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Sia qui

Instituto Politécnico NacionalEscuela Superior de Ingeniería Química

e Industrias Extractivas

Sección de Estudios de Postgrado e Investigación

Tesis que para obtener el grado de Maestro en Ciencias en Ingeniería Metalúrgica

Análisis de la evolución microestructural de los aceros grado maquinaría (AISI 4140 y AISI

9840) durante el temple en un lecho fluidizado alúmina – aire

Presenta: Ing. Ana María Dueñas Pérez

Director de tesis: Dra. Manuela Díaz Cruz

Codirector de tesis: Dr. Bernardo Hernández Morales

México, D.F. Agosto del 2007

Resumen

RESUMEN Existen muchas variantes del proceso básico para endurecer el acero mediante el tratamiento térmico de temple. Sin embargo, la gran mayoría de estos incluyen la inmersión de las piezas en baños de sales fundidas o aceites, los cuales representan un riesgo potencial para el personal y el medio ambiente. Es por esto que se han desarrollado procesos alternativos para que la realización de los tratamientos térmicos de temple sea más eficiente y menos peligrosa.

Una de las nuevas alternativas involucra el uso de lechos fluidizados como medios de extracción de calor de las piezas metálicas. En este proceso se aprovecha el alto coeficiente de transferencia de calor que presenta el medio fluidizado en comparación con la utilización del gas de fluidización sólo. Debido a que mediante la microestructura se define la mayoría de las propiedades mecánicas de los materiales tratados, el objetivo de este trabajo es el análisis de las transformaciones microestructurales en los aceros grado maquinaria AISI 4140 y AISI 9840 y en un acero bajo carbono AISI 1018 durante el proceso de tratamiento térmico en un lecho fluidizado alúmina – aire.

Durante el desarrollo de este trabajo se obtuvieron

experimentalmente las curvas de respuesta térmica, para cada material templado bajo diferentes condiciones de operación en el reactor de lecho fluidizado. Cada material fue seccionado y se llevó acabo un análisis metalográfico para revelar el tipo y cantidad de fases presentes, las cuales se relacionaron con las propiedades mecánicas obtenidas en cada caso ensayado. Finalmente se llevó a acabo la modelación matemática y computacional del sistema de lecho fluidizado, usando el código Quench1 programado en Java2 ; para calcular le evolución de los campos térmico y microestructural durante el temple en el lecho fluidizado; los resultados obtenidos con este modelo fueron validados con los datos experimentales.

Abstract

ABSTRACT

The final microstructure obtained in a heat treatment material is critical for later applications and this directly related whit the quenching and heating cycle’s characteristics of the heat treatments.

Many types of quenching process exist. However, this process involves the use of salts baths, oils, or polymers which represent a potential risk for the personal and the environment.

For this reason have been developed alternative quenching processes. One of this is the fluidized bed technology has emerged as an attractive alternative to conventional quenching media.

Since the microstructure defines most of the mechanical properties, the objective in this investigation is the complete analysis of the phase and microestructural transformation in AISI 4140 and AISI 9840 steels quenched in a fluidized bed alumina-air.

The experimental work was carried out by submerging austenitized steel probes (AISI 4140 and 9840) in a laboratory-scale FB reactor working with air and a bed of alumina and air at room temperature. After the quench the probes were prepared for metallographic analysis and the as-quenched hardness was measured.

Finally the results of this characterization were used to further validate the mathematical model. This model was specifically developed for the cases of this investigation.

AGRADECIMIENTOS A la Dra. Manuela Díaz Cruz y a todos los chicos del laboratorio de Modelos, por su apoyo y comprensión, no saben cuanto les debo, gracias por todo.

Al Dr. José Bernardo Hernández Morales, M. en C. Héctor Vergara, M. en C. Sergio Téllez Martínez y a M. en C. Guillermina González Mancera por su guía, confianza y apoyo que me confiaron durante la realización de este trabajo.

Al Instituto Politécnico Nacional por permitirme alcanzar este

peldaño en mi desarrollo profesional. A la Universidad Nacional Autónoma de México por su hospitalidad y

colaboración, en especial al Macroproyecto “Tecnologías para la Universidad de la Información y la Computación” por el apoyo financiero para el desarrollo de los programas computacionales empleados en la elaboración de este trabajo.

A The University of British Columbia por la realización de las pruebas de dilatometría reportadas en este trabajo, en especial al Departamento de Ingenieria de Materiales y al Prof. M. Militzer.

Al Concejo Nacional de Ciencia y Tecnología (CONACYT) y al

Programa Institucional de Formación de Investigadores (PIFI) por el invaluable apoyo económico que brindado durante mi formación académica.

A ti alumno que te encontraste con este trabajo en un anaquel,

aunque sólo parezca un montón de letras en papel, espero que encuentres en el algo que te ayude.

Índice

ii

ÍNDICE

ÍNDICE DE FIGURAS iv

ÍNDICE DE TABLAS xi

NOMENCLATURA xiii

INTRODUCCIÓN 1

OBJETIVOS ESPECÍFICOS 5

MARCO TEÓRICO 7

I Fundamentos del proceso de fluidización. 10 I.1 Meritos y deméritos de la técnica de fluidización. 12 I.2 Velocidad de mínima fluidización. 13 I.3 Determinación delos espacios vacíos. 14 I.4 Factor de forma. 15

II Comportamiento general del lecho fluidizado. 15 II.1 Medición de la velocidad de mínima fluidización, Umf 15 II.2 Calidad de fluidización. 18 II.3 Altura del lecho. 21 II.4 Comportamiento de las burbujas. 21 II.5 Transferencia de calor en un lecho fluidizado. 22 II.6 Propiedades de transferencia de calor en el lecho fluidizado. 23

III Lecho fluidizado para tratamiento térmico. 25

Índice

iii

III.1 Lecho fluidizado para el temple de aceros. 26IV Generalidades de los aceros aleados 28

IV.1 La influencia de los elementos aleados sobre la templabilidad 29

DESARROLLO EXPERIMENTAL. 32

I Evaluación del sistema de lecho fluidizado. 33

II Temple de aceros grado maquinaría en el sistema de lecho fluidizado.

