Mecanismos de endurecimiento del acero microaleado
La microaleación consiste en añadir unas pocas centésimas de porcentaje de niobio, titanio o vanadio a un acero de bajo carbono, y es la razón por la que una banda laminada en caliente ordinaria puede alcanzar un límite elástico de 500 MPa o más sin ningún tratamiento de temple. Las adiciones actúan formando carbonitruros, y esas partículas elevan el límite elástico de dos maneras distintas. Retienen los límites de grano de austenita durante la laminación en caliente, de modo que los granos de ferrita terminan más pequeños, y las partículas que quedan en el acero tras la transformación de fase actúan como obstáculos que las dislocaciones en movimiento tienen que rodear. Esta página expone cómo se separan y miden esos dos efectos en aceros microaleados de banda laminada en caliente comerciales, usando la relación estructura-propiedades de Pickering y Gladman como línea base. Las composiciones químicas y los programas de laminación de los mismos aceros se recogen en composiciones del acero de banda microaleado página.
La resistencia base de un acero de bajo carbono
Cualquier discusión sobre el endurecimiento por precipitación parte de una línea base, el límite elástico que tendría un acero de la misma composición química sin ningún carbonitruro. La relación publicada por Pickering y Gladman da ese número a partir únicamente de la composición química y del tamaño de grano ferrítico, y se ha utilizado para bandas laminadas en caliente microaleadas desde la década de 1970.
σy (MPa) = 15,4 [ 3,5 + 2,1 (%Mn) + 5,4 (%Si) + 23 (%Nf) + 1,13 d-1/2 ]
Los términos (%Mn), (%Si) y (%Nf) son los porcentajes en peso de manganeso, silicio y nitrógeno libre en solución en la ferrita, y d es el tamaño de grano ferrítico en milímetros. La cantidad de nitrógeno libre es el término difícil de determinar, porque la mayor parte del nitrógeno en un acero microaleado ya ha sido captada por las partículas de carbonitruro, y para el acero con niobio que se indica a continuación resultó ser 0,0025 % en peso. Restar el valor base calculado del límite elástico medido en un ensayo de tracción deja la parte de la resistencia que debe explicarse por otros mecanismos, que es el número del que trata el resto de esta página.
| Tratamiento del acero al Nb | Tamaño de grano ferrítico (µm) | Límite elástico calculado (MPa) | Límite elástico medido (MPa) | Endurecimiento adicional (MPa) |
|---|---|---|---|---|
| Enrollado | 10.0 | 252 | 310 | 58 |
| Normalizado | 10.0 | 252 | 312 | 60 |
Fuente, Tabla 1 del capítulo de origen. Comparación entre las predicciones de límite elástico de la ecuación anterior y los resultados de los ensayos de tracción en el acero microaleado con niobio. La normalización se realizó a 900 °C durante 30 minutos.
El acero con niobio mantiene su resistencia a través del tratamiento de normalización de forma casi exacta, con 310 MPa antes y 312 MPa después. Ese comportamiento es en sí mismo el hallazgo. Los carbonitruros muy finos que precipitan en la ferrita durante el enrollado crecerían y perderían coherencia durante una permanencia de 30 minutos a 900 °C, y el límite elástico caería con ellos. No lo hace, por lo que no hubo tal precipitación en la ferrita de este acero, y la resistencia adicional tiene que provenir de partículas que se formaron antes, en la austenita, donde la permanencia las deja en gran medida como estaban.
Las dos ecuaciones que explican la resistencia adicional
Las partículas de carbonitruro elevan el límite elástico al forzar a las dislocaciones a curvarse entre ellas, y el modelo de Orowan y Ashby lo expresa en función de cuánto del acero ocupan las partículas y de su tamaño.
Δσ = [ 10,8 f1/2 / D ] ln (1630 D)
Aquí Δσ es el incremento de endurecimiento por precipitación en MPa, f es la fracción volumétrica del precipitado y D es el diámetro medio de partícula en micrómetros. El término de fracción volumétrica es débil, en el sentido de que el endurecimiento aumenta solo con la raíz cuadrada de f, mientras que el término de diámetro es fuerte, por lo que engrosar las partículas es la vía más rápida para perder resistencia. Aplicada a la precipitación en austenita del acero con niobio anterior, la ecuación devuelve unos 65 MPa, lo que concuerda con los 58 a 60 MPa que los ensayos de tracción dejaron sin explicar.
Las dislocaciones introducidas por la transformación de fase contribuyen mediante la segunda ecuación, que la literatura temprana atribuye a Keh.
