UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES EVALUACION DEL DEFECTO “CAMBER” EN LOS LARGUEROS TRATADOS EN LA EMPRESA DANA STRUCTURAL SOLUTIONS HEAVY Realizado por: Yesica Carolina González Moreno INFORME FINAL DE CURSOS EN COOPERACION Presentado ante la ilustre Universidad Simón Bolívar como Requisito parcial para optar al título de Ingeniero de Materiales Opción Metalurgia Sartenejas, Julio de 2004. UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES EVALUACIÓN DEL DEFECTO “CAMBER” EN LOS LARGUEROS TRATADOS EN LA EMPRESA DANA STRUCTURAL SOLUTIONS HEAVY DANA Structural Solutions Heavy TUTOR INDUSTRIAL: Ing. Johnny Jurado TUTOR ACADEMICO: Prof (a). Ana Rivas JURADO EVALUADOR: Prof. Adalberto Rosales Sartenejas, Julio de 2004 UNIVERSIDAD SIMÓN BOLÍVAR DECANATO DE ESTUDIOS PROFESIONALES COORDINACIÓN DE INGENIERÍA DE MATERIALES REGISTRO DE TRABAJO FINAL CÓDIGO DE LA CARRERA: TESIS 1501 PASANTÍA X TÍTULO DEL TRABAJO: Evaluación del defecto “Camber” en los largueros tratados en la empresa DANA Structural Solutions Heavy NOMBRE DEL AUTOR: Yesica Carolina González Moreno NOMBRE DEL TUTOR ACADÉMICO: Prof. Ana Rivas NOMBRE DEL TUTOR INDUSTRIAL: Ing. Johnny Jurado EMPRESA: DANA Structural Solutions Heavy – División Parish FECHA DE PRESENTACIÓN (MES-AÑO): Julio 2004 PALABRAS CLAVES CINCO (5): Camber – Austenizado– Temple– Decarburización- Dureza OBTUVO MENCIÓN DE HONOR. SI NO DOS COPIAS DE LA VERSIÓN FINAL DE ESTE TRABAJO HAN SIDO ENTREGADAS A LA COORDINACIÓN DE LA CARRERA DE INGENIERÍA DE MATERIALES U.S.B. ALUMNO TUTOR EVALUACION DEL DEFECTO “CAMBER” EN LOS LARGUEROS TRATADOS EN LA EMPRESA DANA STRUCTURAL SOLUTIONS HEAVY Realizado por: Yesica Carolina González Moreno RESUMEN El proyecto consiste en la evaluación del defecto denominado pandeo generado durante el proceso de enfriamiento de los largueros producidos por DANA Structural Solutions Heavy, con el propósito de establecer las causas de su origen y sus posibles acciones correctivas. El estudio se llevó a cabo de forma comparativa, seleccionando un número determinado de piezas defectuosas y libre de defectos, con el fin de evaluar sus características microestructurales y propiedades mecánicas. Las mismas fueron austenizadas y templadas. Posteriormente se cortaron las probetas, las cuales fueron preparadas metalograficamente y sometidas a un ensayo de dureza Brinell y microdureza Vickers. Paralelo a ello, se llevo a cabo un registro de los parámetros del proceso de tratamiento térmico, austenizado y temple, a fin de crear una base de datos, que permitiera evaluar la influencia de los mismos, sobre la microestructura final. Adicionalmente se estudió la relación entre paradas no planificadas y el rechazo de los largueros por la presencia del defecto “camber”. Empleando estos datos, y mediante el uso del Software Minitab, se hizo una correlación entre las variables del proceso con el defecto camber. El mismo arrojó, que los factores más influyentes eran la longitud del larguero y el contenido de boro. Basándose en los resultados obtenidos, se concluyó que las posibles causas del problema eran la pérdida de temperatura en la pieza antes del enfriamiento, la no-uniformidad del agua en la superficie de la pieza durante el temple y algunas fallas en las condiciones operativas. A partir de estos resultados, se elaboró un procedimiento que debe llevarse a cabo ante la aparición del defecto “camber”. El uso de este procedimiento ha sido implementado en la empresa, para considerar de acuerdo a las características del material a trabajar cuales son las más óptimas condiciones de trabajo, y de esta manera mejorar la calidad del producto final y disminuir el porcentaje de rechazos internos. De Para mí es un orgullo dedicar este trabajo a todas las personas que siempre me han demostrado lo mucho que me aprecian y me quieren, a Dios y a la vida, a mis Padres, Familiares y Amigos, y al futuro de éxito que me espera afuera. Agradecimientos Son muchas las personas que de una u otra forma me han ayudado y apoyado para el desarrollo de este trabajo de investigación. A todas ellas quiero expresarles mi mayor agradecimiento. A Dios por ser la luz que me guía, por estar siempre conmigo y por darme tantas cosas maravillosas que tengo. A mis Padres, Alba Graciela Moreno de González y David Ramón González Arteaga, no existe forma ni manera de expresar mi más profundo agradecimiento por brindarmes todo su amor, comprensión, confianza, consejos y paciencia, demostrándome cada día que son y siempre serán mis mejores amigos. Gracias por la formación que me han dado y por estar conmigo siempre. Muchas gracias al personal de DANA Structural Solutions Heavy por su colaboración prestada para el desarrollo de la Pasantía, facilitándome recursos, ayuda y soporte técnico. En especial a mis compañeros de trabajo Luis Pérez, Wilmer Vivas, Johnny Jurado, Marcos Regis, Angel Perez, Jorge Coronel y a todos los operadores, ya que sin ellos no hubiese sido posible llevar a cabo el trabajo. Un agradecimiento también a mi amigo y profesor Omar Quintero, quien con su atención, estímulo, consejos y amistad, me dio el apoyo necesario para la culminación de mi carrera. Para mí, también es importante agradecerles a todos mis queridos amigos y compañeros, quienes con su amistad, apoyo moral e intelectual, y su confianza, me motivaron siempre a seguir adelante en los momentos donde parecía imposible, y a querer ser cada día mejor. A mi tutora y querida profesora Ana Rivas por guiarme y apoyarme durante mi carrera y mi pasantía. Finalmente, a mis Familiares quienes me han apoyado y querido siempre; a mi amiga Maggie por estar conmigo en momentos importantes de mi vida, a Haidy por darme tantos consejos sinceros, a Maria Eugenia, a mis tías Yesidy y Yogar por apoyarme en todo durante mi carrera, al profesor Luis rojas por su colaboración prestada, al profesor Adalberto Rosales y a otros amigos y profesores a quienes sé que voy a recordar siempre. ¡MUCHAS GRACIAS INDICE GENERAL Pág. RESUMEN ii DEDICATORIA iii AGRADECIMIENTOS iv ÍNDICE GENERAL v ÍNDICE DE TABLAS Y FIGURAS vii LISTA DE SIMBOLOS Y ABREVIATURAS x I. INTRODUCCION 1.1 Reseña histórica de la empresa 1.2 Proceso de fabricación de largueros tratados 1.3 Planteamiento del problema, antecedentes, justificación e importancia 1 1 2 6 II. OBJETIVOS 8 III. MARCO TEÓRICO 3.1 Tratamientos térmicos 3.1.1 Temple 3.1.1.1 Temperaturas críticas de austenización en el temple de los aceros hipoeutectoides 9 9 11 3.1.2 Revenido 3.2 Tensiones internas 3.3 Acero D-110 3.4 Decarburización 3.5 Formación y crecimiento del tamaño de grano austenítico 3.6 Definición y medición del defecto camber IV. METODOLOGIA EXPERIMENTAL 4.1 Procedimiento experimental 4.2 Toma de datos del proceso 4.3 Simulación del proceso de enfriamiento 4.4 Elaboración del procedimiento a seguir ante la aparición del defecto Camber 13 14 15 16 17 18 19 21 22 24 25 25 5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 5.1 Análisis microestructural 5.2 Propiedades Mecánicas 5.2.1 Dureza 5.2.2 Microdureza 5.3 Efecto de los parámetros de operación sobre la aparición del defecto “Camber” 5.4 Estudio estadístico 5.5 Simulación del proceso de enfriamiento 5.6 Elaboración del procedimiento a seguir ante la aparición del defecto Camber 26 26 42 42 43 45 50 52 54 6. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 55 7. REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS 56 APÉNDICE O ANEXOS 58 ÍNDICE DE TABLAS Y FIGURAS Pág. Figura 1.1 Ubicación de los largueros en un camión 2 Figura 1.2 Esquema del proceso de producción de largueros 3 Figura 1.3 Pieza sin rolar y pieza rolada 3 Figura 1.4 Movimiento de las piezas dentro del horno de austenizado 4 Figura 1.5 Proceso de templado de los largueros 5 Tabla 1.1 Temperaturas del horno de revenido de acuerdo al espesor de las piezas 5 Figura 3.1 Diagrama hierro-carbono 10 Figura 3.2 Temperaturas de temple recomendadas para los aceros hipoeutectoides 13 Figura 3.3 Microestructura del acero D-110 sin tratamiento térmico a 200X 16 Figura 3.4 Pieza con “Camber” 19 Figura 3.5 Etapas del proceso de inspección y medición del defecto Camber de los largueros 19 Tabla 4.1 Composición química del acero en estudio 21 Figura 4.1 Esquema de corte y medición de dureza Brinell de los largueros 23 Figura 5.1 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona central del larguero sin camber 26 Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua Zona central del larguero sin camber 27 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona entre la cola y el centro del larguero sin camber 27 Figura 5.4 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona de la cola del larguero con camber N° 1 28 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona central del larguero con camber N° 1 28 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona delantera del larguero con camber N° 1 29 Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua Zona central del larguero con camber N° 1 29 Figura 5.2 Figura 5.3 Figura 5.5 Figura 5.6 Figura 5.7 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona de la cola del larguero con camber N° 2 30 Figura 5.9 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona central del larguero con camber N° 2 30 Figura 5.10 Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua Zona delantera del larguero con camber N° 2 31 Figura 5.8 Tabla 5.1 Variación de volumen de la pieza con camber Nº 1 y Nº 2 Figura 5.11 Diagrama de enfriamiento continuo de un acero SI-Mn-Ti-B 34 35 Tabla 5.2 Resultado de la decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto 37 Figura 5.12 Fotomicrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado 37 Figura 5.13 Fotomicrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado 38 Tabla 5.3 Decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto mediante un método teórico 39 Figura 5.14 Gráfico de la variación de la capa de decarburización en función del tiempo 40 Tabla 5.4 Tamaño de grano de la pieza sin camber y de la pieza con camber Nº 2 41 Figura 5.15 Dureza Brinell de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto 43 Figura 5.16 Valores de microdureza de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto 44 Figura 5.17 Gráfico de los espesores más afectados por camber entre enero y mayo de 2004 45 Figura 5.18 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en enero 46 Figura 5.19 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en febrero 47 Figura 5.20 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en marzo 47 Figura 5.21 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en abril 48 Figura 5.22 Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por camber en mayo 48 Figura 5.23 Gráfica representativa del porcentaje mensual de piezas con camber 49 Tabla 5.5: Correlación entre las variables del proceso de austenizado y temple y el defecto “Camber” 51 Figura 5.24: Gráfica representativa de la variación de temperatura de un larguero en la salida del horno Figura 5.25: Variación de temperatura de un larguero en la salida del horno 52 53 LISTA DE SÍMBOLOS Y ABREVIATURAS A3 Línea de transformación reversible austenita a ferrita, que varía desde 910ºC hasta 723ºC A.S.T.M American Society for testing and Materials B Boro b.c.c Cúbico centrado en el cuerpo C Carbono cm Centímetro E Módulo de elasticidad Fe-C Hierro-Carbono f.c.c Cúbico centrado en las caras Gr Gramo HBN Dureza Brinell hr Hora Hv Dureza Vickers HRB Escala B de dureza Rockwell HRC Escala C de dureza Rockwell Kg Kilogramo m Metro min Minuto mm Milímetro Mn Manganeso P Fósforo S Azufre Si Silicio T Temperatura t Tiempo Ti Titanio V Volumen % Porcentaje °C Grado centígrado ºF Grado Fahrenheit μm Micrómetro Δl Variación de longitud ΔT Variación de temperatura ΔV Variación de volumen $ Dólar americano Nº Número γ Austenita α Ferrita θ Cementita ά Martensita I. INTRODUCCIÓN En este capítulo se describe brevemente una reseña histórica de la empresa DANA Structural Solutions Heavy y el proceso de fabricación de largueros tratados, el planteamiento del problema, los antecedentes del mismo, su justificación e importancia. 