36

III Pruebas de dilatometría para la determinación de las temperaturas de transformación (Ms).

39

IV Simulación de los campos térmicos durante el temple de aceros en el sistema de lecho fluidizado.

42

IV.1 Formulación matemática del problema inverso de conducción ----de calor (IHCP).

42

IV.2 Formulación matemática del problema directo de conducción ----de calor (DHCP).

44

RESULTADOS. 49

I Resultados de la evaluación del lecho fluidizado. . 49

I.1 Determinación de mínima fluidización en el sistema de lecho ----fluidizado.

49

I.2 Rapideces de enfriamiento en el sistema de lecho fluidizado. 50

II Temple de aceros grado maquinaría y de un acero bajo carbono en el sistema de lecho fluidizado.

53

II.1 AISI 4140 53 II.2 AISI 9840 62 II.3 AISI 1018 68

Índice

iv

III Temple de aceros grado maquinaría y de un acero bajo carbono en el sistema de lecho fluidizado.

74

III.1 Resultados de los ensayos de dilatometría para el acero -----AISI 4140.

75

III.2 Resultados de los ensayos de dilatometría para el acero -----AISI 9840.

77

IV Simulación de campos térmicos durante el temple de aceros en el sistema de lecho fluidizado.

81

IV.1 Acero inoxidable austenítico AISI 304. 81 IV.2 Acero grado maquinaría AISI 4140. 86

IV.2.1 Procedimiento para la corrección de curvas de flux de ------- superficie a través de la transformación de fase.

88

IV.3 Acero grado maquinaría AISI 9840. 94

ANÁLISIS DE RESULTADOS. 99

I Evaluación del sistema de lecho fluidizado. 99 I.1 Mínima fluidización en el sistema de lecho fluidizado. 99

I.2 Rapideces de enfriamiento en el lecho fluidizado para el acero ---inoxidable 304.

100

I.3 Temple de aceros grado maquinaría en el sistema de lecho ------fluidizado.

102

II Simulación de campos térmicos y microestructurales en el lecho fluidizado.

107

CONCLUSIONES. 112

BIBLIOGRAFÍA. 114

Índice de Figuras

v

ÍNDICE DE FIGURAS NO. LEYENDA PÁGINA

1 Comportamiento de un lecho fluidizado en operación5. 9

2 Fluidización heterogénea de un lecho en el sistema sólido – gas5

10

3 Velocidad superficial (decreciente) contra caída de presión5 16

4 Incremento de la velocidad superficial5. 17

5 Diagrama de Geldart para la clasificación de partículas en función de su patrón de fluidización.

20

6 Enfriamiento no uniforme de los componentes entre el extremo y el centro8.

27

7 El contacto conductivo simultáneo de alúmina (área rosa) en todas las superficies de todos los componentes sumergidos8.

27

8 Fotografía del equipo experimental para el estudio térmico; 1) Estructura tubular, 2) Lanza de soporte, 3) Sistema de riel, 4) Rotámetros, 5) Modelo en acero del LF, 6) Compresor.

33

9 Probeta para la experimentación en sistemas de LF. 34

10 Dispositivo de soporte y probeta para el temple en el sistema de lecho fluidizado.

37

Índice de Figuras

vi

11 Esquema de la probeta utilizada durante las pruebas de dilatometría, a) vista frontal, b) corte transversal.

40

12 Ciclo completo de calentamiento y enfriamiento utilizado para las pruebas de dilatación.

41

13 Curva de caída de presión como función del flujo de aire que entra al reactor en el sistema de lecho fluidizado.

50

14 Curvas de respuesta térmica en el centro de probetas de acero AISI 304 templadas en un LF con diferentes Nf.

51

15 Curvas de rapidez de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 304 templadas en LF.

52

16 Ciclo completo de calentamiento – enfriamiento para un temple en el sistema de LF.

54

17 Curvas de respuesta térmica de probetas de acero AISI 4140 templado en LF con diferentes Nf, teniendo como referencias las curvas de temple al aire y en aceite agitado.

56

18 Rapideces de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 4140 templadas en LF con diferentes Nf.

57

19 Rapidez de enfriamiento calculado a 750 °C en función del Nf para probetas de acero AISI 4140 templadas en LF.

58

Índice de Figuras

vii

20 Microestructuras obtenidas después del temple de acero grado maquinaria AISI 4140 en el sistema de LF, bajo diferentes condiciones de enfriamiento; (a) Nf = 0 (al aire), (b) Nf = 1.2, (c) Nf =1.4, (d) Nf = 1.6, (e) Nf = 1.8 y (f) temple en aceite, todas las micrografías fueron obtenidas por microscopio óptico a 1000X.

60

21 Micrografía obtenida en MEB del acero AISI 4140 templado en LF con Nf = 1.2. La flecha indica una estructura bainítica clásica.

62

22 Curvas de respuesta térmica de probetas de acero AISI 9840 templado en LF con diferentes Nf, teniendo como referencias las curvas de temple al aire y en aceite agitado.

63

23 *Rapideces de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 9840 templadas en LF con diferentes Nf.

64


65

25 Microestructuras obtenidas después del temple de acero grado maquinaria AISI 9840 en el sistema de LF, bajo diferentes condiciones de enfriamiento; (a) Nf = 0 (al aire), (b) Nf = 1.2, (c) Nf =1.4, (d) Nf = 1.6, (e) Nf = 1.8 y (f) temple en aceite; todas las micrografías fueron obtenidas por microscopio óptico a 1000X.

67

26 Curvas de respuesta térmica para un acero AISI 1018 templado en LF con diferentes Nf.

69

Índice de Figuras

viii

27 Rapideces de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 1018 templadas en LF con diferentes Nf.

70


71

29 Microestructuras obtenidas después del temple de acero grado maquinaria AISI 1018 en el sistema de LF, bajo diferentes condiciones de enfriamiento; (a) Nf = 0 (al aire), (b) Nf = 1.2, (c) Nf =1.4, (d) Nf = 1.6, (e) Nf = 1.8 y (f) Nf = 2.0; todas las micrografías fueron obtenidas por microscopio óptico a 1000X.

