos, siendo la máxima desviación estándar obtenida 10%

del valor del exponente. A pesar de esto los resultados son aceptables.

60

Con respecto al coeficiente de endurecimiento σ0 no se encontró una tendencia clara en

función de la deformación y la temperatura, en la figura 5.16 se muestra lo obtenido. Sin

embargo, la tendencia teórica supone un descenso del coeficiente de endurecimiento, al aumentar

la temperatura.

11500

12000

12500

13000

13500

14000

14500

15000

700 800 900 1000 1100 1200

Temperatura (ºC)

Coe

ficie

nte

de D

efor

mac

ión

(Kgf

/Cm

2 )

ε = 0,18

ε = 0,40

Figura 5.16 Gráfica de los valores obtenidos del coeficiente de endurecimiento en función de la temperatura y

el grado de deformación efectiva.

CAPÍTULO VI

CONCLUSIONES

Para un acero inoxidable austenítico AISI 304 laminado en caliente entre 750ºC y 1150ºC,

a deformaciones efectivas iguales a 0,18 y 040, se puede concluir lo siguiente:

1.- El aumento del grado de deformación aplicado al laminado, aumenta las resistencias tanto de

fluencia como máxima, mientras que disminuye la ductilidad.

2.- El incremento en la temperatura del metal al momento del conformado, disminuye la

resistencia tanto a fluencia como máxima, sin embargo aumenta la ductilidad.

3.- Según el parámetro Zener-Hollomon, se presume la presencia de granos recristalizados en las

condiciones de temperatura a 1050ºC y 1150ºC.

4.- La ecuación de endurecimiento de Hollomon se ajustó de una manera aceptable a la zona de

deformación plástica uniforme, obteniendo un R2 promedio de 0,98; para todas las condiciones de

ensayo.

5.- A mayor temperatura del metal al momento del conformado, mayor es el exponente de

endurecimiento (m).

6.- A mayor grado de deformación menor es el exponente de endurecimiento (m).

7.- No se obtuvo una clara tendencia del coeficiente de endurecimiento en función de la

temperatura y grado de deformación

8.- Las resistencias obtenidas de las probetas “control”, resultaron menores con respecto a las

probetas deformadas.

CAPÍTULO VII

RECOMENDACIONES

1. Se recomienda realizar un extenso estudio metalográfico de este trabajo para

complementar los resultados y análisis obtenidos de las propiedades mecánicas.

2. Realizar un estudio de microscopia electrónica de barrido para la determinación de la

presencia o no de precipitados y segundas fases.

3. Se recomienda realizar el mismo estudio pero tomando en cuenta la variación en la

tasa de deformación y analizar su relación con las propiedades mecánicas.

CAPÍTULO VIII

REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS

(1) Moqueen H “Controversias in the Theory of Dynamic Recrystallization”, proceeding of

Recrystallization 1992 conference, 1992, paginas 429-434.

(2) Sakai T and Jonas J. “Dynamic Recrystallization: Mechanical and Microstructural

Considerations” Acta Metall, Vol 32, 1984, páginas 189-209

(3) Di Graci, V “Deformación en caliente del acero inoxidable AISI 304”, coordinación de

Ingeniería mecánica, USB, 2002.

(4) Asckeland. “Ciencias de los Materiales para Ingenieros”. Mc Graw-Hill. México (1995),

páginas 314-317

(5) ASM “Specialty Handbook Stainless Steel”, 1994, ASM International, 3rd Edition , USA

páginas 7-12

(6) Pickering, F. “Physical Metallurgy of Stainless Steel Using developments” International

Metals Reviews, 211, 1976, páginas 1-32.

(7) Torres, M “Laminación en tibio de aceros inoxidables austeníticos 304”, trabajo de

ascenso, USB, 2002.

(8) Dieter G. “Mechanical Metallurgy”. Mc Graw-Hill, 3ra edición, 1986, páginas 145-320, 503-

615.

(9) Groover, M, “Fundamentos de Manufactura Moderna, Materiales, Procesos y Sistemas”,

Prentice Hall, México, 1997, paginas 439-449

(10) Wahabi El, M “Caracterización Termomecánica de los Aceros Inoxidables

Austeníticos”,.Tesis Doctoral, Departamento de Ciencia de Materiales e Ingeniería Metalúrgica

E.T.S. D`Enginyeria Industrial de Barcelona, 2002, páginas 14-25

(11) Goncalves, R. “Introducción al Análisis de Esfuerzo”. Caracas, 1999. páginas 238-305

(12) Van Vlack, L “Materiales para Ingeniería”. CECSA. 2da edición en español, 4ta. Edición.

México, 1967 (9) Salinas, J; “Estudio de las Ecuaciones de Endurecimiento por Deformación

64

del Acero AISI-1040”, Proyecto de Grado, Coordinación de Ingeniería de Materiales, 1998,

páginas 4-23.

(13) ASTM E8 M91 “Standard Test Methods for Tension of Metallic Materials (Metric)”

Annual Book of ASTM Standards. Vol 01.02, ASTM, Philadelphia, páginas 598-616.

(14) Mataya M, “Effect of Hot Working on Structureand Strengh of tipe 304L Austenitic

Stainless Steel”, Metallurgical Transactions A, Volume 21A, 1990, páginas 1969-1987

(15) Belyakov, A. “Dinamic Recrystallization Under Warm Deformation of a 304 type

Austenitic Stainless Steel”, Materials Science and Engineering, A255, 1998, Páginas 139-147.

(16) Mataya , M; Perkins, S; Thompson, S; Matlock,D. “Flow Stress and Microstructural

Evolution During Hot Work of Alloy 22Cr-13Ni-5Mn-0,3N Austenitic Steel” Materials

Transaction A, vol 27A, 1996, páginas 1251- 1257

(17) Dastko, J. “Material Properties and Manufacturing Processes”. New York, Wiey. 1996,

páginas 4-39

65

IX ANEXOS

9.1 ANEXO 1 En el análisis de la resistencia interna despreciable, se considera que la distribución de la

temperatura dentro de un cuerpo es uniforme, de tal manera que la temperatura depende

exclusivamente del tiempo, esta suposición es aceptable bajo las siguientes condiciones:

• Cuerpo de dimensiones pequeñas.

• Alta conductividad térmica del cuerpo.

• Bajo coeficiente de transferencia de calor por convección

En general, se acepta que la teoría de la resistencia interna despreciable es válida siempre

y cuando el número de Biot sea inferior a 0,1.

Por lo tanto,

( )k

lhB ci

−= (EC. 9.1)

Donde:

Bi: número de Biot

h: coeficiente de convección (10W/m2K)

lc: longitud característica (Lc= Volumen/área de convección)

k: conductividad del metal (21W/m.K)

Resultando,

Bi =0,00222.

Bi < 0,1

Por consiguiente, la temperatura obtenida en la superficie de la probeta será la misma que

la del centro de la misma.

66

9.2 ANEXO 2

Figura 9.1 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el ancho de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en

caliente, empleando una velocidad de los rodillos de 51 mm/seg. (3)

Figura 9.2 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el espesor de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en


67

Figura 9.3 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el ancho de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en


Figura 9.4 Promedios de los índices de dureza Vickers, en el espesor de las secciones transversales, en función de la temperatura de un acero inoxidable AISI 3041aminado en


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