1.1 Reseña histórica de la empresa DANA Structural Solutions, se constituye en junio de 1972, como una empresa de la industria metalmecánica automotriz, filial de la División Metalcon, empresa Holding, producto de la Asociación Sivensa, con la firma estadounidense Dana Corporation: bajo el nombre de "Sidaven, S.A.", denominación que mantuvo hasta mediados de 1.995. Desde sus inicios, se dedicó a la fabricación y ensamble de elementos estructurales estampados para la industria automotriz. Ha ido creciendo progresivamente, logrando superar la crisis vivida en Venezuela en el sector metalmecánico, mediante la política de captación de mercados extranjeros y ampliando su gama de productos. Hoy en día fabrica tapas de diferenciales, largueros, refuerzos y bastidores. En el año 1.985, C.A. Danaven comienza sus exportaciones. En la actualidad abarca más del 85% de su producción, mientras que el resto de sus productos son destinados a la industria automotriz del país. El éxito y la permanencia de DANA Structural Solutions, como empresa pujante en los mercados en los cuales suple, se deriva fundamentalmente de su personal altamente capacitado, lo que permite cumplir los más exigentes requerimientos de calidad, precio y servicios. Se dedica a la producción y distribución de autopartes originales y repuestos. Vende productos originales a 8 ensambladoras en Venezuela y también exporta el 52% de sus ventas totales a 13 países. Posee una red de distribución que cubre todo el territorio nacional [1]. DANA VENEZUELA, es líder en la fabricación de productos automotrices y componentes para maquinarias industriales e industria petrolera. Está en constante investigación para ofrecer al consumidor productos de alta tecnología y manufactura, garantizando la calidad y el excelente servicio al cliente. La división Parish de DANA se consolida como el mayor fabricante de largueros para toda la gama de camiones del mercado canadiense y americano, donde los principales clientes hoy en día son Navistar, Blue Bird, las plantas de Dana Spicer Axle Division y AM General. La competitividad de Parish se basa en los niveles de productividad y calidad alcanzados y en algunas ventajas comparativas como la materia prima, que generalmente viene de Sidor, contribuyendo así a reforzar las cadenas productivas, minero-siderúrgicas-metalmecánicas, y posicionando los aceros venezolanos de alto valor agregado en los mercados de América del Norte [1]. 1.2 Proceso de fabricación de largueros tratados El larguero es el elemento principal del bastidor o chasis del camión. Los largueros van de extremo a extremo del camión y se unen entre sí mediante travesaños. El bastidor o chasis, a su vez, es la estructura de soporte del camión (ver figura 1.1). Figura 1.1: Ubicación de los largueros en un camión [1]. La planta de Componentes Estructurales Pesados incorpora la tecnología de tratamiento térmico, la cual le concede mayor resistencia y propiedades mecánicas superiores al larguero, para así soportar una mayor carga. El proceso de producción de largueros se muestra en el siguiente esquema: RECEPCION DE MATERIAL FORMADORA “ROLLFORMER” HORNO DE AUSTENIZADO PRENSA DE TEMPLE HORNO DE REVENIDO GRANALLADORA 2 GRANALLADORA 1 HORNO DE PINTURA EMBALAJE DUROMETRO ENFRIADOR “COOLING” Figura 1.2: Esquema del proceso de producción de largueros El proceso se lleva a cabo de la siguiente manera: La materia prima llega de Sidor a la planta DANA Structural Solutions Light en forma de bobina. Las mismas son desenrolladas, enderezadas, divididas en láminas, cortadas y agujeradas de acuerdo al modelo de larguero que se va a trabajar. Posteriormente son enviadas a la planta DANA Structural Solutions Heavy, donde las mismas son pasadas a través de la máquina roladora “Rollformer”, la cual dobla ambos lados de las piezas, con el fin de que las mismas adquieran la forma de U, tal como se observa en la figura 1.3. Figura 1.3: Pieza sin rolar y pieza rolada Seguidamente, los largueros son trasladados al horno de austenizado mediante una grúa para dar inicio al proceso de tratamiento térmico. Este horno trabaja a una temperatura de 870 ºC (temperatura de austenización del acero), tiene capacidad para 25 largueros, los cuales son movidos mediante un sistema hidráulico de vigas caminantes, tal y como se observa en la figura 1.4. El tiempo de duración de las piezas dentro del mismo es de 25-35 minutos aproximadamente. Figura 1.4: Movimiento de las piezas dentro del horno de austenizado [2]. Transcurrido el tiempo, los largueros son conducidos a la Prensa de Temple (Quencher) a través de una serie de rodillos, tardando un tiempo de 19 a 23 segundos aproximadamente en ubicarse, para luego ser templados con agua (figura 1.5). Figura 1.5: Proceso de templado de los largueros Una vez templados, los mismos son trasladados al horno de revenido, a través de la mesa de escurrimiento, la cual se mueve mediante cadenas. En este horno, los largueros duran aproximadamente 25-30 minutos de estadía, con el fin de liberar tensiones generadas durante el proceso de temple. Cabe destacar que en la empresa se trabajan con 4 espesores y la temperatura de trabajo para el revenido varía de acuerdo al espesor de la pieza a tratar, como se aprecia en la tabla 1.1. Tabla 1.1: Temperaturas del horno de revenido de acuerdo al espesor de las piezas. Espesor (mm) 6,35 8 9 11 Temperatura del horno (ºC) 455 465 475 485 Al igual que en el horno de austenizado, las piezas se mueven mediante un sistema de vigas caminantes. Culminado el proceso de revenido, las piezas pasan a una zona de enfriamiento (Cooling), donde las mismas son enfriadas mediante ventiladores colocados en serie. Los largueros son trasladados hacia el durómetro, con la idea de verificar si los mismos cumplen con las especificaciones de calidad. Para ello, se determina la dureza en la cola, centro y punta de la pieza. Posteriormente, las piezas son llevadas a las granalladoras, donde son bombardeadas por esferas de acero. En la granalladora 1, se busca introducir esfuerzos de compresión a la superficie del material y eliminar el óxido formado en la superficie de la misma. En la granalladora 2 se busca limpiar la superficie de metal y darle un mejor acabado superficial para que la pintura tenga mejor adhesión. Es importante señalar que las esferas utilizadas en la granalladora 1 tienen mayor diámetro a las utilizadas en la granalladora 2. Como último paso, los largueros pasan por una cámara de lavado, y luego entran al horno de pintura que trabaja a temperatura de 200 ºC aproximadamente, para calentar los largueros y rociar en ellos pintura en polvo. La misma se adhiere al material, ya que la superficie está cargada positivamente y la pintura está cargada negativamente (pintado electrostático). Una vez terminadas las piezas, las mismas son embaladas y preparadas para ser entregadas a los clientes. 1.3 Planteamiento del problema, antecedentes, justificación e importancia. Actualmente la empresa DANA Structural Solutions busca ocupar y mantener posiciones de liderazgo a corto y mediano plazo en su producto (largueros tratados), así como mejorar y garantizar sus niveles de calidad. Todo lo anterior requiere de mejoras en los procesos, haciendo énfasis en los de tratamientos térmicos. Es por ello que los mismos serán el objeto de estudio de esta investigación. Desde la puesta en marcha de la empresa, en la línea de tratamientos térmicos se ha venido presentando una desviación entre los indicadores de calidad establecidos por la empresa y los valores obtenidos, generando un aumento en los rechazos internos por piezas defectuosas con “Camber”, el cual es una curvatura que se observa a lo largo de los largueros en una dirección específica (hacia la derecha o hacia la izquierda). Este defecto se hace presente una vez que han sido tratados los largueros, es decir, aparece finalizado el proceso de temple. Sin embargo, en algunas ocasiones, el defecto se presenta a la salida del horno de revenido. De continuar esta situación, se seguiría limitando la capacidad productiva de los equipos de dureza, pintura y embalaje, así como el cumplimiento de los objetivos generales de la empresa, enfocados hacia la calidad de sus productos y hacia el incremento de su productividad y competitividad a corto y mediano plazo. Por otra parte, cabe destacar que este defecto genera una pérdida mensual de 4800$ a la empresa por causa de retrabajo. Adicionalmente hay un incremento en los niveles de material rechazado, ocasionando gastos e incomodidad al momento de transportar los mismos a otra división para ser reprocesados. II. OBJETIVOS 2.1 Objetivo General Determinar las causas principales que originan el defecto de “Camber”, para garantizar que las piezas producidas por la empresa DANA Structural Solutions, cumplan con los niveles de calidad exigidos por el cliente y la empresa alcance los niveles de producción propuestos. 2.2 Objetivos específicos • Estudiar estadísticamente los parámetros del proceso de tratamientos térmicos (austenizado y temple) que pueden estar afectando los largueros. • Hacer un estudio microestructural de algunas piezas que presentan estos defectos y realizar ensayos de dureza y microdureza a las mismas. • Realizar un estudio de correlación entre algunos parámetros variantes del proceso de tratamientos térmicos y el Camber. • Diseñar un procedimiento a seguir ante la aparición del defecto. III. MARCO TEÓRICO 3.1 Tratamientos Térmicos Los tratamientos térmicos tienen por objeto mejorar las propiedades y características de los aceros y consisten en calentar y mantener las piezas y herramientas de acero a temperaturas adecuadas durante un cierto tiempo y enfriarlas luego en condiciones convenientes. Estos tratamientos modifican la microestructura de los aceros. El tiempo de permanencia, la temperatura y la velocidad de enfriamiento son factores determinantes de la microestructura obtenida finalizado el tratamiento, y por consiguiente las propiedades mecánicas son modificadas [3]. Todos los procesos básicos de tratamientos térmicos para aceros incluyen la transformación ó la descomposición de la austenita. El primer paso de un tratamiento térmico es calentar el material a alguna temperatura por encima del intervalo crítico (corresponde a la línea A3 del diagrama en la figura 3.1) para formar austenita. Cuanta más alta sea la temperatura que se alcanza, menos tiempo es necesario para homogeneizar la microestructura [4]. Luego se hace permanecer a esa temperatura de austenización por un tiempo determinado; este tiempo depende de la masa de la pieza, de la clase de acero, de la velocidad de calentamiento, (generalmente se utiliza una hora como tiempo de permanencia por cada pulgada de diámetro). Posteriormente se enfría a una velocidad específica [4]. Existen distintos tipos de tratamientos térmicos, los cuales difieren principalmente en la velocidad de enfriamiento. Entre los más usados están: el recocido, el temple, el normalizado, y el revenido [4]. Temperatura, Temperatura, Carbono en % Figura 3.1: Diagrama hierro-carbono [5]. 3.1.1 Temple Tiene como objetivo endurecer y aumentar la resistencia de los aceros. Para ello, se calienta el material a una temperatura más elevada que la crítica superior (de 40 a 60°C por encima de la temperatura crítica) y se enfría rápidamente en un medio conveniente, agua, aceite entre otros. Para llevar a cabo el mismo, toda la masa de acero debe encontrarse en estado austenítico en el momento de comenzar el enfriamiento. Si se enfría el acero rápidamente, todo el material debe quedar con gran dureza y la transformación de la austenita ocurre generalmente por debajo de 350 ºC [3]. Dependiendo de la velocidad de enfriamiento se puede obtener diferencias en las durezas, estructuras y resistencia mecánica. Cuando la velocidad de enfriamiento es lenta, los átomos de carbono tienden a difundirse fuera de la estructura de austenita produciéndose la transformación de esta fase; dando origen a una microestructura más blanda que la martensítica, como ferrita y perlita [3,4]. Si por el contrario, se aumenta la rapidez de enfriamiento, no se da el tiempo necesario para que el carbono difunda, y el mismo queda atrapado en solución sólida. La estructura resultante, es martensita, caracterizada principalmente por su alta dureza [4]. La transformación martensítica en el acero ocurre sin difusión y no produce cambio en la composición química. Depende solo de la disminución en temperatura y de la velocidad del proceso y es independiente del tiempo. La velocidad de enfriamiento es un parámetro muy importante que puede ser estudiado a través del diagrama temperatura-tiempo-transformación, diagrama de transformación isotérmica (T-I) ó diagrama de enfriamiento continuo y, debe ser considerado en el estudio de las microestructuras [3]. Sabiendo que las coordenadas de un diagrama T-I son las mismas que para una curva de enfriamiento, es posible sobreponer curvas de enfriamiento en un diagrama y estimar las transformaciones que ocurren durante el proceso de enfriamiento. Sin embargo, la información suministrada por estas curvas no es de aplicación inmediata en los temples porque el diagrama T-I muestra la relación tiempo-temperatura para la transformación de austenita a temperatura constante, y los tratamientos térmicos como el temple son procesos de enfriamiento continuo. Por eso se usan los diagramas de enfriamiento continuo. Las curvas de enfriamiento continuo correspondientes al temple no pueden ser colocadas directamente sobre el diagrama de transformación isotérmica ya que se refiere a procesos de otra naturaleza. Sin embargo, está comprobado que en los enfriamientos continuos, los fenómenos se presentan de forma muy parecida a como ocurrirían si se aplicara las curvas de enfriamiento de este tratamiento sobre el diagrama de transformación isotérmica. La diferencia radica en que en el enfriamiento continuo de un acero, las transformaciones empiezan a temperaturas un poco más bajas y en tiempos un poco mayores [3]. La velocidad crítica de temple corresponde a la curva de enfriamiento que sea tangente a la nariz del diagrama y representa la mínima velocidad de enfriamiento que produce una estructura enteramente martensítica. Esta velocidad se ve afectada por la composición química, por el tamaño de grano austenítico y por la homogeneidad de la austenita. Es una propiedad importante para un acero, porque indica que tan rápido debe enfriarse para producir una microestructura totalmente martensítica [6]. Cada acero tiene de acuerdo a su composición un diagrama de transformación, al igual que una temperatura inicial y final de la formación martensítica. La temperatura del inicio de la formación de la martensita se denomina Ms y la del final de la formación se denomina Mf. El enfriamiento debe ser continuo, si se detiene antes de llegar a la temperatura Mf, la transformación también se detiene, aunque la pieza se mantenga a una temperatura dentro del intervalo Ms-Mf. Este intervalo de temperatura es único para cada aleación y no puede disminuirse al aumentar la rapidez de enfriamiento. El objetivo principal del endurecimiento es producir una estructura totalmente martensítica a una mínima rapidez de enfriamiento [3]. La pieza a elevadas temperaturas es austenítica, y la contracción normal de la austenita tiene lugar hasta que alcanza la temperatura Ms. Entre las temperaturas Ms y Mf, la transformación de austenita a martensita da lugar a una expansión en longitud. Después de temperatura Mf, la martensita sufre contracción normal. 