73

30 Dilatación en función de la temperatura para el acero AISI 4140 ensayado en enfriamiento continúo.

75

31 Derivada de la dilatación (µm/°C) en función de la temperatura para el acero AISI 4140 ensayado en enfriamiento continuo.

76

32 Curvas de fracción transformada de martensita en función del tiempo para las probetas de acero AISI 4140 usadas en dilatometría.

77

33 Dilatación en función de la temperatura el acero AISI 9840 ensayadas en enfriamiento continúo.

78


79

Índice de Figuras

ix


80

36 Flux de calor en la superficie en función de la temperatura de superficie, calculados por WinProbe, para un acero AISI 304 enfriado en un lecho fluidizado con diferentes Nf.

82

37 Flux de calor en la superficie en función del tiempo, calculados por WinProbe, para un acero AISI 304 enfriado en un lecho fluidizado con diferentes Nf.

83

38 Curvas de respuesta térmica, calculadas por Quench DHCP para un acero AISI 304 inoxidable austenítico enfriado en lecho fluidizado a diferentes Nf.

84

39 Curvas de rapidez de enfriamiento calculada en función del tiempo para el acero inoxidable AISI 304 templado en LF con diferentes Nf.

85

40 Flux de calor en la superficie en función del tiempo, calculados por WinProbe, para un acero AISI 4140 enfriado en un lecho fluidizado con diferentes Nf.

87

41 Curva de respuesta térmica experimental para un acero AISI 4140 enfriado en lecho fluidizado desde una temperatura de 650 °C.

89

42 Flux de calor de superficie en función de la temperatura de superficie para un acero AISI 4140 enfriado en un lecho fluidizado con Nf = 1.4 desde una temperatura de 650 °C.

90

Índice de Figuras

x

43 Flux de calor de superficie, como función del tiempo, modificado para el enfriamiento de un acero AISI 4140 con Nf = 1.4.

91

44 Respuestas térmicas experimental y calculada por Quench para un acero 4140 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.4, se muestra también la fracción transformada de martensita en función del tiempo de prueba.

93

45 Rapidez de enfriamiento en función de la temperatura, experimental y estimada por Quench para un acero AISI 4140 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.4.

94

46 Curva de respuesta térmica experimental para un acero AISI 9840 enfriado en lecho fluidizado desde 650 °C.

95

47 Respuestas térmicas experimental y calculada por Quench para un acero 9840 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.8, se muestra también la fracción transformada de martensita en función del tiempo de prueba.

96

48 Rapidez de enfriamiento en función de la temperatura, experimental y estimada por Quench para un acero AISI 9840 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.8.

98

49 Curvas de respuesta térmica obtenidas para una probeta de acero AISI 304 inoxidable después del temple en varios medios de enfriamiento.

101

50 Rapideces de enfriamiento para un acero inoxidable 304 enfriado en lecho fluidizado con diferentes Nf.

102

51 Durezas en función de Nf para los acero grado maquinaria AISI 4140 y 9840 enfriados en lecho fluidizado.

103

Índice de Figuras

xi

52 Microestructuras obtenidas para un acero grado maquinaria AISI 4140 templado a) en lecho fluidizado con Nf = 1.8 y b) en aceite agitado

104

53 Microestructuras obtenidas para un acero grado maquinaria AISI 9840 templado a) en lecho fluidizado con Nf = 1.8 y b) en aceite agitado.

104

54 Curvas de respuesta térmica comparadas para los aceros maquinaría enfriados en el sistema de LF con Nf = 1.8 y en aceite agitado.

106

55 Gradiente térmico en función del tiempo para el enfriamiento de una probeta de acero AISI 4140 en aceite agitado y en lecho fluidizado.

107

56 Comparación entre las respuesta térmica experimental y calculada por Quench para un acero inoxidable AISI 304 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.2.

108

57 Comparación entre la respuesta térmica experimental y calculada por Quench para un acero 4140 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.4.

109

58 Comparación entre la respuesta térmica experimental y calculada por Quench para un acero 9840 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.8.

110

Índice de Tablas

xii

ÍNDICE DE TABLAS

NO. LEYENDA PÁGINA

1 Análisis químico promedio del acero AISI 4140, usado durante la experimentación.

30


31


31

4 Condiciones experimentales utilizadas durante la evaluación del sistema de lecho fluidizado.

34

5 Condiciones experimentales empleadas durante el temple en el sistema de LF.

38

6 Condiciones de rapidez de enfriamiento usadas durante las pruebas de dilatometría.

41

7 Parámetros típicos del sistema. 47

8 Conductividad térmica del acero AISI 4140. 47

9 Producto (densidad x calor específico) para el acero AISI 4140.

47

10 Rapideces de enfriamiento en función del Nf a 750 °C para probetas de acero inoxidable templadas en LF.

53

Índice de Tablas

xiii

11 Valores de dureza en función del Nf para el acero AISI 4140 templado en el LF.

59

12 Valores de dureza en función del Nf para un acero AISI 9840 templado en el LF.

66

13 Valores de dureza en función del Nf para un acero AISI 1018 templado en el LF.

72

14 Valores máximos de flux de calor en la superficie para probetas de acero AISI 304 enfriadas en lecho fluidizado con diferentes Nf.

83

15 Rapideces de enfriamiento a 750 °C experimentales y calculadas a partir de datos generados por Quench para el acero inoxidable 304.

86

16 Valores máximos de flux de calor en la superficie para un acero AISI 4140 enfriado en lecho fluidizado con diferentes Nf.

87

17 Valores de velocidad de entrada de aire para los Nf usados. 100

18 Comparación entre rapideces de enfriamiento, calculadas a 750 °C, en aceite agitado y en lecho fluidizado con Nf = 1.8 para los aceros grado maquinaría.