Δσ = mαμbρ1/2
El término m es el factor de Taylor para un policristal, α es un factor geométrico que depende del tipo de interacción de dislocaciones, μ es el módulo de cizalladura, que es 82.300 MPa para la ferrita, b es el vector de Burgers de la dislocación, 0,25 nm en la ferrita, y ρ es la densidad de dislocaciones medida. Se utiliza un valor de mα de 0,4 como cifra intermedia. Para el acero con niobio, la densidad de dislocaciones medida fue de aproximadamente 108 centímetro-2, lo que devuelve aproximadamente 8 MPa, lo bastante pequeño como para considerarse despreciable frente a los 58 MPa de endurecimiento por precipitación. La precipitación intergranular se encontró en este acero en solo dos de los veinte granos examinados y a escala gruesa, por lo que su contribución a la resistencia global también fue despreciable.
Precipitación de carbonitruro que se forma en la austenita
Las partículas responsables de la resistencia de estos aceros no son las que se forman después de la transformación. Nuclean en la austenita mientras esta aún se está deformando, y terminan decorando los límites de la subestructura de deformación. La difracción de electrones en el acero con niobio confirmó que los carbonitruros se habían formado en la austenita y no en la ferrita.
La distribución no es uniforme. Las partículas se sitúan en láminas y a lo largo de los límites en lugar de distribuirse uniformemente por el grano, porque es ahí donde la subestructura de austenita les dio un lugar para nuclear. Una distribución de partículas de ese tipo es lo que hace que el diámetro medio de partícula, y no solo la fracción volumétrica, sea el número que debe medirse para predecir la resistencia.
El acero de banda laminada en caliente microaleado con NbTi
Un segundo acero de banda laminada en caliente comercial, microaleado tanto con niobio como con titanio, se estudió de la misma manera y alcanzó un límite elástico mucho mayor. Su composición química y su programa de laminación se dan a continuación. Ambas tablas proceden de la misma investigación que las cifras de límite elástico que siguen.
El acero contiene 0,12 % en peso de carbono y 1,21 % en peso de manganeso, en el extremo superior del intervalo que normalmente se lamina en un tren de banda en caliente, con 0,057 % en peso de niobio y 0,059 % en peso de titanio como adiciones de microaleación.
| Acero | C | Mn | Si | P | S | Al | Nb | Ti | N |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| NbTi | 0.12 | 1.21 | 0.33 | 0.023 | 0.008 | 0.048 | 0.057 | 0.059 | 0.008 |
Fuente, Tabla 2 del capítulo de origen. Composición química del acero NbTi de banda en caliente en porcentaje en peso.
El programa de laminación importa tanto como la composición química. El desbaste se mantuvo a 1150 °C para que los carbonitruros de niobio y titanio volvieran a la solución, la laminación de acabado comenzó a 1079 °C y terminó a 870 °C, que es la parte del programa que refina la austenita por recristalización repetida, y la banda se enfrió después a 10 °C por segundo y se enrolló a 650 °C.
| Acero | Temperatura de permanencia (°C) | Inicio de la laminación de acabado (°C) | Fin del laminado en acabado (°C) | Velocidad de enfriamiento (°C/s) | Temperatura de bobinado (°C) | Espesor final (mm) |
|---|---|---|---|---|---|---|
| NbTi | 1150 | 1079 | 870 | 10 | 650 | 7 |
Fuente, Tabla 3 del capítulo de origen. Parámetros de procesamiento del programa de laminación en caliente de banda industrial. La fuente indica las temperaturas de laminación de acabado como valores inicial y final para la misma secuencia de pasadas.
El límite elástico del acero NbTi se midió como el promedio de cinco ensayos de tracción en cada condición. Restando el valor base calculado a partir de la composición y el tamaño de grano ferrítico queda un refuerzo adicional de 177 MPa en la banda tal como se bobina, que cae a 69 MPa después de la normalización. La caída es la firma de una contribución real de precipitación. Donde el acero al niobio no perdió nada durante la normalización, el acero NbTi perdió 108 MPa de la resistencia extra, y el nivel al que cayó, 69 MPa, es cercano a los 58 a 60 MPa que mantiene el acero al niobio en ambas condiciones. Las partículas que sobreviven a una permanencia a 900 °C son las que se formaron en austenita, y explican la resistencia que permanece.
| Tratamiento del acero NbTi | Tamaño de grano ferrítico (µm) | Límite elástico calculado (MPa) | Límite elástico medido (MPa) | Endurecimiento adicional (MPa) |
|---|---|---|---|---|
| Enrollado | 5.0 | 367 | 534 | 177 |
| Normalizado | 5.5 | 357 | 426 | 69 |
Fuente, Tabla 4 del capítulo de origen. Comparación entre las predicciones de límite elástico de la ecuación de composición y tamaño de grano y los resultados de los ensayos de tracción en el acero NbTi.