3.1.1.1 Temperaturas críticas de austenización en el temple de los aceros hipoeutectoides. Los aceros que poseen menos de 0,80% de carbono, punto eutectoide, son llamados aceros hipoeutectoides. Cuando en el temple de un acero de menos de 0,80% de carbono, se inicia el enfriamiento, toda la masa debe encontrarse formada por cristales de austenita. Si no se cumple esta condición el temple no será perfecto y no se alcanzará toda la dureza que se puede obtener. Si en los aceros con contenido de carbono inferior a 0,80%, no se alcanza una temperatura superior a la mostrada en la línea de los puntos Ac3, que se muestra en el diagrama correspondiente a la figura 3.2 quedará algo de ferrita sin disolver en la austenita, y después del enfriamiento aparecerá esa ferrita en el acero templado. La estructura martensítica perfecta y la máxima dureza compatible con la composición de un acero hipoeutectoide, solo pueden conseguirse cuando al iniciarse el proceso de enfriamiento su estructura es totalmente austenítica, ya que este es el único constituyente capaz de transformarse en martensita [3]. Figura 3.2: Temperaturas de austenizado recomendadas para los aceros hipoeutectoides [3]. El acero utilizado en DANA Structural Solutions, División Parish, es un acero 1027 modificado con Boro y Titanio. Su contenido de carbono es de 0,22% [7]. Para un acero de 0,20 % de carbono, la temperatura crítica de equilibrio es 825ºC, tal como se observa en la fig. 3.2 en la que se muestra una zona del diagrama hierro-carbono. La temperatura del punto Ac3 es un poco más elevada, 855 ºC. Para conseguir un temple adecuado, hay que calentar el acero a una temperatura ligeramente superior a esta última, pues de esta manera se podrán salvar posibles errores de pirómetros, de los operadores o los desiguales calentamientos de los hornos en la industria. En este caso, se recomienda temperaturas un pocos más altas que las A3 y Ac3 citadas, y que suele ser para el acero 1027 modificado de 900ºC, aproximadamente [3] . 3.1.2 Revenido Es un tratamiento que se aplica a las piezas de acero que han sido templadas, debido al gran endurecimiento que presentan, producto de la formación de martensita. Este tratamiento consiste en calentar la pieza a una temperatura crítica inferior a A1, seguido de un enfriamiento controlado que puede ser rápido cuando se quieren valores altos de tenacidad, o lento, para reducir al máximo las tensiones internas creadas en el temple y disminuir la dureza y resistencia producto de lo mismo [3]. Los factores que influyen en el revenido son: la temperatura de revenido sobre las características mecánicas, el tiempo de revenido, la velocidad de enfriamiento y las dimensiones de la pieza (la duración de un revenido es función fundamental del tamaño de la pieza) [3]. El tratamiento de revenido puede realizarse en un amplio rango de temperaturas, desde la temperatura ambiente hasta una T < 723°C. Se selecciona la temperatura a trabajar de acuerdo a los resultados que se desean obtener. Las tensiones residuales se reducen en gran porcentaje cuando la temperatura de revenido alcanza 210°C y desaparecen casi completamente cuando se alcanzan los 500°C. El proceso de revenido puede dividirse en etapas limitadas por diferentes microestructuras que aparecen según el intervalo de temperatura de calentamiento usado. Sin embargo, estos cambios son tan graduales, que es más real llamar martensita revenida a la microestructura obtenida por el revenido a cualquier temperatura [3]. 3.2 Tensiones internas Son tensiones que permanecen en una pieza producto de una deformación plástica no uniforme. En el caso de tratamiento térmico, esta deformación plástica no uniforme puede originarla el gradiente de temperatura o el cambio de fase, o generalmente una combinación de ambos factores durante el enfriamiento. Estas tensiones constituyen un problema en el tratamiento térmico ya que suelen causar distorsión o fisura en la pieza. Durante el proceso de enfriamiento, la superficie de la pieza es la primera zona en tener contacto con el líquido, por lo cual tiende a enfriarse más rápidamente que el interior de la pieza. Este hecho causa un gradiente de temperatura en la sección transversal de la pieza o una diferencia de temperatura entre la superficie y el centro. Los sólidos se expanden a medida que se calientan, y se contraen a medida que se enfrían. Esto indica que una vez transcurrido un lapso determinado de tiempo, la superficie está a menor temperatura que el centro de la pieza; sin embargo, como las partes externas e internas están enlazadas entre sí, la parte interior que es más larga, prevendrá a la exterior de contraerse tanto como debiera. Por tanto, se elongarán las capas exteriores, poniéndolas en tensión, mientras que las internas, a su vez, estarán en compresión. Es necesario que el área en tensión esté balanceada con el área en compresión, a fin de que los esfuerzos se hallen en equilibrio a través de la sección transversal. Si esto no ocurre, se crea diferencia de tensiones en la pieza, capaces de generar deformaciones [3]. 3.3 Acero D-110 Es la designación que otorga DANA Structural Solutions-División Parish, al acero AISI 1027 modificado, usado en la fabricación de largueros para camiones de carga pesada [7]. Este acero en condición de entrega, esta constituido por una microestructura compuesta por ferrita y perlita, como se observa en la figura 3.3. Figura 3.3. Microestructura del acero D-110 sin tratamiento térmico a 200X Su composición química es la siguiente - Carbono: 0,20%-0,25% - Manganeso: 1,00%-1,30% - Fósforo: 0,035% - Azufre: 0,010% - Silicio: 0,15%-0,30% - Boro: 0,0015%-0,0030% - Titanio: 0,030%-0,045% [5] : 3.4 Decarburización Cuando piezas de acero son calentadas, sus capas exteriores pueden reaccionar con el medio ambiente que los rodea, y con frecuencia favorecer la oxidación y decarburización de los mismos. El aumento de temperatura y una larga estadía del acero a altas temperaturas produce una oxidación y como resultado, una película de óxido y luego una capa de cierto espesor (cascarilla) es formada en la superficie del mismo. La decarburización es un proceso de oxidación de carbono en la superficie de la pieza, producto de la reacción del mismo con una o más sustancias gaseosas. El óxido origina importantes pérdidas del material y da lugar a irregularidades superficiales y a deficiencia en las propiedades mecánicas. La intensidad de la decarburización depende de la presión parcial de los elementos decarburantes presentes en la atmósfera y la actividad del carbono en el acero [4,8] . La ausencia de carbono en la periferia de la pieza, puede ser observada a través del microscopio óptico o midiendo la dureza en la zona decarburizada. Para ello se toma una pequeña sección transversal de la pieza y se prepara metalograficamente, para ser observada en un microscopio óptico a una magnificación de 100X. También se puede realizar pruebas de microdureza desde el borde de la pieza hasta un área donde los valores de dureza se mantengan constantes. La decarburización presenta dos zonas; la zona de total decarburización (zona ferrítica) y la zona de parcial decarburización (zona ferrítica con presencia de carburos) [8]. Para aleaciones Fe-C a temperaturas inferiores a 910ºC se forma una capa superficial de ferrita. Debido a la baja solubilidad del carbono en la ferrita, esta capa superficial actúa como una barrera difusora y los niveles de decarburización son bajos. La formación de una capa de óxido sobre el acero (cascarilla), dificulta aún más el proceso de difusión. Como resultado de estas dos barreras se impide la difusión y el crecimiento de la capa decarburizada. Por el contrario, si la temperatura es superior a 910ºC, el acero queda completamente austenítico y la decarburización se convierte en un severo problema. El más bajo límite de temperatura en el rango γ para un contenido muy bajo de carbono, varía de acuerdo a los elementos aleantes. Es por ello, que para este caso, se asume un modelo matemático que representa la decarburización a temperaturas cercanas a los 910ºC [9]. Este modelo parte de la segunda ley de Fick, la cual se emplea para estudiar la distribución de carbono en la fase γ. Asumiendo que la pérdida de carbono solo ocurre en la superficie y no en el interior de las piezas, los autores resolvieron el modelo a través del método de sólidos semi-infinitos. Asumieron además que la solución era válida para las caras de la pieza exceptuando las esquinas y que el coeficiente de difusión del carbón en la austenita era independiente de la composición. A partir de aquí, y mediante la sustitución y resolución de ecuaciones, llegaron a la siguiente expresión: d2 = 0,0254 * [do2 + 0,073 t exp(-16280/ T) (m2) Ecuación 1 donde, d = profundidad de la capa decarburizada do = decarburización inicial t = tiempo de permanencia de la pieza dentro del horno (seg) T = temperatura de trabajo (K) La ecuación 1 expresa la profundidad de decarburización como una función del tiempo y la temperatura entre 900ºC y 1300ºC [9]. 3.5 Formación y crecimiento de grano austenítico Cuando al calentar un acero al carbono, se sobrepasa la temperatura crítica, una gran parte de ferrita y cementita que contiene el acero se transforman en austenita. Al continuar aumentando la temperatura del acero, los pequeños granos de austenita que se han formado se desarrollan por absorción de la ferrita o cementita adyacente. El tamaño inicial de los granos de austenita, suele ser relativamente pequeño en todos los aceros, oscilando entre 5 y 8 según la clasificación A.S.T.M. El crecimiento de estos granos, depende de la temperatura y el tiempo de austenizado. En cuanto se eleva la temperatura por encima de la crítica, los primitivos granos de austenita comienzan a crecer, aumentando continuamente su tamaño. En aceros de igual composición, las velocidades críticas de temple de los aceros de grano grueso son menores que las velocidades críticas de temple de los aceros de grano fino [4]. 3.6 Definición y medición del defecto “Camber” Físicamente, viendo la pieza desde arriba, es la desviación o distancia máxima que existe entre cualquier punto de su pestaña superior y el plano vertical que une los extremos de esta pestaña (ver figura 3.4). La palabra “Camber” es sinónimo de curvatura [10]. Figura 3.4: Pieza con “Camber” [11]. Para medir el defecto “Camber”, se coloca la pieza descansando sobre su alma, con las pestañas hacia arriba, tal y como se observa en la figura 3.5a. Tope Imán (a) (b) Figura 3.5: Etapas del proceso de inspección y medición del defecto “Camber” de los largueros. a) Colocación del nylon. b) Medición del defecto “Camber” [10]. Se inicia el proceso de medición extendiendo el nylon de extremo a extremo sobre la pestaña superior, tensándolo lo mas posible. Para ello se enrolla el nylon en un imán y se pega cada imán en la parte posterior de la pestaña superior del larguero, como se muestra en la figura 3.5a. Luego, se introduce debajo del nylon tensado un tope de acero (ver foto) en cada extremo. Esto es para facilitar la medición del “camber”. Se mide con la varilla de profundidad del vernier la distancia entre el nylon y la pestaña de la pieza (ver figura 3.5b). Durante este proceso, se trata de mantener el vernier lo más horizontal posible. Al valor obtenido se le resta el espesor del nylon y el del tope, obteniendo así el valor del defecto “camber”. Nota: la medición se realiza en el centro del larguero [10] . 4. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL El estudio llevado a cabo se dividió en dos etapas. La primera etapa consistió en el análisis de los resultados obtenidos a través de ensayos prácticos que permitieron evaluar las características finales de las piezas; y la segunda etapa comprendió un estudio estadístico de las variables del proceso de tratamientos térmicos de austenizado y temple a fin de estudiar la influencia de las mismas sobre la microestructura, las propiedades mecánicas y el acabado superficial de las piezas. La composición química del acero estudiado se muestra en la tabla 4.1: Tabla 4.1: Composición química del acero en estudio %C % Mn 0,20 - 0,25 1,00 - 1,30 COMPOSICION QUIMICA % Si %P %S 0,15 - 0,30 0,035 máx 0,010 máx %B % Ti 0,0015 - 0,0030 0,030 - 0,045 La selección de piezas a estudiar fue llevada a cabo considerando los siguientes aspectos: 1) Piezas únicamente templadas que no presentaban ningún defecto y piezas únicamente templadas que presentaban el defecto de curvatura. Ambas piezas debían tener igual número de parte e igual número colada. Cada larguero tiene estampado dos números que lo identifican. Uno de los números es el número de parte, que indica las características físicas del larguero; longitud, ancho de alma, espesor, máximo nivel de “Camber” aceptado, entre otros. El otro número representa la colada, a través del cual es posible obtener la composición química de las piezas. A las piezas seleccionadas se les realizó un estudio microestructural en ciertas zonas específicas y se les midieron las propiedades mecánicas. Paralelo a dicho proceso, se llevó a cabo la segunda etapa. Mediante los datos obtenidos y a través del Software Minitab, se hizo una correlación entre las variables del proceso y el defecto “Camber”. Por otra parte, se realizó un ejemplo preliminar de simulación del proceso de enfriamiento en distintos puntos de un larguero, desde el momento en que el mismo sale del horno de austenizado hasta que es ubicado en la mesa de temple. Dicho ejemplo se utilizó a fin de predecir la temperatura del larguero antes de entrar en contacto con el medio de temple. Por último, a partir de todos los resultados, se elaboró un procedimiento a seguir ante la aparición del defecto “camber”. 4.1 Procedimiento experimental De un lote de producción con igual número de partes e igual número de coladas, se seleccionaron dos largueros templados (uno con “Camber” y otro sin “Camber”), que presentaban las siguientes características de tratamiento: N° Parte: 484052/53 -Pieza sin Camber Temperatura de trabajo (ºC) 870 Tiempo de Permanencia (min.) 31 Tiempo Temple 19 Presión hidroneumática 32 Temp.H2O pozo frío 28 Tiempo de Permanencia (min.) 67 Tiempo Temple 22 Presión hidroneumática 32 Temp.H2O pozo frío 25 -Pieza con Camber N°1 Temperatura de trabajo (ºC) 870 Estas características fueron extraídas de un Panel de Control instalado al lado del horno de austenizado, el cual está programado con un software llamado “SW Panel Builder”. Con el número de parte antes indicado, se buscó en la Matriz de Control de la empresa, las características físicas del larguero. Para este caso, se tiene: - Longitud del larguero: 10,57 metros. - Ancho de alma del larguero: 30,79 cm. - Espesor: 6,35 mm. Con el número de colada se buscó en el Certificado de Sidor la composición presente en este material. El corte de los largueros fue realizado de la siguiente manera: Se seleccionaron 3 secciones de un mismo larguero correspondientes a la parte trasera, delantera y central del mismo, como se muestra en la figura 4.1. Cada sección fue cortada en su área central con un soplete hasta obtener 1 lámina de tamaño promedio 15 x 15 cm. Seguidamente fueron rebajadas con un esmeril y con una segueta hasta obtener finalmente 3 probetas de 1 x 0,5 cm. Cabe destacar que la cola es la última zona del larguero que entra al horno de austenizado, pero es la primera en salir del mismo. Cola Punta Medio Figura 4.1. Esquema de corte de los largueros Una vez obtenida las muestras, las mismas fueron embutidas y preparadas metalográficamente con el fin de estudiar su microestructura. La superficie a estudiar correspondía al área transversal del larguero. Se tomaron fotomicrografias con un microscopio óptico en cada probeta a una magnificación de 200X y 400X; y con un microscopio electrónico de barrido a 1500X y 5000X. Se estudió además la decarburización presente observando las probetas en el microscopio óptico a un aumento de 100X. El proceso de corte, embutido, desbaste grueso, desbaste fino, pulido, ataque químico y análisis de la microestructura, se llevó a cabo tomando en cuenta las consideraciones especificadas en el instructivo de Preparación Metalográfica de DANA [12-18]. A todas las probetas se les midió la dureza con un durómetro Rockwell marca Wilson. Como la pieza sin “camber” y la pieza con “camber” Nº 2 presentaban valores altos de dureza, se empleó una carga de 150 Kg durante 15 segundos, un identador de diamante y se trabajó a escala HRC. En el caso de la pieza con “camber” Nº 1 que presentaba valores de dureza baja, se empleó una carga de 100 Kg durante 15 segundos, un identador de bola de 1/16” y se trabajó en escala HRB. Se les realizó además un análisis de microdureza. Adicionalmente, se determinó el tamaño de grano de cada una de las probetas a fin de evaluar la relación del mismo con el tiempo de permanencia de las piezas dentro del horno. Para ello se atacaron las probetas con Picral al 5% y se observaron a través de un ocular incorporado al microscopio. El proceso antes descrito se llevó a cabo nuevamente a otra pieza que presentaba el defecto, a fin de establecer comparaciones. La pieza tenía las características siguientes: N° Parte: 357527071 -Pieza con Camber Nº 2 Temperatura de trabajo (ºC) 890 Tiempo de Permanencia (min.) 63 Tiempo Temple 21 Presión hidroneumática 32 Temp.H2O pozo frío 26 - Longitud del larguero: 11,56 metros. - Ancho de alma del larguero: 34,18 cm. - Espesor: 9,50 mm. 4.2 Toma de datos del proceso Se llevó a cabo una toma de datos del proceso de tratamiento térmico de austenizado y temple, con el fin de realizar un estudio estadístico de los parámetros del mismo. Para ello se empleó una hoja modelo, que se muestra en el anexo 1. 4.3 Simulación del proceso de enfriamiento Con ayuda del programa CFXTM y empleando para ello las características físicas de uno de los largueros estudiados y las condiciones de trabajo del mismo, se realizó un ejemplo preliminar de simulación del proceso de enfriamiento a lo largo de toda la pieza desde el momento en que la misma sale del horno de austenizado y es trasladada a la mesa de temple. El modelo matemático está basado en la ecuación diferencial de la conservación de la energía. La ecuación es resuelta por una simulación numérica utilizando el método de volúmenes finitos de control para obtener en tres dimensiones el campo de temperatura en cada instante de tiempo a lo largo de toda la pieza hasta que la misma alcanza la temperatura ambiente. 4.4 Elaboración del Procedimiento a seguir ante la aparición del defecto camber A partir de todos los resultados obtenidos se elaboró un procedimiento a seguir ante la aparición del defecto “Camber”. En el mismo se considera según las características físicas del material a tratar cuales son las más adecuadas condiciones de trabajo. 5. RESULTADOS Y DISCUSIÓN 5.1. Análisis Microestructural Se realizó un estudio microestructural a un número determinado de largueros templados para evaluar sus características finales. Para ello se emplearon piezas con y sin defecto, a fin de verificar la calidad del proceso de austenizado y temple a los cuales son sometidos los largueros. Las figuras 5.1, 5.2 y 5.3 muestran la microestructura representativa de una pieza templada, sin defecto de “Camber”. Se aprecia una microestructura constituida básicamente por martensita. Se observan unas porciones muy pequeñas de zonas claras que pudieran ser de ferrita. La microestructura observada en las tres zonas del larguero analizadas, son muy similares a las contenidas en la figura 5.1, 5.2 y 5.3, por lo que se podría presumir que esta microestructura es característica de todo el larguero. 50µm 200X Nital 3% Figura 5.1: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua. Zona central del larguero sin “camber” 5 µm 1500X Nital 2% Figura 5.2: Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua. Zona central del larguero sin “camber” 50 µm 400X Nital 3% Figura 5.3: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua. Zona entre la cola y centro del larguero sin “camber” Las figuras 5.4, 5.5 y 5.6 presentan la microestructura de una pieza templada donde se presentó el defecto “camber”, denominada pieza con “camber” Nº 1 de 6,35 mm de espesor. Estas figuras revelan una microestructura distinta a la observada en el material donde el defecto no está presente. Se aprecian zonas constituidas por ferrita (zonas claras) y zonas de perlita (áreas grises). De esta manera, la microestructura esta formada por una combinación de estos dos microconstituyentes, donde la ferrita se encuentra en un porcentaje de alrededor de 81 % correspondiente al área de la cola del larguero, un 43 % en la correspondiente a la zona central del larguero y un 58 % en la parte delantera del larguero. 50 µm 400X Nital 3% Figura 5.4: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua. Zona de la cola del larguero con “camber” N° 1 50 µm 400X Nital 3% Figura 5.5: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua. Zona central del larguero con “camber” N° 1 50 µm 400X Nital 4% Figura 5.6: Fotomicrografía de un acero D-110, templado en agua. Zona delantera del larguero con “camber” Nº 1 5 µm 5000X Nital 2% Figura 5.7: Fotomicrografía obtenida por MEB de un acero D-110, templado en agua. Zona central del larguero con “camber” Nº 1 La existencia de estas fases revela que no se produjo la transformación requerida de austenita a martensita sino que la mayor parte de la austenita se transformó a ferrita y perlita, tal como lo confirma la figura 5.7, obtenida mediante microscopía electrónica de barrido a un aumento de 5000X. La misma, muestra una apariencia consistente de colonias de perlita y zonas grises de ferrita. A fin de establecer comparaciones, se evaluó las características microestructurales de otra pieza denominada pieza con “camber” Nº 2, de 9,5 mm de espesor. Las figuras 5.8, 5.9 y 5.10, muestran la microestructura de esta pieza en la condición de templado. 50 µm 400X Nital 4% Figura 5.8: Fotomicrografía de un acero D-110 templado en agua. Zona de la cola del larguero con “camber” N° 2 50 µm 400X Nital 3% Figura 5.9: Fotomicrografía de un acero D-110 templado en agua. Zona central del larguero con “camber” N° 2 50 µm 400X Nital 4% Figura 5.10: Fotomicrografía de un acero D-110 templado en agua. Zona delantera del larguero con camber N° 2 Se observa la presencia de martensita y muchas áreas blancas que podrían tratarse de la fase ferrítica. La ferrita se encuentra en un porcentaje aproximado de 37% en la parte trasera del larguero, 25% en la zona central del larguero y 33% en la zona delantera del larguero. Comparando estas fotomicrografias con las correspondientes a las figuras 5.4, 5.5 y 5.6, se observan diferencias en cuanto a la microestructura y porcentaje de ferrita presente. Una de las especificaciones exigidas por el cliente señala que la microestructura resultante debe ser martensita y puede contener un máximo de 5% de ferrita. Estas diferencias microestructurales y de porcentaje de ferrita pueden deberse a diferencias de temperatura a lo largo de las piezas en el momento en que las mismas son templadas. Una posible explicación a ello, es que la forma en que las piezas salen del horno de austenizado (primero la cola, luego el centro y de último la punta), hace que estas primeras zonas al tener contacto con el medio ambiente se enfríen rápidamente mientras que otras zonas aún están calientes, y esto genera distintos cambios de fase en toda la extensión del larguero si la pieza no es sumergida lo suficientemente rápido en el medio de temple. Por otra parte, es importante señalar que las piezas son muy largas y tardan un tiempo entre 19 y 23 segundos aproximadamente entre salir del horno y ubicarse en la prensa de temple, por lo que las mismas pierden gran cantidad de calor y en algunas ocasiones antes de ser templada, presentan una temperatura inferior a la temperatura de austenización, mayormente en la cola del larguero. Este hecho indica que las piezas están sujetas a presentar constituyentes microestructurales distintos a los esperados y por lo tanto generar cambios en las propiedades mecánicas de las piezas y en las tensiones internas que pudiesen generarse. Comparando las condiciones de trabajo de ambas piezas defectuosas, se