105

Nomenclatura

xiii

NOMENCLATURA

LETRAS LATINAS

Símbolo Descripción A Constante en la ecuación de Koinstinen-Marburger Ar Número de Arquímedes

j(T) Valor j de la variable de tiempo de los grados de libertad Cp Capacidad térmica (J/kg K) Cp(T) Capacidad térmica dependiente de la temperatura

(J/kg K) Matriz de capacitancia en el nivel de elemento

D Diámetro (m) DHCP Problema Directo de Conducción de Calor f(r,t) Campo de fracción transformada G Aceleración de la gravedad (m/s2) h Coeficiente de transferencia de calor (W/m2 °C) H Altura (m) IHCP Problema Inverso de Conducción de Calor k Conductividad térmica (W/m K) k(T) Conductividad térmica dependiente de la temperatura

(W/m K) Matriz de conductancia en el nivel de elemento

LF Lecho Fluidizado {F(t)}(e) Vector de carga en el nivel de elemento, variación en el

tiempo Lmf Fluidización de burbujeo m Masa de las partículas (Kg) Ms Temperatura de inicio de transformación martensítica, °C Mf Temperatura de final de transformación martensítica, °C Nf Número de fluidización

Valor j de la función shape

Nomenclatura

xiv

Parámetro en el algoritmo de Crank - Nocolson

Incremento de tiempo Q Flujo volumétrico Qmf Flujo volumétrico para mínima fluidización q Densidad de flujo de calor (W/m2) qgen Velocidad de la evolución volumétrica de calor. qM Flux de calor en la superficie al tiempo tM (algoritmo

IHCP) R Radio de la probeta (m) r Coordenada radial Re Número de Reynolds sb Área de sección transversal de la cama (m2) T/C Termopares TT Tratamiento térmico T Temperatura (°C) T0 Temperatura inicial (°C) Campo térmico aproximado

T(r,t) Campo térmico t Tiempo (s) ttotal Tiempo total de prueba (s) U Velocidad del fluido (l/min) Umf Velocidad de mínima fluidización (l/min) Y Temperatura medida (algoritmo IHCP) X(r,t) Campo de coeficiente de sensibilidad (algoritmo IHCP)

LETRAS GRIEGAS

Símbolo Descripción ΔP Caída de presión (mmHg) ΔH Calor latente

Nomenclatura

xv

εmf Fracción de espacios vacíos en fluidización mínima. φ Factor de forma de la partícula. μ Viscosidad del fluido (cP) ρf Densidad del fluido (Kg/m3) ρp Densidad de las partículas (Kg/m3) ρ(T) Densidad dependiente de la temperatura (Kg/m3) s Sólido p Partícula

Introducción

1

INTRODUCCIÓN

El tratamiento térmico en los materiales es uno de los pasos fundamentales para que se alcancen las propiedades mecánicas requeridas para una aplicación específica

La clave de los tratamientos térmicos consiste en las

transformaciones de fase que se producen en el material y que se llevan a cabo durante el proceso de calentamiento y enfriamiento de las piezas.

El objetivo primordial de los tratamientos térmicos es mejorar las

propiedades mecánicas, sin modificar la composición química, o adaptarlas, obteniendo características especiales para las aplicaciones finales que se les darán a las piezas. De esta manera se obtiene, por ejemplo, un incremento en la dureza y en la resistencia mecánica, así como mayor maquinabilidad para facilitar su posterior conformado.

Los procedimientos en los tratamientos térmicos son muy

numerosos y variados de acuerdo al uso del material. La gran cantidad de tratamientos térmicos, las distintas aleaciones y las diferentes exigencias

Introducción

2

técnicas y mecánicas requieren soluciones por vía de análisis microestructural, así como de un control estricto del proceso.

La microestructura final de cualquier componente metálico tratado

térmicamente es crítica para su posterior aplicación, debido a que la mayoría de sus propiedades mecánicas dependen exclusivamente de ella.

Existen muchas variantes del proceso básico para endurecer el acero, mediante el temple de estos por inmersión en agua, baños de sales fundidas o aceites, los cuales representan un riesgo potencial para el personal y el medio ambiente. Esto ha hecho que se desarrollen sistemas y procesos que permitan realizar tratamientos térmicos de temple más eficientes y menos peligrosos.

Uno de estos nuevos sistemas son los reactores de lecho fluidizado

en los cuales el material es sumergido en una cama o lecho, comúnmente de alúmina. Mediante el flujo de los gases de fluidización se realizan los más variados procesos de tratamientos térmicos tales como: temple, carbonitruración, cementación, nitruración, etc.

Los lechos fluidizados se caracterizan por el movimiento turbulento y

la rápida circulación de las partículas con una granulometría específica, así como la extensa área interfacial sólido – gas. Dentro de sus principales ventajas se encuentra la producción de mayores rapideces de calentamiento o enfriamiento, así como la gran uniformidad térmica que se logra dentro del reactor.

La fluidización comienza cuando se hace pasar un gas a través de una cama de partículas sólidas contenidas en una columna. Esto produce una caída de presión y una fuerza de arrastre entre el gas y las partículas dando como resultado que estas últimas se separen y causen la expansión de la cama3.

Introducción

3

Si la velocidad del gas se incrementa, la cama se expandirá alcanzando el empaquetamiento más suelto posible. A la velocidad de fluido correspondiente se le conoce como velocidad de mínima fluidización (Umf).

A partir de este valor de mínima fluidización es posible calcular el

número de fluidización (Nf) como una relación de velocidad del gas en el reactor dividido por la velocidad requerida para obtener la condición de mínima fluidización. Al ser este un número adimensional se le puede utilizar para comparar las condiciones de operación entre lechos fluidizados.

De trabajos anteriores4 se han obtenido resultados que relacionan a

la dureza final y a la distribución microestructural para las piezas fabricadas con aceros grado maquinaria (AISI 9840 y AISI 4140), templadas con diferentes números de fluidización.

Sin embargo, hasta el momento no existen evaluaciones de tipo y cantidad de microconstituyentes presentes en los aceros grado maquinaria templados en reactores de lechos fluidizados; tampoco hay datos de su evolución microestructural a lo largo del tratamiento de temple.