Precipitación intergranular en formación de filas
El acero NbTi presenta un segundo modo de precipitación que el acero al niobio no tiene. A medida que la austenita se transforma en ferrita, la interfaz entre las dos fases se desplaza a través de la austenita y los carbonitruros nuclean en esa interfaz en movimiento, lo que los deposita en láminas cuyo espaciado sigue el crecimiento de la ferrita. El resultado es una microestructura de filas paralelas de partículas finas, y es mucho más fina que la precipitación sobre la subestructura de austenita.
Las dos micrografías son el mismo fenómeno a dos escalas diferentes, y la diferencia entre ellas es el punto práctico. En el acero NbTi las filas están lo suficientemente próximas como para que las partículas entre ellas ofrezcan un obstáculo real al movimiento de dislocaciones, por lo que el mecanismo contribuye a la resistencia de los granos donde ocurre. Sus fracciones de volumen se midieron en 3,5 x 10-4 en el acero NbTi-2, 4,9 x 10-4 en el acero al niobio y 7,8 x 10-4 en el acero NbTi-3, todos en el mismo orden de magnitud que la precipitación en austenita y todos lo suficientemente pequeños como para que la medición deba hacerse en el microscopio electrónico en lugar de inferirse a partir de la química.
La precipitación intergranular no ocurre en todos los granos de ferrita. Se encuentra solo en una fracción de ellos, por lo que su contribución al límite elástico de la pieza completa debe reducirse mediante una regla de mezcla. Esa heterogeneidad es la razón por la que el mecanismo es fácil de sobreestimar en un cálculo simple de la fracción de volumen, y la razón por la que la microdureza de granos individuales es la medición que lo resuelve.
Separación de las contribuciones en el acero NbTi-3
El relato más detallado del capítulo de origen sigue un tercer acero, NbTi-3, a través de ambas condiciones y separa cada contribución a su resistencia extra. Las mediciones se dan a continuación, en las unidades en que las reportan las fuentes, con el diámetro de partícula en nanómetros y la fracción de volumen en unidades de 10-4.
| Condición de la muestra | Origen de la partícula | D (nm) | f, x 10-4 | Δσ (MPa) | ρ (cm-2) | Δσ (MPa) |
|---|---|---|---|---|---|---|
| Refuerzo por precipitación según la ecuación de Orowan y Ashby, y endurecimiento por dislocaciones según la ecuación de Keh | ||||||
| Tal como se lamina después del bobinado | Austenite | 7.2 | 6.2 | 92 | 5,2 x 109 | 64 |
| Intergranular | 4.0 | 5.0 | 112 | |||
| Total | 5.2 | 11.2 | 145 | |||
| Después de la normalización | Austenite | 12.0 | 6.9 | 70 | 108 | <10 |
| Total | 11.0 | 13.0 | 102 | |||
Fuente, Tabla 9 del capítulo de origen. Contribuciones al endurecimiento subestructural en el acero NbTi-3. Una celda en blanco es una celda que la fuente deja vacía, lo que significa que la entrada no aplica a esa fila.
Lea la tabla por columna. En la condición tal como se bobina, las partículas de austenita, de 7,2 nm de diámetro y que ocupan 6,2 x 10-4 del acero, valen 92 MPa, las partículas intergranulares de 4,0 nm y 5,0 x 10-4 valen 112 MPa, y la densidad de dislocaciones de 5,2 x 109 centímetro-2 vale 64 MPa. El total de los términos de precipitación no es la suma de los dos, 204 MPa. Es 145 MPa, porque una dislocación que se mueve a través de la ferrita no sabe si la partícula que tiene delante se formó en la austenita o en el límite intergranular, por lo que las dos poblaciones de partículas no pueden contarse ambas en su totalidad. La fuente escala las contribuciones locales por la relación 145 a 204, lo que reduce el modo intergranular a aproximadamente 79,5 MPa y el modo austenita a aproximadamente 65,5 MPa en los granos donde ambos están presentes.
Tomando eso junto con el hallazgo de que la precipitación intergranular ocurre solo en aproximadamente la mitad de los granos de ferrita del NbTi-3, y aplicando una regla de mezcla simple, se obtiene una contribución subestructural total de 0,5 (92 + 64) + 0,5 (145 + 64) = 182,5 MPa. Ese número puede verificarse contra el ensayo de tracción, porque este acero aparece en la misma serie que los dos anteriores.
| Condiciones de procesamiento | Acero | Tamaño de grano ferrítico (µm) | Límite elástico calculado (MPa) | Límite elástico medido (MPa) | Endurecimiento adicional (MPa) |
|---|---|---|---|---|---|
| Tal como se bobina | |||||
| Nb | 10.0 | 252 | 310 | 58 | |
| NbTi-2 | 5.0 | 367 | 534 | 167 | |
| NbTi-3 | 4.2 | 393 | 603 | 210 | |
| Normalizado | |||||
| Nb | 10.0 | 252 | 312 | 60 | |
| NbTi-2 | 5.5 | 357 | 426 | 69 | |
| NbTi-3 | 4.5 | 386 | 462 | 76 | |
Fuente, Tabla 8 del capítulo de origen. Límite elástico y contribuciones adicionales al endurecimiento de la ecuación de composición y tamaño de grano, en condiciones de enrollado y después de normalización.