observa que para ambos casos el tiempo de ubicación de las mismas en la mesa de temple fue similar, sin embargo la temperatura de trabajo y el espesor de la pieza con “camber” Nº 1 fue de 870ºC y 6,35 mm, mientras que para la pieza con “camber” Nº 2 fue de 890ºC y 9,5 mm, lo que permitió que la pieza con camber Nº 2 estuviese a una mayor temperatura antes de ser templada y propensa a perder menos calor, y por lo tanto presentara constituyentes microestructurales más duros. Adicionalmente, hay que destacar que el flujo de agua no es constante, lo cual es posible verificar visualmente. Este es un punto que se debe considerar, ya que entre las deformaciones que se producen en las piezas de acero quizás las más importantes ocurren durante el enfriamiento y son debidas al desigual enfriamiento de los diferentes puntos de las piezas, por lo que unas zonas pueden contraerse primero que otras, y esto produce grandes tensiones en el material aunado a los cambios volumétricos producidos por las diferentes transformaciones de fase que tienen lugar. Cuando estas tensiones son importantes se llegan a deformar las piezas. Por otra parte, la prensa de temple está constituida por una mesa, 20 herramentales superiores y 20 paredes móviles ajustables a la pieza mediante un programa de computación. La mesa es la base de la pieza y los herramentales y las paredes móviles están sobre la mesa, de modo que al ser colocadas las especificaciones de la pieza en el programa, las paredes se abren y cierran ajustándose a la medida y los herramentales bajan, quedando formado un molde de las piezas. Estos moldes están conectados mediante un conjunto de mangueras, por donde se transporta el agua proveniente de las bombas hacia los orificios que se encuentran en las paredes. Cuando la pieza sale del horno de austenizado, los brazos mecánicos de la prensa de temple la transportan hacia la mesa, las paredes se abren y cierran ajustándose a las medidas del larguero y los herramentales bajan. Una vez formado el molde con la pieza dentro, el agua sale por los orificios que se encuentran en las paredes. Una causa que puede generar deformaciones en las piezas, es el desajuste de una o varias paredes durante la ubicación de la pieza, la cual se encuentra dilatada cuando sale del horno de austenizado debido a las altas temperaturas. Otra variable que puede afectar el enfriamiento de las piezas es el rompimiento de una de las mangueras ó que estén tapados unos de los orificios por donde sale el agua. La diferencia de temperatura a lo largo de la pieza sumada al hecho de que el flujo de agua no es constante, implica un desigual enfriamiento. Como se indicó en la sección 3.1.1.1 del marco teórico, los sólidos a medida que son calentados se expanden, y se contraen durante el enfriamiento. Como la cola y la punta del larguero son las zonas que presentan una mayor área de contacto con el medio ambiente, una vez que se realiza el proceso de enfriamiento son las primeras zonas en enfriarse y por lo tanto, se contraen mucho más que el centro de la pieza. Esto genera una contracción en la zona delantera y trasera del larguero poniendo en estado de tensión a la zona central más caliente. A medida que esto ocurre, se generan cambios de fases en el material, lo que implica, una transformación de su red cristalina. La austenita que presenta una estructura fcc, la más densa que cualquiera de sus productos de transformación, al pasar a ferrita cambia a una estructura bcc. Cuando se alcanza la temperatura y composición eutectoide, la austenita remanente se transforma en perlita, originando así una microestructura más blanda que la martensítica, posiblemente como ocurrió en la pieza con “camber” Nº 1. Por el contrario en la pieza con camber Nº 2, la austenita se transformó preferencialmente a martensita, quedando el carbono atrapado en el interior de la red. La estructura martensítica tiene una estructura tetragonal centrada en el cuerpo [4]. Tanto el cambio de fase de austenita a ferrita, como el de austenita a martensita, crea tensiones internas en el material producto de cambios volumétricos. Lo importante es que las tensiones se creen de manera uniforme a lo largo de toda la pieza, es decir, que se presenten las mismas características en todo el material y no se creen distintos niveles de tensiones en los extremos y el centro que puedan conducir a la generación de defectos en la pieza. Una manera de estudiar los cambios de volumen y dureza durante el temple, es a través de la ecuación 2, la cual se muestra para la transformación de austenita a perlita (γ → α + θ) [19]. ΔV = (100-4X/2) * Vα + (3*X/12) * Vθ - (100-X/4) * Vγ V (100-X/4) * Vγ donde, X = porcentaje atómico de carbono = 1.0185 % Vγ = volumen de la celda unitaria de la austenita, Vα = volumen de la celda unitaria de la ferrita, Ecuación 2 Vθ = volumen de la celda unitaria de la cementita, Vα’ = volumen de la celda unitaria de la martensita (ver anexo 2). Empleando los porcentajes de ferrita anteriormente calculados, se determinó la variación de volumen total a lo largo de ambas piezas con camber de la siguiente manera: ΔV total = % de austenita que se transforma en α y en θ V ΔV = ΔV α (% ferrita) + ΔV θ (% cementita) es decir, V V V Los resultados se muestran en la tabla 5.1. Tabla 5.1: Variación de volumen de la pieza con camber Nº 1 y Nº 2 Zonas del larguero Cola Centro Punta Pieza con Camber Nº 1 ΔV/V 0.58 -0.16 0.15 Pieza con Camber Nº 2 ΔV/V 0.28 0.52 0.35 De los resultados obtenidos se puede inferir que tanto la pieza con “camber” Nº 1 como la pieza con “camber” Nº 2, presentaron una diferencia considerable de volumen entre las distintas zonas del larguero, lo que pudiese conducir a generación de tensiones no uniformes en todo el material y que probablemente son la causa de origen del defecto. Esto se debe a que el gradiente de temperatura en el larguero hace que los extremos, los cuales son las primeras zonas en enfriarse, se contraigan evitando que ocurra lo mismo en el área central y dejando la misma en estado de tensión. Otro factor que debe considerarse es la temperatura del medio templante, la cual oscila entre 32 y 40ºC. La bibliografía señala que es conveniente que la misma se mantenga entre 15 y 25ºC, ya que al ser superior a los 30ºC, se prolonga la primera etapa de enfriamiento, lo que conduce a una disminución de la velocidad de enfriamiento, y se favorece la formación de estructuras blandas [3]. Como se indica en la sección 3.1.1 del marco teórico, una manera de evaluar la efectividad del tratamiento térmico, es decir, predecir o estimar la microestructura resultante durante enfriamientos continuos, es superponer las curvas de velocidad de enfriamiento de las piezas, sobre el diagrama TTT o preferiblemente sobre los diagramas CTT, si se encuentran disponibles. Cada acero de acuerdo a su composición química tiene un diagrama de transformación, y es importante que se emplee el correspondiente al material a trabajar. La figura 5.11 corresponde al diagrama de enfriamiento continuo de un acero Si-Mn-Ti-B con la siguiente composición: 0,11% C, 1,16% Mn, 0,29% Si, 0,013% P, 0,011% S, 0,08% Mo, 0,10% Cu, 0,043% Ti, 0,0034% B, 0,0057% N y 0,020% O. Es importante señalar que esta figura se utilizó solamente de manera comparativa, ya que la composición de este acero es diferente a la composición del acero en estudio, factor que modifica notablemente los diagramas cinéticos. Figura 5.11: Diagrama de enfriamiento continuo de un acero Si-Mn-Ti-B [18]. La presencia de microconstituyentes blandos como ferrita y perlita en las fotomicrografias correspondientes a la pieza con “camber” Nº 1 y martensita y ferrita en la pieza con “camber” Nº 2, hacen pensar que el proceso de temple no fue lo suficientemente eficiente para prevenir la formación de fases distintas a la martensita, resultado probablemente asociado a las condiciones operativas explicadas previamente. Sin embargo, volviendo al caso en estudio, visualmente la velocidad de enfriamiento para ambas piezas (con “camber” y sin “camber”) fue similar, por lo que las diferencias microestructurales solo puede ser atribuida a la pérdida de calor antes del enfriamiento. Según la bibliografía consultada, “En los aceros hipoeutectoides la transformación de la austenita se inicia por nucleación y crecimiento de cristales de ferrita. En general, la cantidad de ferrita proeutectoide obtenida decrece al descender la temperatura de transformación y llega a casi cero en la nariz” [3]. A pesar de que el diagrama mostrado en la figura 5.11 no es el diagrama de enfriamiento continuo para este acero, algunos de los elementos aleantes presentes muestran una composición similar. De igual manera, para obtener una estructura martensítica, debe asegurarse una velocidad de enfriamiento lo suficientemente elevada para evitar la formación de productos térmicamente activados. Por lo tanto, una curva tangente a la nariz representa la rapidez crítica de enfriamiento, es decir, cualquier rapidez de enfriamiento menor que ella corta la curva de la nariz y permite la formación de constituyentes blandos. Por el contrario, si la rapidez de enfriamiento es mayor, se formará únicamente martensita [6]. Por otra parte, la microestructura observada en las probetas correspondientes a las tres zonas del larguero con “camber” Nº 1 son muy similares entre sí, por lo que se podría presumir que esta microestructura es característica de todo el larguero. Sin embargo varían de acuerdo al contenido de ferrita presente. En la zona de la cola hay mayor porcentaje de ferrita que en la zona central y delantera de la pieza. Lo mismo ocurre en la pieza con “camber” Nº 2. Esto podría deberse a que la cola del larguero es la primera zona en salir del horno, por lo que pierde mayor cantidad de calor que el resto de la pieza. Otro aspecto importante a considerar es que ambos largueros presentaron menor contenido de ferrita en la parte central. Esto se debe a que la zona central de la pieza es un gran concentrador de calor ya que presenta una menor área de contacto con el ambiente. Cabe destacar que el defecto es visualizado a lo largo de toda la pieza, sin embargo el centro es la zona donde se refleja en su mayoría la deformación. Una explicación a ello es que esta zona al tener menor superficie en contacto con el ambiente, es la última en enfriarse y por lo tanto es la última en contraerse. Durante su enfriamiento, su contracción natural es obstaculizada por las zonas laterales que se encuentran a menores temperaturas, generándose probablemente tensiones residuales de tipo tensil en el centro y de compresión en los extremos. Esta diferencia en los niveles de tensiones residuales puede probablemente ocasionar el defecto abordado en este estudio. Por otra parte, a fin de complementar el análisis microestructural, se determinó la capa de decarburización del acero a cada una de las muestras trabajadas. Los resultados están reportados en la tabla 5.2. Tabla 5.2: Resultado de la decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto Piezas Pieza sin camber Pieza con camber Nº 1 Pieza con camber Nº 2 Zonas Cola Medio Punta Cola Medio Punta Cola Medio Punta Decarburización (μm) 100 100 120 140 130 140 170 150 150 La tabla muestra las 9 probetas trabajadas, las cuales presentan una capa de decarburización parcial. Para determinar la profundidad de la capa decarburizada, se evaluaron los bordes de las piezas a través del microscopio óptico hasta ubicar una zona que presentara estructura ferrítica de forma equiaxial. La capa de decarburización reportada en cada caso no sobrepasa los límites exigidos por el cliente, el cual tiene un valor máximo de 0,38 m; es decir, 380 μm. A continuación se presentan las figuras 5.12 y 5.13, de dos de las muestras analizadas a un aumento de 100X. 100 µm 100 µm Figura 5.12: Foto micrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado. Aumento 100X. 100 µm Figura 5.13: Fotomicrografía del borde decarburado de un acero D-110, templado. Aumento 100X. Para la medición de la profundidad de esta capa de decarburización, en casos donde la misma no presenta el mismo tamaño (ver figura 5.13), se hicieron 10 mediciones a fin de abarcar gran parte de la capa y se promediaron. Para ello, se tomó como inicio el borde de la pieza, y a partir de allí se trazaron líneas paralelas al borde hasta la zona donde la microestructura era diferente. De los resultados obtenidos se puede inferir que la pieza con “camber” Nº 2 mostró los mayores valores de decarburización (ver tabla 5.2). Esto posiblemente se deba a que la temperatura de trabajo empleada para este larguero, fue superior a la temperatura de trabajo de las otras dos piezas. Por otra parte la pieza que presentó un menor porcentaje de decarburización fue la pieza sin defecto, lo que es lógico, debido a que es la pieza que tuvo menor tiempo de permanencia dentro del horno. Como lo demuestran los resultados anteriores, los parámetros tiempo y temperatura juegan un papel importante en la decarburización. A medida que aumenta el tiempo de permanencia de las piezas en el horno y la temperatura de austenización, mayor será la profundidad de la capa decarburada [6]. De manera de predecir, la profundidad de decarburización en las piezas, se trató de aplicar algunos modelos teóricos. Entre ellos se encuentra, el identificado con la ecuación 1, explicado en el marco teórico. d2 = 0,0254 * [do2 + 0,073 t exp(-16280/T)] (m2) Ecuación 1 Esta ecuación expresa la profundidad de decarburización como una función del tiempo y la temperatura entre 900ºC y 1300ºC [7]. A fin de establecer una comparación, se emplearon los tiempos y temperaturas de cada uno de los casos estudiados y se relacionaron con los valores experimentales obtenidos. Los resultados se muestran en la tabla 5.3. Es importante señalar que en este caso no hay decarburización inicial. Tabla 5.3: Decarburización de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto mediante un método teórico Pieza estudiada Pieza sin camber Pieza con camber Nº 1 d (μm) 238 352 d/2 (μm) 119 176 Pieza con camber Nº 2 386 193 Los resultados obtenidos mediante la fórmula representan el doble de los valores obtenidos experimentalmente. De igual manera, esto no invalida el método como un medio para evaluar la importancia de la decarburización ante factores como recalentamiento de las piezas, variación de temperatura y tiempo de permanencia. Sin embargo es probable que exista una pequeña variación entre los valores obtenidos, lo cual posiblemente se deba a que la ecuación empleada fue diseñada para un caso ideal y es válida para un rango definido de temperatura (de 900ºC a 1300ºC). Finalmente, se estudió la variación de la capa decarburizada a medida que transcurría el tiempo. Este análisis se realizó para 12 tiempos diferentes, y los resultados se muestran Profundidad de la capa decarburizada (μm) graficados en la figura 5.14. 