Es por ello que se hace necesario un análisis completo de la

evolución microestructural en este tipo de aceros tratados en el sistema de lecho fluidizado, templados bajo varias condiciones de fluidización que van desde un temple al aire hasta temples con Nf = 1.8.

Por otro lado los modelos utilizados hasta el momento como

complemento de los estudios experimentales, no son capaces de reproducir los resultados obtenidos experimentalmente con los aceros grado maquinaria, que presentan cambios de fase durante el tratamiento térmico dentro del reactor de lecho fluidizado.

Introducción

4

Por lo tanto el objetivo de este trabajo es la realización de un análisis cualitativo y cuantitativo completo de los componentes microestructurales presentes en los aceros AISI 4140 y 9840, así como también de un acero bajo carbono AISI 1018, templados en un sistema de lecho fluidizado bajo diferentes condiciones de operación en el reactor.

Debido a que no existen estudios de modelación matemática de la

evolución microestructural en piezas tratadas térmicamente en sistemas de lecho fluidizado, en este estudio se planteó la utilización del código Quench implementado en Java para calcular curvas de respuesta térmica calculadas que incluyan las transformaciones de fase que ocurren en el material a lo largo del tratamiento térmico de temple en un reactor de lecho fluidizado alúmina – aire, el cual será validado con los resultados experimentales.

Ya que los gradientes térmicos generados son pequeños, no se

considera el incluir la respuesta mecánica de las barras en el modelo matemático.

Objetivos Específicos

5

OBJETIVOS

ESPECÍFICOS

1) Evaluar el porcentaje de transformación de los componentes microestructurales de los aceros grado maquinaría tratados térmicamente en un lecho fluidizado bajo diferentes condiciones de operación.

2) Evaluar la composición microestructural final de los aceros grado maquinaría tratados en el reactor de lecho fluidizado y relacionar estos resultados con las propiedades mecánicas, en específico la dureza, del material final.

3) Obtener mediante la aplicación del código Quench las respuestas térmicas calculadas durante el temple de barras de acero grado maquinaria en el sistema de lecho fluidizado.

Objetivos Específicos

6

4) Validar el código Quench, el cual fue generado de manera independiente, utilizando los datos experimentales obtenidos en los puntos 1 y 2.

Marco Teórico

7

MARCO TEÓRICO

La fluidización, contrariamente a lo que se pueda creer, no es una tecnología nueva. Ya en 1879 una patente proponía la tostación de minerales bajo las condiciones de un lecho fluidizado y hacia hincapié en la uniformidad de la temperatura que el proceso presentaba.

Muchos procesos industriales importantes confían en el contacto íntimo entre un fluido (líquido o gas) y un material granular. Estos procesos varían del desecado, a una amplia gama de reacciones químicas, incluso la combustión.

En las primeras aplicaciones, el fluido fluía a través de una cama estática de granos soportada por una rejilla. Si el material es apropiado, hay una gran mejora en el mezclado y el contacto se logra si el tamaño de grano se iguala apropiadamente a la velocidad ascendente del fluido. Bajo esas condiciones, las partículas de material serán sustentadas por las fuerzas de arrastre. Cuando esto ocurre, se dice que la cama esta “fluidizada”.

Marco Teórico

8

Una cama o lecho fluidizado por gas puede tener la apariencia de un líquido en ebullición. Tiene burbujas que se elevan y parecen estallar. Con lo cual logra que las burbujas produzcan un mezclado vigoroso dentro del lecho.

El movimiento de la cama varía con la velocidad del flujo de fluido. A velocidades altas, las partículas pueden ser arrastradas y transportadas por el fluido.

Conforme la velocidad se incrementa comenzará una fluidización incipiente o mínima fluidización y el volumen de lecho aumentará ligeramente. Si la velocidad de gas se aumenta más allá, se obtiene una fluidización apropiada.

El volumen del lecho aumenta considerablemente y se alcanza una expansión uniforme, ocurriendo la fluidización de las partículas. Si ocurre un aumento excesivo de la velocidad del gas, este comienza a pasar entre el lecho fluidizado en forma de burbujas con la consecuente disminución del volumen total de el lecho.

Esta fase de fluidización es conocida como fluidización heterogénea o fluidización de burbujeo (Lmf) y es el estado usual de fluidización usado para las aplicaciones en tratamiento térmico.

Si el tamaño de las burbujas es tan grande que llega a igualar el diámetro del recipiente que contiene al lecho fluidizado ocurrirá que cantidades considerables del sólido se perderán por la parte superior de el contenedor.

Si se usan las velocidades de gas muy altas, ocurrirá el transporte neumático de las partículas y la fase sólida se perderá de nuevo por la parte superior del contenedor. Esto se conoce como fluidización de fase

Marco Teórico

9

dispersa y se usa en ciertos casos para el precalentamiento de minerales concentrados y prereducción para la extracción de metales.

Figura 1. Comportamiento de un lecho fluidizado en operación5. Un lecho fluidizado presenta las siguientes zonas:

a) Zona densa, la cual se encuentra limitada en la parte inferior por el plato distribuidor y en la parte superior por un perfil determinado.

b) Zona diluida, la cual se localiza arriba del perfil antes mencionado y

es una región en la que las partículas adquieren velocidades más altas que la velocidad terminal, por lo que son arrastradas por el fluido fuera del reactor. En esta fase la caída de presión aumenta conforme aumenta la velocidad del fluido

En la zona densa se nota la formación de burbujas pequeñas y se puede observar como en la parte superior, las burbujas que van elevándose a través del lecho, se incrementan debido a la coalescencia (Figura 2).

Marco Teórico

10

Figura 2. Fluidización heterogénea de un lecho en el sistema sólido – gas5

I. FUNDAMENTOS DEL PROCESO DE FLUIDIZACIÓN Cuando un fluido fluye a través de un lecho de partículas dentro de un tubo, ejercerá una fuerza de arrastre en las partículas resultando en una caída de presión en el lecho.