El ensayo de tracción deja 210 MPa sin explicar en NbTi-3 tal como se enrolla, y la regla de mezcla anterior explica 182,5 MPa de ellos. Los dos números son lo bastante cercanos como para que la fuente califique la concordancia de razonable. Elimine la precipitación interfásica del cálculo, bajo el supuesto de que nunca ocurre, y la contribución subestructural cae a 92 + 64 = 156 MPa. La diferencia entre 182,5 y 156, unos 26,5 MPa, es por lo tanto todo el valor que el modo interfásico aporta a la resistencia del acero como propiedad masiva, aunque localmente, en los granos donde está presente, vale mucho más.
Microdureza de los granos de ferrita individuales
Un ensayo de tracción masivo devuelve un solo número para un acero cuyos granos de ferrita no son todos iguales, por lo que no puede mostrar un mecanismo que opera en la mitad de ellos. La microdureza Vickers sobre granos individuales sí puede, y el capítulo de origen la utiliza para contar los granos de cada población.
Aparecen dos picos de dureza separados en ambos aceros NbTi en la condición de enrollado en caliente, y la separación es mayor en NbTi-3, de unos 40 HV. El segundo pico, más duro, es la población de granos de ferrita que portan precipitación interfásica. El normalizado elimina ese pico en ambos aceros NbTi, que es la misma pérdida de resistencia que registraron los ensayos de tracción, y también reduce el primer pico, que es la pérdida de las dislocaciones de transformación. El acero al niobio, en el panel inferior izquierdo, tiene un solo pico en ambas condiciones y su posición no se mueve, lo que concuerda con el hallazgo de que mantiene 310 a 312 MPa en ambos casos.
La proporción de granos bajo el segundo pico da la fracción a utilizar en la regla de mezcla. En NbTi-3 eso es el 53% de los granos, y el endurecimiento adicional medido en ellos promedia 99 MPa. Los mismos granos fueron estimados en unos 79,5 MPa por las observaciones de microscopía electrónica, por lo que las dos mediciones independientes de la contribución local concuerdan dentro de aproximadamente el 20%.
Lo que el análisis significa al comprar fleje
Tres cosas se derivan para un comprador o un especificador de fleje laminado en caliente microaleado. El límite elástico de un acero microaleado no se explica solo por su composición química, por lo que un certificado de colada que enumere Nb y Ti no dice nada sobre la resistencia que realmente tendrá el fleje. Lo que aporta la resistencia es la combinación de la composición química con un programa de laminación controlado, y la misma composición laminada sin la baja temperatura de laminación de acabado y sin el enfriamiento rápido dará el valor base. Cuando la resistencia adicional se produce por precipitación, es en parte recuperable y en parte no. Calentar el fleje a 900 °C durante media hora devuelve una condición de sobretemplado, y la contribución interfásica en los aceros NbTi desaparece en gran medida mientras que la precipitación en austenita sobrevive. Esa diferencia importa siempre que una pieza de fleje deba normalizarse después del conformado, porque la resistencia que sobrevive al tratamiento es la de 60 a 76 MPa que registra la Tabla 8, no la de 167 a 210 MPa con la que se vendió el fleje.
Los límites elásticos medidos en este capítulo van desde 310 MPa para el acero simple al niobio hasta 603 MPa para NbTi-3 en la condición de enrollado en caliente, en aceros que todos contienen menos de 0,15 % en peso de carbono y no más de 1,54 % en peso de manganeso. Una adición de niobio reemplaza por lo tanto una parte significativa del contenido de aleación que necesitaría un grado templado y revenido, que es la razón por la que la familia microaleada se especifica donde una pieza puede fabricarse a partir de fleje en lugar de barra o chapa. Cuando la pieza debe fabricarse a partir de barra o chapa y debe mantener su dureza mientras trabaja en caliente, un acero para herramientas templado y revenido es la respuesta correcta, y la dureza que alcanza un grado dado en una sección dada se expone en la Templabilidad del acero para herramientas y tamaño de sección página.
Fuente: Alloy Steel, Properties and Use, InTech, 2011.