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0 10 20 30 40 50 60 70 Tiempo (min) Figura 5.14: Gráfico de la variación de la capa de decarburización en función del tiempo, determinada a partir de la ecuación 1. Otro aspecto importante a considerar es el tiempo de permanencia en el horno de austenizado, el cual es diferente para los tres casos (pieza sin defecto y piezas con defecto). El tiempo de permanencia de la pieza sin camber fue de 31 minutos, mientras que para la pieza con “camber” Nº 1 fue de 67 minutos y para la pieza con “camber” Nº 2 fue de 63 minutos. Estos resultados muestran que pareciera existir una relación entre el tiempo de permanencia de las piezas en el horno y el defecto camber. Como se señaló en la sección 1.2, el tiempo de duración de los largueros es de 25-35 minutos aproximadamente, por lo que sí ambas piezas defectuosas estuvieron un tiempo superior a este, fue producto de paradas no planificadas. Generalmente, las paradas no planificadas se deben a fallas de tipo eléctrica, mecánica y electrónica en los equipos, las cuales originan una detención obligada del proceso, aún cuando haya piezas en proceso de trabajo y se encuentren piezas dentro del horno de austenizado. Este parámetro de tiempo requiere de mucho cuidado ya que al sobrepasar los límites establecidos, los granos de austenita tienden a crecer y desarrollarse, por lo se obtienen granos grandes de austenita, y como el tamaño de los cristales del acero una vez culminado el tratamiento térmico depende del tamaño de los granos de austenita, se obtendrá una estructura más gruesa. Por otra parte, si la estadía en el horno perdura, el acero puede oxidarse y los granos perderían su cohesión quedando rodeados por delgadas capas de óxido que hacen imposible la regeneración del acero [2]. Otro aspecto importante es que el tiempo de permanencia es el mismo para los cuatro espesores empleados, y por lo tanto hay piezas que están expuestas a durar más o menos tiempo en el horno de lo que les corresponde. A fin de evaluar estos aspectos, se determinó el tamaño de grano de austenita en cada una de las probetas correspondientes tanto a las piezas defectuosas como a la pieza sin defecto. Las mismas fueron atacadas con Picral al 5% y observadas a través de un ocular incorporado al microscopio. El tamaño obtenido para cada caso esta reportado en la tabla 5.4. Tabla 5.4: Tamaño de grano austenítico de la pieza sin camber y de la pieza con camber Nº 2 Zonas del larguero Cola Centro Punta Pieza sin camber Tamaño de Tamaño de grano ASTM grano (μm) 8 25 8 25 8 25 Pieza con camber Nº 2 Tamaño de Tamaño de grano ASTM grano (μm) 6-7 50 - 36 7 36 7 36 De la siguiente tabla se puede señalar que la pieza sin defecto presentó un tamaño de grano igual a 25 μm en las 3 probetas correspondientes a la cola, centro y punta del larguero. En la pieza con “camber” Nº 1 no fue posible determinar el tamaño de grano de austenita debido a que la microestructura reportaba únicamente, ferrita y perlita. Para la pieza con “camber” Nº 2 los valores de tamaño de grano oscilaron entre 36 y 50 μm, es decir, un tamaño de grano mayor. Esta diferencia de tamaño de grano puede deberse a un mayor tiempo de permanencia de las piezas dentro del horno de austenizado y a una mayor temperatura de austenización, tal y como se explicó anteriormente. Por otra parte, el tamaño de grano austenítico afecta la velocidad crítica del temple. En aceros de la misma composición, las velocidades críticas de temple de los aceros de grano grueso son menores que las velocidades críticas de temple de los aceros de grano fino. Esto ocurre debido a que la reacción de transformación de la austenita a otros constituyentes (perlita, ferrita) es nucleada sobre los bordes de grano de austenita; existiendo en estructuras austeníticas de grano grueso menos sitios para la nucleación de estas fases. De esta manera se retarda el proceso de nucleación de las fases térmicamente activadas (ferrita, perlita). El efecto del menor tamaño de grano austenítico, será el de producir un aumento en la velocidad de reacción, y por lo tanto una disminución del tiempo para inicio de la transformación [4,6]. Un tamaño de grano mayor favorece la formación de martensita. Sin embargo, es preferible la formación de martensita en un grano fino a causa del mejoramiento de las propiedades mecánicas resultantes. Un grano austenítico grueso, aunque tiende a aumentar la templabilidad del acero, reduce la tenacidad del mismo [3]. Del análisis anterior, se puede concluir que la pieza sin “camber” mantuvo una distribución de tamaño de grano uniforme en las tres secciones estudiadas del larguero, por lo que sus valores de dureza y por lo tanto de esfuerzos internos, se mantuvieron posiblemente constantes. Por el contrario, en la pieza con “camber” Nº 2 si hubo una diferencia de tamaño de grano entre la cola y el centro y punta de la pieza, y presentó mayor tamaño de grano, lo que indica que posiblemente en este larguero la distribución de esfuerzos residuales no fue uniforme, por lo que el mismo tendió a deformarse. 5.2. Propiedades Mecánicas 5.2.1 Dureza La figura 5.15 muestra los valores de dureza obtenidos tanto en la pieza sin defecto como en las piezas con defecto. Estos valores están reportados en unidades de dureza Brinell y fueron determinados en todas las probetas. Se hicieron 3 mediciones por probeta en el área central de las mismas empleando para ello un durómetro Rockwell marca Wilson. Para la pieza sin “camber” y la pieza con “camber” Nº 2 se empleó una carga de 150 Kg durante 15 segundos, un identador cónico de diamante y se trabajó con la escala Rockwell C, mientras que para la pieza con “camber” Nº 1 la carga empleada fue de 100 Kg durante 15 segundos, un identador de bola de 1/16” y se trabajó en escala Rockwell B. Dure za Brinell de la pieza sin camber y de las piezas con camber 500 450 Dureza Brinell (HB) 400 350 300 250 200 150 100 50 0 Pieza sin camber Pieza con camber Nº 1 Cola Medio Punta Zonas del larguero Pieza con camber Nº 2 Figura 5.15: Dureza Brinell de la pieza sin efecto y de las piezas con defecto Los resultados de dureza obtenidos reflejaron que las tres piezas presentaban menor dureza en la cola. Estos resultados pudieran ser debidos a que el área de la cola es la primera en tener contacto con el medio ambiente, por lo tanto es la zona que pierde calor más rápido y quizás no alcanza el nivel de dureza deseado. Los valores concuerdan con las microestructuras estudiadas, donde el mayor contenido de ferrita para cada caso fue en la parte de la cola del larguero debido a un enfriamiento prematuro. Entre los valores del medio y la punta, la dureza resultó menor en la punta del larguero, y es lógico debido a que la zona de la punta libera calor más rápido que la zona central ya que presenta un área mayor y, además según las fotomicrografias de las piezas con camber antes analizadas, hay mayor contenido de ferrita en la punta que en el centro del larguero. 5.2.2 Microdureza La gráfica correspondiente a la figura 5.16 muestra los valores de microdureza obtenidos en la pieza sin “camber” y en las piezas con “camber” anteriormente señaladas. La carga aplicada fue de 25 gr durante un tiempo de 15 segundos aproximadamente. El equipo utilizado fue un durómetro digital marca Buehler. Microdureza de la pieza sin camber y de las piezas con camber 550 Microdureza Brinell (HB) 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 Pieza sin camber Pieza con camber Nº 2 Pieza con camber Nº 1 Cola Medio Punta Zonas del larguero Figura 5.16: Valores de microdureza de la pieza sin defecto y de las piezas con defecto Para todos los casos, se consideraron 3 zonas del larguero y se tomaron tres medidas en la parte central de cada probeta perteneciente a esas zonas. Conjuntamente, se hicieron las conversiones de dureza Vickers a dureza Brinell, empleando para ello la tabla de conversión mostrada en el anexo 3. Los resultados de microdureza de la pieza sin camber fueron altos y muy similares entre sí, corroborando la presencia de un constituyente de gran dureza como la martensita, tal y como se observó en su microestructura antes discutida. Por otra parte los valores de las piezas con camber mostrados en la figura 5.16, señalan que para la pieza con camber Nº 1, las microdurezas resultaron bajas y no están dentro del rango de dureza de la martensita sino de otros constituyentes más suaves, mientras que los valores correspondientes a la pieza con camber Nº 2 son más altos, y algunos casos están dentro del rango de dureza de la martensita. En fin, es posible concluir que los valores de microdureza reportados para cada caso son compatibles con la microestructura observada. 5.3 Efecto de los parámetros de operación sobre la aparición del defecto “Camber” A partir de los datos recopilados en forma continua durante los primeros 5 meses del año, se elaboraron gráficos de barras que muestran información acerca de las piezas más afectadas por el defecto de camber. Cabe destacar que al finalizar la jornada de trabajo diaria quedaba un escrito con el número de piezas afectadas durante el día y su número de parte. Para elaborar los mismos, se consideraron parámetros que suministraran información importante tales como el espesor y la longitud del larguero. Adicionalmente se calculó el porcentaje de piezas afectadas por mes. A continuación se muestra la gráfica 5.17 correspondiente a los espesores más afectados, la cual representa el porcentaje de piezas con camber de cada espesor sobre la producción total de cada mes. Espesores más afectados por camber Porcentaje de camber 8 7 6 5 6,35 mm 4 8 mm 9,5 mm 3 11 mm 2 1 0 ENERO FEBRERO MARZO ABRIL MAYO Meses Figura 5.17: Gráfico de los espesores más afectados por camber entre enero y mayo de 2004 Del gráfico mostrado, no es posible obtener una información precisa acerca del espesor que más se ve afectado por el defecto camber, debido a que los resultados obtenidos son muy variables. Para los meses de febrero y mayo el espesor más afectado fue 8 mm. En el mes de enero fue 9.5 mm, y para marzo y abril 11 mm. Estos resultados muestran una tendencia hacia los espesores más gruesos. Sin embargo en el mes de enero, marzo y en el mes de mayo solo se trabajaron 3 espesores; por lo que no es posible sacar una conclusión definitiva. El espesor de las piezas tiene gran importancia en el tratamiento de temple. La capa exterior del larguero que entra en contacto directo con el líquido, es la que primero se enfría. La capa siguiente, ubicada más hacia el centro, se enfría mas lento porque el calor no se transmite directamente al líquido, sino que atraviesa la capa superficial del acero. Probablemente esta sea la razón por la cual se ven más afectadas las piezas con mayor espesor. Adicionalmente, se puede añadir que si las piezas de mayor espesor no se calientan lentamente corren el riesgo de no mantener la misma temperatura en el centro y la superficie [3]. Las figuras 5.18, 5.19, 5.20, 5.21 y 5.22 muestran los gráficos de las longitudes más afectadas por “camber”: Longitudes mas afectadas con camber en enero de 