Si la velocidad superficial de un fluido se incrementa, la caída de presión también aumenta. En un lecho libre que tiene un fluido que fluye de manera ascendente a través de él, se observa que cuando el fluido incremente su velocidad las fuerzas de arrastre causarán que el lecho se expanda.

Esta expansión permite a las partículas ofrecer la menor resistencia al flujo de fluido. Cuando la fuerza de arrastre es suficiente para soportar el peso de las partículas dentro del lecho, a este se le puede llamar lecho fluidizado. Los sistemas fluido/sólido muestran propiedades parecidas a las de un líquido, por lo que el lecho puede fluir de un recipiente a otro. La caída de presión en el lecho, Δp, cuando se mantiene constante (incluso

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con el incremento de la velocidad del fluido) e igual al peso efectivo del lecho por unidad de área, puede ser calculada utilizando la expresión:

Donde:

m ⎯ masa de las partículas ρp ⎯ densidad de las partículas Sb ⎯ área de sección transversal de la cama ρf ⎯ densidad del fluido g ⎯ aceleración gravitacional

En las operaciones de fluidización el fluido más comúnmente utilizado es el aire. La unidad es operada a presiones comparables a la atmosférica, por lo que ρf es despreciable comparada con ρp.

Las partículas que forman el lecho son alúmina con una densidad de

3070 kg/m3, con un tamaño promedio entre 125 μm y 320 μm. Cuando la velocidad de gas, U, se eleva más de lo requerido para la condición de mínima fluidización del lecho, es decir más allá de la velocidad de mínima fluidización, Umf, el lecho empezará a burbujear. Esta condición es llamada fluidización agregativa. Las cavidades se parecen a las burbujas de vapor en un fluido en ebullición esto genera una circulación de partículas dentro de la cama.

El flujo de gas entre las partículas (el flujo de gas intersticial)

permanece prácticamente constante; el gas que fluye a través del la fase de burbujas se toma en cuenta para cualquier aumento de la velocidad superficial. Si la velocidad de gas fuera incrementada excesivamente, las burbujas crecerían tan grandes que llenarían casi o completamente la

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sección transversal del tubo donde se encuentra contenido el lecho lo que ocasionaría la expulsión de material.

Bajo tales condiciones de flujo de gas tan altas, la energía es usada

para acelerar grupos de partículas, resultando en una caída de presión a través del lecho que puede exceder el peso dado por unidad de área tal que se pierdan completamente las interacciones entre las partículas y el gas.

I.1 MERITOS Y DEMÉRITOS DE LA TÉCNICA DE FLUIDIZACIÓN Las ventajas de la técnica de fluidización son:

1. La gran área superficial entre las partículas y el fluido promueve las operaciones de transferencia de calor.

2. La facilidad con la que los sólidos fluidizados pueden ser

transportados.

3. Las excelentes propiedades de transferencia de calor de los lechos fluidizados. Las burbujas generan un mezclado que mantiene el bulk de la cama isotérmico, y altas velocidades de transferencia de calor son obtenibles entre el lecho y las superficies inmersas.

Los reactores de lecho fluidizado se usan más a menudo en la regulación de temperatura de reacciones muy exotérmicas y como medio de reciclaje continúo de catalizadores entre reactor y regenerador. Hay mucho interés actualmente, en las ventajas potenciales de combustores de lecho fluidizado. Las desventajas son:

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1. Las velocidades del caudal de fluido están limitadas al rango en el cual el lecho es fluidizado. Si la velocidad es mucho mayor que Umf, puede haber una perdida excesiva de material, el cual es acarreado fuera del lecho y puede haber también daño en las partículas debido a excesiva velocidad de operación.

2. La fuerza de bombeo necesaria para fluidizar un lecho puede ser

excesiva para lechos muy grandes o profundos.

3. El tamaño y tipo de partículas que pueden ser empleadas en esta técnica son limitadas.

4. Debido a la complejidad del comportamiento del lecho fluidizado,

frecuentemente se tienen dificultades al intentar escalar los modelos pequeños a escala a las unidades industriales.

I.2 VELOCIDAD DE MÍNIMA FLUIDIZACIÓN Ergun6 derivó una correlación para la predicción de Umf para la caída de presión a través de un lecho empacado en el que los espacios vacíos corresponden a la mínima fluidización, εmf, para el peso del lecho por unidad de área y obteniendo la siguiente forma:

Donde: Ar ⎯ Número de Arquímedes Remf ⎯ Número de Reynolds en términos de Umf εmf ⎯ Espacios libres a fluidización mínima Φ ⎯ Factor de forma de la partícula

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El primer término de la correlación (Remf) tiende a dominar bajo

condiciones de flujo laminar, considerando que el segundo término (Remf2) domina en los lechos de partículas muy grandes en los que el flujo intersticial es turbulento. Bajo condiciones de transición, las contribuciones de ambos términos son significativas. La correlación es obviamente muy sensitiva al valor usado de εmf. Al usar la correlación para propósitos predictivos, εmf puede ser estimada de las mediciones en un lecho poco empaquetado, pero esto ha demostrado que εmf varía con la temperatura de operación bajo algunas condiciones. También es difícil estimar el factor de forma de las partículas, φ, así que son probables errores grandes en la estimación de Umf (típicamente ± 30%). I.3 DETERMINACIÓN DE LOS ESPACIOS VACÍOS. Para materiales que no tengan una porosidad interna, los espacios vacíos pueden ser estimados de la densidad del sólido ρp y la densidad del lecho ρb:

Donde:

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I.4 FACTOR DE FORMA. El factor de forma (φ) es la razón de áreas superficiales de una esfera y de una partícula con otra forma geométrica:

Es fácil de calcular para formas de geometría regular pero es más difícil de evaluar para partículas irregulares. El factor de forma para un material granular como el empleado en el lecho fluidizado es alrededor de 0.73. II. COMPORTAMIENTO GENERAL DEL LECHO FLUIDIZADO. II.1 MEDICIÓN DE LA VELOCIDAD DE MÍNIMA FLUIDIZACIÓN, UMF. Para realizar esta medición, se deberá cargar el contenedor con la cantidad suficiente de partículas para formar una cama, entonces se fluidizará vigorosamente durante unos minutos hasta romper cualquier partícula que se halle unida a las demás.