2004 4 Porcentaje de Camber 3,5 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 253" 276" 409" 416" 455" 456" Longitud en pulgadas Figura 5.18: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en enero Longitudes mas afectadas por camber en febrero de 2004 Porcentaje de Camber 4.5 4 3.5 3 2.5 2 1.5 1 0.5 0 301" 312" 341" 351" 360" 372" 416" 420" 455" 456" 481" Longitud en pulgadas Figura 5.19: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en febrero Longitudes mas afectadas con camber en marzo de 2004 12 Porcentaje de camber 10 8 6 4 2 481" 459" 456" 455" 420" 416" 392" 390" 389" 380" 372" 353" 351" 339" 305" 301" 0 Longitud en pulgadas Figura 5.20: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en marzo Longitudes mas afectadas con camber en abril de 2004 7 Porcentaje de camber 6 5 4 3 2 1 0 218" 313" 317" 346" 351" 390" 416" 455" 456" 480" Longitud en pulgadas Figura 5.21: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en abril Longitudes mas afectadas con camber en mayo de 2004 Porcentaje de Camber 3 2,5 2 1,5 1 0,5 0 351' 356' 360' 371' 389' 390' 409' 455' 456' Longitud en pulgadas Figura 5.22: Gráfico de barras de las longitudes más afectadas por “camber” en mayo Estos gráficos representan el porcentaje de piezas con camber según la longitud del larguero, sobre la producción total de cada mes. De las longitudes se puede señalar que generalmente las piezas más defectuosas son las más largas. Sin embargo también se ven afectadas piezas cortas pero en menor porcentaje. Esto probablemente se deba a que las piezas más largas requieren de un mayor tiempo de ubicación en la mesa de temple y por lo tanto están más propensas a perder calor, a presentar diferencias considerables de temperaturas en toda su extensión y a sufrir cambios de fase antes el proceso de enfriamiento. Tal y como se señaló en la sección 1.2 de este trabajo, en la empresa DANA el tiempo de permanencia de las piezas es el mismo para los cuatro espesores, por lo que no todos los largueros se calientan igual. Además, el templado debe hacerse uniformemente a lo largo de toda la pieza, por lo que una no-uniformidad en alguna zona, puede generar una distorsión en la misma. Por otra parte, se calculó el porcentaje mensual de piezas rechazadas, empleando la ecuación 5 mostrada en el anexo 4, donde se consideró el número de piezas defectuosas y el número total de piezas embaladas. Los valores están representados en la figura 5.23. Porcentaje mensual de piezas con camber 20 Porcentaje de camber 18 16 14 12 10 8 6 Enero Febrero Marzo Abril Mayo Meses Figura 5.23: Gráfica representativa del porcentaje mensual de piezas con “camber” Se puede observar que a medida que transcurrían los meses del año el porcentaje de “camber” iba aumentando. El mes que presentó menos rechazos fue enero y el que presentó más rechazos fue marzo. Es importante señalar que los cambios realizados en la empresa comenzaron a hacerse a partir de marzo. El 16 de marzo se aumentó la temperatura del horno de austenizado de 870 ºC a 890 ºC, el 18 de abril se colocaron llaves de cierre rápido en la pared móvil de la prensa de temple a fin de controlar que la salida de agua fuera uniforme, y el 25 de abril se cambió el sensor de la bomba hidroneumática. Estos cambios implican que a partir de estas fechas es necesario hacer un seguimiento continuo para evaluar la efectividad o no de los cambios realizados. Adicionalmente, se puede señalar que mensualmente varía la producción, tanto en cantidad de piezas a trabajar como en características físicas del larguero. Esto es un punto importante, ya que es probable que en un mes se trabajen piezas de las que no tienen tendencia a salir defectuosas y esto implique una disminución del porcentaje de camber. 5.4 Estudio estadístico El siguiente estudio estadístico se llevó a cabo mediante la recolección de datos de las variables del proceso de austenizado y temple de las piezas, relacionando las mismas con el defecto “Camber”. Para la selección de datos se hicieron diferentes pruebas a fin de seleccionar los parámetros que pudieran arrojar resultados satisfactorios. Entre las pruebas estuvo calcular el diámetro crítico ideal de las piezas, el cual se hizo mediante el programa Carterpillar; medir con un cronómetro el tiempo que tardan las piezas desde que se asoman a la puerta del horno de austenizado y se ubican en la prensa de temple; medir con un pirómetro la temperatura del larguero en diferentes puntos. Los otros parámetros fueron tomados directamente del larguero y del panel de control ubicado en el horno de austenizado. Una vez obtenidos todo los valores, solo se seleccionaron los parámetros que presentaban mucha diversidad entre sí. Los parámetros considerados fueron: el tiempo de permanencia de las piezas en el horno de austenizado, el cual es variable debido a las paradas no planificadas; la composición química del material, la cual es diferente para cada colada (pero siempre dentro del rango establecido); la temperatura del larguero en la cola justo antes de ser templado; la longitud del larguero, el espesor de las piezas y la medición del defecto de camber. La tabla elaborada fue de 25 piezas que presentaban el defecto. La misma se puede observar en el anexo 5. Estos datos fueron introducidos en el programa Minitab y todos los parámetros fueron relacionados con la medición del camber. Se obtuvieron los resultados mostrados en la tabla 5.5. Correlación: Camber.Espesor.Tiempo dentro del horno.Temperatura en la cola.Longitud.C.Mn.Si.P.S.B.Ti Tabla 5.5: Correlación entre las variables del proceso de austenizado y temple y el defecto “Camber” Parámetros Espesor Tiempo horno Temperatura en la cola Longitud C Mn Si P S B Ti Camber 0,292 0,157 0,041 0,844 -0,141 0,500 0,493 0,012 0,073 0,728 0,145 0,489 0,026 0,901 0,085 0,685 0,351 0,085 -0,406 0,044 -0,273 0,187 El primer número indica la correlación Pearson (desviación estándar) El segundo número indica el valor de P (valor real de correlación) Cuando P ≤ 0.05 => existe correlación. Los resultados obtenidos indican que los factores más influyentes en la aparición del defecto son la longitud del larguero y el contenido de Boro. Como se ha señalado anteriormente, la longitud del larguero juega un papel importante en el proceso de tratado de las piezas, ya que a mayor área, el material está más propenso a perder calor y sufrir cambios de fase antes del proceso de enfriamiento. Por otra parte, es importante señalar que la adición de elementos aleantes produce marcados efectos sobre la templabilidad y las propiedades mecánicas del material. El elemento Boro, en proporciones muy pequeñas (≤ 0.001%) produce un aumento lineal de la templabilidad, con un efecto muy apreciable en los aceros hipoeutectoides. Al aumentar su contenido por encima de 0.003% disminuye la templabilidad [4]. 5.5 Simulación del proceso de enfriamiento A partir de las características físicas y los parámetros de trabajo que presentó uno de los largueros estudiados, se realizó un ejemplo preliminar de simulación del proceso de enfriamiento a lo largo de toda la pieza desde el momento en que la misma sale del horno de austenizado, es trasladada a la mesa de temple y alcanza la temperatura ambiente. Esta simulación fue realizada mediante el programa CFXTM y se diseñó de tal manera de enfriar el larguero en un tiempo determinado desde 870 ºC a temperatura ambiente. A partir de allí se obtuvieron los siguientes resultados: Temperatura (ºC) Variación de temperatura de una pieza en la salida del horno 1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 0 5 segundos 10 segundos 15 segundos 0 2 4 6 8 10 12 Posición Z (m) Figura 5.24: Gráfica representativa de la variación de temperatura de un larguero en la salida del horno La figura 5.24 muestra una gráfica representativa de la variación de temperatura a lo largo del eje Z (sección longitudinal del larguero) para tres tiempos diferentes, 5, 10 y 15 segundos. Como se señaló anteriormente las piezas tardan un tiempo aproximado entre 19 a 23 segundos en salir del horno de austenizado y ubicarse en la mesa de temple. El rango de temperatura fue evaluado solamente hasta transcurrir 15 segundos después de la salida de la pieza del horno, para estudiar en esa interfase el enfriamiento al que está sometido el material. La línea recta que se aprecia, representa la sección del larguero que no terminó de salir del horno y que mantiene una temperatura constante. Para los tres tiempos el perfil de temperatura fue similar, mostrándose en cada caso una mayor longitud del larguero. Por otra parte, la figura 5.25 muestra un perfil de una temperatura en el punto de salida de la pieza del horno. En ella es posible observar mediante una degradación de colores, como ocurre la transferencia de calor. Es importante señalar que solo se muestra un lado del larguero, ya que la pieza es simétrica, por lo tanto, el comportamiento en ambos lados es el mismo. Figura 5.25: Gráfica representativa de la variación de temperatura de un larguero en la salida del horno 5.6 Elaboración del procedimiento a seguir ante la aparición del defecto camber A partir de todos los resultados anteriormente señalados se sugirió: - Aumentar la temperatura del horno de austenizado de 870ºC a 890ºC (temperatura recomendada de acuerdo al contenido de carbono), a fin de compensar la rápida pérdida de calor durante el tiempo de ubicación de la pieza en la prensa de temple; característica observada al medir la temperatura de los largueros 1 segundo antes de iniciarse el enfriamiento. De esta manera se puede asegurar que al momento de templar la pieza, la misma está por encima del rango de temperatura ideal para obtener la microestructura deseada. - Llevar un control del proceso de enfriamiento de las piezas. Para ello se colocaron llaves que permitieran controlar la salida del agua y de esta manera asegurar la uniformidad en el momento del temple. Una vez implementados y evaluados estos cambios, se elaboró un manual de pasos a seguir ante la aparición del defecto camber, el cual se muestra en el anexo 6. El uso de este manual ha sido implementado en la empresa, para considerar de acuerdo a las características del material a trabajar cuales son las más óptimas condiciones de trabajo y, de esta manera mejorar la calidad del producto final y disminuir el porcentaje de rechazos internos. 6. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES • Para garantizar una microestructura martensítica, es importante disminuir en lo posible el tiempo de ubicación de las piezas en la mesa de temple de 23 a 15 segundos aproximadamente, de lo contrario, es factible que ocurran otras transformaciones que generen constituyentes microscópicos más suaves. • Diferencias de temperatura en una pieza, genera marcadas diferencias microestructurales que implicaría, una desigual distribución de esfuerzos a lo largo de la pieza. • Es recomendable que se cumpla correctamente con las condiciones descritas en el esquema de trabajo planteado para evitar la obtención de las características microestructurales no deseadas y, en su defecto, la aparición del defecto “camber”. • Es importante que por lo menos una vez por semana se haga una revisión a la prensa de temple, ya que la misma esta conformada por muchas piezas tales como mangueras, arandelas, que requieren de un buen mantenimiento para asegurar un buen funcionamiento del equipo, y por lo tanto, un enfriamiento uniforme a los largueros. • Es recomendable disminuir el tiempo de permanencia de las piezas dentro del horno de austenizado considerando el espesor a trabajar, a fin de evitar el crecimiento del tamaño de granos y la oxidación de las piezas. • Se debe llevar un control riguroso de la calidad del proceso a través de análisis de tipo microestructural, profundidad de capa decarburizada, porcentaje de fases presentes y comportamiento de propiedades mecánicas. • Es recomendable para trabajos futuros hacer simulaciones minuciosas del proceso de austenizado y temple, que ayuden a predecir el comportamiento del material ante ciertas condiciones de trabajo. 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Instrucción IC-I2032, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2003. 11. Boyer E., “Quenching and Control of Distortion”, ASM International, Ohio, 1989. 12. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº1: Toma de Muestra”, Instrucción IC-I296, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2002. 13. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº2: Embutido o Montaje en Bakelita”, Instrucción IC-I297, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2002. 14. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº3: Desbaste Grueso”, Instrucción IC-I298, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2002. 15. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº4: Desbaste fino”, Instrucción IC-I299,DANA Structural Solutions Venezuela,Revisión Noviembre de 2002. 16. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº5: Pulido”, Instrucción IC-I300, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2002. 17. “Instrucciones a Seguir para el Ensayo Metalográfico. Instrucción Nº7: Ataque químico”, Instrucción IC-I306, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2002. 18. “Análisis de la Microestructura del Producto”, Instrucción IC-1311, DANA Structural Solutions Venezuela, Revisión Noviembre de 2002. 19. Rivas, A. L, “Residual stress relaxation and fatigue behavior of an induction hardened microalloyed steel”, Mayo, 1998. 20. G. F. Vander Voort., “Atlas of time-temperature diagrams for irons and steels”, ASM International, USA, 1991. APENDICE O ANEXOS 1. Hoja de los datos de los procesos de austenizado y temple 2. Data cristalográfica usada para el cálculo de cambio de volumen 3. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.14 Tabla 5.6: Variación de la capa de decarburización en función del tiempo. Tiempo (min) 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 d (μm) 96 136 166 192 214 236 254 272 288 304 318 332 d/2 (μm) 48 68 83 96 107 118 127 136 144 152 159 166 4. Tabla de conversion de dureza Vickers a dureza Brinell 5. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.15 Tabla 5.7: Dureza Brinell de la pieza sin camber y de las piezas con camber Pieza sin Camber (HB) Cola Medio Punta 443 455 443 432 443 432 432 443 432 436 447 436 5 6 5 Promedio Desv. estándar Pieza con camber Nº 1 (HB) Pieza con camber Nº 2 (HB) Cola Medio Punta Cola Medio Punta 165 205 176 294 362 344 165 210 176 311 327 311 165 205 176 294 327 327 165 207 176 300 339 327 0 2 0 8 17 14 6. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.16 Tabla 5.8: Valores de microdureza de la pieza sin camber Cola Promedio Desv. Estándar Hv 516 501 513 510 6 Medio HB 484 471 481 479 6 Punta Hv 529 516 541 HB 497 484 509 Hv 513 538 521 HB 481 506 489 529 10 497 10 524 10 492 10 Tabla 5.9: Valores de microdureza de la pieza con camber Nº 2 Cola Promedio Desv. Estándar Hv 429 448 270 382 80 Medio HB 405 423 256 361 75 Hv 464 483 454 467 12 Punta HB 437 454 429 440 10 Hv 441 429 363 411 34 HB 416 405 344 388 32 Tabla 5.10: Valores de microdureza de la pieza con camber Nº 1 Cola Promedio Desv. Estándar Hv 224 287 302 271 29 HB 224 272 286 261 23 Medio Hv HB 258 246 376 357 390 369 341 324 51 48 Punta Hv 312 240 251 267 27 HB 295 228 240 254 25 7. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.17 Tabla 5.11: Espesores más afectadas por camber en el mes de enero de 2004 Espesor (mm) 6,35 8 9,5 11 Total Piezas c/camber 12 11 14 0 37 Producc. Total Piezas embaladas 86 229 90 0 405 37+405 = 442 %camber de Prod. Total 2,71 2,49 3,17 0 8,37 Tabla 5.12: Espesores más afectadas por camber en el mes de febrero de 2004 Espesor (mm) 6,35 8 9,5 11 Total Piezas Piezas c/camber embaladas 12 186 69 554 66 316 10 456 157 1512 Producc. Total 157+1512=1669 %camber de Prod. Total 0,72 4,13 3,95 0,60 Tabla 5.13: Espesores más afectadas por camber en el mes de marzo de 2004 Espesor (mm) 6,35 8 9,5 11 Total Piezas Piezas c/camber embaladas 0 0 20 697 204 1181 236 719 460 2597 Producc. Total 460+2597=3057 %camber de Prod. Total 0 0,65 6,67 7,72 Tabla 5.14: Espesores más afectadas por camber en el mes de abril de 2004 Espesor (mm) 6,35 8 9,5 11 Total Piezas Piezas c/camber embaladas 1 26 96 658 44 214 134 658 275 1556 Producc. Total 275+1556=1831 %camber de Prod. Total 0,05 5,24 2,40 7,32 Tabla 5.15: Espesores más afectadas por camber en el mes de mayo de 2004 Espesor (mm) 6,35 8 9,5 11 Total Piezas Piezas c/camber embaladas 0 0 43 582 25 98 62 270 130 950 Producc. Total 130+950=1080 %camber de Prod. Total 0,00 3,98 2,31 5,74 8. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.18, 5.19, 5.20, 5.21 y 5.22. Tabla 5.16: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de enero de 2004 Longitud en pulgadas 301" 312" 341" 351" 360" 372" 416" 420" 455" 456" 481" Piezas c/camber 1 2 1 2 13 1 6 1 67 60 3 Piezas embaladas 48 116 30 72 150 48 28 76 476 456 12 Tabla 5.17: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de febrero de 2004 Longitud en pulgadas 301" 312" 341" 351" 360" 372" 416" 420" 455" 456" 481" Piezas c/camber 1 2 1 2 13 1 6 1 67 60 3 Piezas embaladas 48 116 30 72 150 48 28 76 476 456 12 Tabla 5.18: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de marzo de 2004 Longitud en pulgadas 301" 305" 339" 351" 353" 372" 380" 389" 390" 392" 416" 420" 455" 456" 459" 481" Piezas c/camber 3 5 5 41 1 20 6 7 15 1 1 7 340 2 4 2 Piezas embaladas 104 14 206 120 26 51 44 136 498 32 12 102 1064 21 164 2 Tabla 5.19: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de abril de 2004 Longitud en pulgadas 218" 313" 317" 346" 351" 390" 416" 455" 456" 480" Piezas c/camber 5 15 3 30 3 29 20 109 58 3 Piezas embaladas 20 188 32 282 102 190 122 436 156 28 Tabla 5.20: Longitudes más afectadas por “camber” en el mes de mayo de 2004 Longitud en pulgadas 351' 356' 360' 371' 389' 390' 409' 455' 456' Piezas c/camber 21 2 7 30 3 2 24 29 2 Piezas embaladas 40 8 72 328 42 86 170 180 24 9. Ejemplo de cálculo del porcentaje mensual de piezas rechazadas por “Camber” % = Piezas con Camber de cada espesor x 100 Piezas embaladas de cada espesor Ecuación 5 10. Datos empleados para la elaboración de la gráfica mostrada en la figura 5.23 Tabla 5.21: Porcentaje mensual de piezas con “camber” Mes Enero Febrero Marzo Abril Mayo Porcentaje de Camber (%) 9,14 10,47 17,71 17,67 12,60 11. Tabla empleada para el estudio estadístico 12. Procedimiento a seguir ante la aparición del defecto "Camber" Fecha de elaboración: 20-05-04 C.A. DANAVEN AV. IRIBARREN BORGES ZONA INDUSTRIAL SUR VALENCIA VENEZUELA DIV. STRUCTURAL SOLUTIONS-Heavy TELEFONOS: (0241)839.65.33 LAB:(0241)839.61.88 INGENIERIA DE CALIDAD Fecha de revisión: 25-05-04 PROHIBIDA LA REPRODUCCION PARCIAL O TOTAL DE ESTE REPORTE SIN LA AUTORIZACION DEL LABORATORIO PROCEDIMIENTO A SEGUIR ANTE LA APARICION DEL DEFECTO CAMBER En el caso de que las piezas salgan con Camber después del proceso de temple, se debe: 1-. Verificar que la temperatura del horno sea 870 ºC para piezas de ¼” de espesor y 890 ºC para piezas de 5/16", 3/8" y 7/16" de espesor. Sin embargo se debe hacer una excepción trabajando la serie 8600 de espesor 5/16" a 870 ºC. La temperatura de trabajo debe ser la misma en las seis zonas. 2-. Verificar con ayuda del pirómetro que la temperatura del larguero en la puerta de la salida del horno, coincida con la temperatura del horno, es decir, si la temperatura del horno es de 870 ºC, la temperatura de la pieza debe estar entre 860 y 870 ºC. Si la temperatura del horno es de 890 ºC, la temperatura de la pieza a la salida debe ser entre 880 y 890 ºC. 3-. Asegurarse que 1 segundo antes de templar la pieza, la temperatura en su parte trasera sea igual o superior a 840 ºC (temperatura de austenización del acero), con el fin de obtener la microestructura exigida por el cliente, que es 95 % Martensita y 5 % ferrita. a) Si la temperatura se encuentra igual o superior a 840 ºC, continuar con el paso 4. b) Si la temperatura está por debajo de 840 ºC, se debe: -Si se está trabajando a 870 ºC, se debe aumentar la temperatura a 880 ºC. -Si se está trabajando a 890 ºC, se debe aumentar la temperatura a 900 ºC. 4-. Se tienen 20 llaves de cierre rápido ubicadas en la pared fija de la prensa de temple. Si se desea controlar la salida de agua abriendo o cerrando estas llaves, se deben abrir o cerrar todas por igual. Asi, se puede asegurar que sale la misma cantidad de agua en cada llave. 5-. La presión hidroneumática debe estar entre a 31 ó 32 psi, y el operador debe asegurarse que este valor se mantenga constante. 6-. Observar si hay fugas en el sistema hidráulico, es decir, verificar si hay mangueras de agua rotas o sueltas. Es importante señalar que hay mangueras ubicadas en la parte de abajo de la prensa de temple que no se pueden ver. Una manera de verificar si una de estas mangueras esta rota, es observando el área del larguero donde se produce el camber y, mover la pieza hacia adelante o hacia atrás según sea conveniente. 7-. La máxima temperatura que debe tener el agua es 30 ºC. 8-. Una vez chequeadas estas condiciones de trabajo, si continúan saliendo piezas con Camber, se debe mover las llaves considerando de la siguiente manera: -Si la piezas salen torcidas hacia la derecha (vista desde el puesto del operador), se deben cerrar las llaves pero no totalmente, es decir, se deben girar en sentido de cierre. -Si las piezas salen torcidas hacia la izquierda (vista desde el puesto del operador), se deben abrir las llaves. En el caso de que las piezas salgan con Camber después del proceso de revenido: 1-. Se debe además verificar con ayuda del pirómetro si hay diferencias de temperatura de 30 ºC entre la parte delantera, central y trasera del larguero. De ser así, es probable que haya diferencias de flujo de aire de los ventiladores ó diferencias de temperatura entre las distintas zonas del horno de revenido. En caso de que este ocurriendo una situación similar, se debe informar al supervisor de turno la situación para que se tomen las medidas respectivas. NOTA IMPORTANTE: Variar la temperatura del horno de austenizado solo debe ser considerados una vez revisado que se cumplan todos los parámetros antes mencionados y continuen saliendo piezas con camber y, solo pueden modificarse bajo la autorización de los Coordinadores de Calidad y Proceso. Elaborado por: Yesica Gonzalez. Revisado por: Wilmer Vivas. 13. Flujograma de los procesos de la empresa DANA Structural Solutions Flujograma de Procesos de Largueros y Refuerzos Tratados Numero de Operacion Fuentes de Variacion Diagrama de Flujo del Proceso Fecha Elab.: 07/10/02 Fecha Rev: 30/11/03 Caracteristicas del Producto Parametros del Proceso Almacenaje de Laminas Para Proceso de Formado (sideloader) Altura de Pestaña M03 Angularidad M02 Láminas F/E Proceso de Formado Ancho de Alma M01 35 a Barras Guias, Pines Velocidad del Conveyor Pos. Aguj. Manuf M04 Posicion de Slots m38 Bow m33 Inspeccion de Formado Camber m06 1 (Según Plan de Control) Rectitud de Pestaña Defectos Visuales m57 OK? NO R S SI 35 b Descarga de lamina Formada Almacenaje de lamina de Formado (Manual) (Montacarga) Para area de material en proceso Almacenaje de lamina en proceso (Montacarga) Para area de Austenizado o Para Planta SSVL Almacenaje de laminas en la entrada de Austenizado Carga de lamina a conveyor de 35 c entrada de Austenizado 1 Revisado Por: Rosa Prieto Fecha: 30/11/03 Elaborado Por: I. Salazar, L. Perez Fecha: 30/11/03 Operación e Inspección Transporte Operación Aprobado Por: Gustavo Mejías Fecha: 30/11/03 Inspección Almacenaje 13. Flujograma de los procesos de la empresa DANA Structural Solutions Numero de Operacion Fuentes de Variacion Diagrama de Flujo del Proceso Caracteristicas del Producto Parametros del Proceso 1 Austenizado 36 a Variaciones de SUAVE Temperatura 840 - 900 Temperatura Temple en Agua en Inspeccion Descalibración de (Según plan de Control) las paredes Ancho de Alma M01 36 b Angularidad M02 Fallas del Sistema Temperatura del Agua: Max 40°C Presión del Agua:Min 18Psi Hidráulico Presión Sist. Hidráulico: OK? 1200 Psi. NO R S SI Revenido Variaciones de DURA 36 c Temperatura Temperatura 440-600°C Inspeccion de Dureza (Según Descalibración del plan de control) Durómetro Dureza M60 2 Calibracion del Durómetro OK? NO SI Shot Peening Mezcla de Granalla F/E Cobertura Peening m70 37a Intensidad de Peening Microestructura m62 Inspeccion de Microestructura Descarburización m63 Resistencia a la Fluencia m64 (Según Plan de Resistencia a la tracción m65 Control) Elongación m66 3 OK? NO Rev. el proceso SI Granallado 37 b (Shot Blasting) Inspeccion visual Perfil de Anclaje M23 4 2 Elaborado Por: I. Salazar, L. Perez Fecha: 30/11/03 Operación e Inspección Revisado Por: Rosa Prieto Fecha: 30/11/03 Transporte Operación Aprobado Por: Gustavo Mejías Fecha: 30/11/03 Inspección Almacenaje 13. Flujograma de los procesos de la empresa DANA Structural Solutions Numero de Operacion Fuentes de Variacion Diagrama de Flujo del Proceso Caracteristicas del Producto Parametros del Proceso 2 OK? NO Detener y Hacer correciones SI 37 c Lavado Y Secado Concentración de Solución. Temperatura de Solución 5 Inspeccion Visual OK? NO R SI 37 d Calentamiento Temperatura del Horno (De 250-300 °C) M22 37 e Pintado Presión de las pistolas Inspeccion (Según Dureza M60, Espesor m01, 6 Plan de Control) Adherencia M16 Camara salina m71 NO OK? R SI Embalaje e Inspeccion Final Entrenamiento (Según plan de del Operador 37 f Ancho de Alma M01 Control) Longitud M09 OK? Posición de Slots m38 NO R S Espesor m01 Bow m33 SI Camber m06 (Montacarga) Para Almacen de Producto Terminado Número de Parte m11 Nivel de Ing. m11 Defectos Superficiales m57 Almacenaje de Producto Terminado 37 g Despacho Elaborado Por: I. Salazar, L. Perez Fecha: 30/11/03 Operación e Inspección Transporte Revisado Por: Rosa Prieto Fecha: 30/11/03 Aprobado Por: Gustavo Mejías Fecha: 30/11/03 Operación Inspección Almacenaje R Retrabajo S Scrap