Se toman mediciones de la caída de presión a través del lecho mientras la velocidad del gas de fluidización se reduce por etapas. Se grafican los resultados en la forma de caída de presión de la cama contra la velocidad superficial del gas.

A mayores velocidades de flujo de gas se espera que la caída de presión tenga un valor igual al del peso de la cama por unidad de área, pero puede ser menor debido a las interacciones entre las partículas y las paredes del contenedor.

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A velocidades bajas de flujo de gas, la caída de presión a través del lecho puede incrementarse linealmente desde cero (con velocidad de flujo de gas cero), con el incremento de la velocidad superficial del gas, hasta que el lecho se aproxime a las condiciones de fluidización. Esto se debe a que el flujo de gas a través del lecho se hace laminar.

Figura 3. Velocidad superficial (decreciente) contra caída de presión5. La Figura 3 ilustra una grafica típica de caída de presión en el lecho contra la velocidad superficial del gas. La velocidad de mínima fluidización corresponde a la velocidad en el punto de intersección entre la elevación y el área recta de la curva.

Si el experimento es realizado con camas de partículas más grandes o densas, ≈ 1 mm de diámetro, el incremento en la caída de presión podría aumentar más rápidamente debido a las condiciones del flujo que cambiarían de laminar a flujo de transición y finalmente a flujo turbulento. Si el experimento se repite en forma inversa, aumentando por incrementos la velocidad del gas desde cero y tomando en cuenta las correspondientes caídas de presión en la cama, sin seguir la primera parte de la curva, y ciertamente sin saber si la cama ha presentado acanalamientos.

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El acanalamiento fomenta a la cama a compactarse en condición estática con el flujo de gas a través de ella. Esta condición se debe a los espacios vacíos en la cama, ε, y puede ser reducida cuando el la cama alcanza la velocidad de mínima fluidización, εmf. Las mediciones por debajo de esta condición llevaran a un sobreestimado de la velocidad de mínima fluidización.

También, cuando se realizan incrementos en las mediciones desde la condición de lecho empaquetado, la caída de presión en la cama puede exceder inicialmente el peso de la cama por unidad de área cuando la cama comienza a fluidizar, porque la fuerza de arrastre primero tiene que aumentar para romper la unión entre las partículas de la cama (Figura 4).

Figura 4. Incremento de la velocidad superficial5. La transición de empaquetamiento a condiciones de fluidización puede ser aproximada si el material de la cama es más homogéneo en tamaño que si la cama consiste de partículas con una amplia distribución en tamaño.

En el último caso, a medida que la velocidad del flujo de gas se incrementa, habrá una tendencia en las partículas más finas para ser fluidizadas primero, y al aproximarse a las condiciones de fluidización será

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más gradual. Bajo tales condiciones los finos tenderán a fluidizarse y comenzarán a llegar a la parte superior de la cama, favoreciendo la segregación.

Si hay una distribución del tamaño de partículas amplia, las camas deben ser fluidizadas vigorosamente para producir una cama burbujeante, mientras se alcanza rápidamente una buena condición de mezclado y se reduce la tendencia a que ocurra la segregación. Una vez que la segregación ha ocurrido, es mucho más difícil volver a mezclar el material de la cama. II.1 CALIDAD DE FLUIDIZACIÓN. Frantz7 ha propuesto uno de los criterios para la determinación de la calidad de fluidización; definiéndola como índice de calidad de fluidización el porcentaje de sólidos (en masa) suspendidos en el fluido, realmente fluidizados, mediante la relación:

Este índice presenta la ventaja de que puede determinarse fácilmente a partir de la perdida de carga existente en el lecho y la masa del sólido presente.

La calidad de fluidización aumenta con el número de fluidización (U/Umf) y es función del tipo de distribuidor, en escala de eficiencia son los distribuidores de materiales porosos, seguidos por los distribuidores del tipo plato perforado y por último los de rejilla, y de las características de las partículas fluidizadas. En cuanto a las partículas de manera general la presencia de pequeñas cantidades de finos (bulk) mejora as propiedades de fluidización

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Debemos agregar que la calidad de fluidización es afectada de gran manera por las características de las partículas, como el diámetro, densidad, forma. Las propiedades (cohesividad, fluidez) que presentan estas serán determinantes para el comportamiento del conjunto en el lecho, haciendo que se les catalogue como excelente, aceptable, mediocre o malo para la fluidización. Las deficiencias en el comportamiento de las partículas durante la fluidización darán lugar a fenómenos como el acanalamiento, burbujeo o arrastre debido a la diferencia de densidades entre las partículas y el gas de fluidización.

Así pues no todos los sólidos son igualmente aptos para la fluidización; las propiedades individuales de las partículas determinan dicha aptitud y establecen de alguna manera la calidad de la fluidización.

Se han llevado a cabo diversos intentos de clasificar las partículas según su aptitud para la fluidización. Entre los mismos destaca por su sencillez, fiabilidad y amplia utilización el diagrama de Baeyens-Geldart7.

La clasificación de Baeyens-Geldart está basada en el tamaño y en la densidad de las partículas, distinguiéndose en la misma cuatro categorías: A, B, C y D. Como lo se puede observar en la Figura 5.

La categoría C esta constituida por partículas de pequeño tamaño y, en consecuencia, con considerables fuerzas de atracción entre ellas. Su fluidización es muy fácil y, en general, de mala calidad; la repartición del gas no es uniforme, existirán canales de flujo preferente (con considerables proporciones de sólido sin fluidizar) y en columnas de pequeño diámetro se obtiene usualmente flujo de pistón o tapón (slugging). En general, se trata de sólidos que se "agrietan" bajo la acción de una cierta vibración (por ejemplo polvo de talco).

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Las categorías A y B comprenden las partículas aptas para la fluidización. En la categoría A se encuentran las partículas de diámetro y densidad relativamente bajos, existiendo por lo tanto una gama de velocidades sobre la que pueden fluidizarse de forma homogénea; a velocidades mas altas originan burbujas de pequeño tamaño.

En la categoría B se encuentran las partículas de diámetro y densidad comprendidos aproximadamente entre 0.04 - 0.5 mm y 1.4-4 g/cm3, respectivamente. Estas partículas (por ejemplo, la arena o la alúmina) originan la aparición de burbujas desde el momento mismo de la fluidización incipiente y la expansión del lecho es limitada.

Finalmente, la categoría D comprende las partículas de tamaño y/o densidad elevados, que dan lugar a lechos propensos a ser atravesados por chorros; se trata de partículas aptas para ser tratadas en " spount bed ". Los chorros son importantes sobre todo porque tienen un extraordinario potencial de erosión.

Figura 5. Diagrama de Geldart para la clasificación de partículas en función de su patrón de fluidización.

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III.3 ALTURA DEL LECHO En algunos experimentos la altura de la cama ha sido medida como una función de la velocidad superficial del gas a la salida reactor. Sin embargo, a altas velocidades esto solo puede ser medido de forma aproximada, debido a que la superficie fluctuará rápidamente cuando las burbujas estallen a través de la superficie.

El grado de expansión de la cama más allá de lo visto a Umf se debe al flujo de burbujas a través de la cama. Aunque el lecho burbujeante pueda parecer turbulento, el flujo de gas intersticial a través de las partículas es laminar excepto cuando se trata de camas fluidizadas de partículas muy grandes o densas. II.4 COMPORTAMIENTO DE LAS BURBUJAS Normalmente las burbujas crecen cuando suben a través del lecho. En parte éste es un proceso espontáneo, pero principalmente ocurre debido a que las burbujas más grandes suben más rápido que las pequeñas. Estas alcanzan a las burbujas más pequeñas y coalescen con ellas.

Con camas de partículas grandes/densas, sin embargo, el comportamiento de coalescencia es diferente. Estas burbujas tenderán a crecer por coalescencia cruzada. Al subir por la cama las burbujas dejan tras de si una estela de partículas y acarrean algunas partículas en ella. Éste es el mecanismo por el que la circulación de los sólidos se genera.

La influencia de la superficie de la pared, hace que las burbujas

tiendan a moverse hacia adentro del lecho. Se puede apreciar el flujo de retorno de las partículas descendiendo por la pared en un flujo del tipo formación/deslizamiento para reemplazar aquéllas que han sido

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acarreadas hacia arriba dentro del bulk de la cama por el ascenso de burbujas.

De nuevo, con las camas de partículas grandes/densas, la acción del burbujeo que ocurre no es tan eficaz para generar partículas mezcladas. A mayor velocidad de fluidización, las burbujas son más grandes y numerosas, debido a que existe un exceso de flujo de gas como burbujas. II.5 TRANSFERENCIA DE CALOR EN UN LECHO FLUIDIZADO Debido a la mezcla completa y a la gran área de contacto entre el gas y partículas, un lecho totalmente fluidizado tiene pequeñas variaciones de temperatura, y el gas sale a una temperatura que está cerca de la del lecho. Un cuerpo sumergido en un lecho fluidizado a una temperatura diferente a la del lecho experimentará una rapidez de transferencia de calor varias veces mayor que la que experimentaría exclusivamente con el gas. Esto es porque la capa límite que normalmente impide la transferencia de calor es penetrada por una sucesión de partículas calientes (o frías). Estas partículas hacen el contacto físico con el cuerpo sumergido y mejoran la transferencia de calor.

Las atractivas propiedades de transferencia de calor de un lecho fluidizado, aunado con su habilidad para quemar una amplia gama de combustibles de difícil combustión bajo condiciones ambientales, ha alentado a desarrollar muchas aplicaciones en varios campos de la ingeniería.

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II.6 PROPIEDADES DE TRANSFERENCIA DE CALOR EN EL LECHO FLUIDIZADO Un lecho fluidizado vigorosamente esta bien mezclado debido a la circulación de partículas generada por las burbujas que se elevan. Por consiguiente, incluso con las reacciones más exotérmicas, el bulk de la cama está virtualmente en una temperatura uniforme.

También, la gran área entre las partículas y el gas de fluidización causa que se estabilice aproximadamente a la misma la misma temperatura.

La otra propiedad térmica ventajosa de una cama fluidizada con gas es la alta velocidad de transferencia de calor que puede obtenerse entre la cama y una superficie de transferencia de calor que se encuentre inmersa o rodeada.

Tres mecanismos principales contribuyen en la transferencia de calor entre un lecho fluidizado y la superficie de la transferencia de calor): Primer mecanismo.

Para las camas de partículas con diámetro menor que ≈ 500 μm y de

densidad menor que ≈ 4000 kg m-3, excluyendo a los materiales cohesivos finos, el mecanismo mas importante es dependiente de la circulación de las partículas entre el bulk de la cama y la región directamente adyacente a la superficie de la transferencia de calor (el mecanismo de transferencia de calor es convectivo).

Debido a su alta capacidad térmica, las partículas son capaces de

transferir una gran cantidad de calor. Cuando las partículas tienen el primer contacto con la superficie de transferencia de calor, habrá un gradiente de temperatura local grande.

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Por consiguiente, las velocidades instantáneas de transferencia de calor serán altas. Sin embargo las partículas más grandes residen cerca de la superficie de transferencia, la más rápida de sus temperaturas va a la superficie.

El flujo de calor entre las partículas y la superficie causa el gradiente de temperatura para disminuir; y las velocidades instantáneas de transferencia de calor caerán.

Así mayores velocidades de transferencia pueden esperarse que bajo estas condiciones de operación produzcan tiempos muy cortos de residencia de las partículas adyacentes a la superficie de transferencia de calor, en promedió durante un período de tiempo.

En el extremo de los tiempos de residencia mas cortos el coeficiente de transferencia de calor más grande obtenible esta limitado a la conductividad térmica del gas y a la duración de la trayectoria de transferencia por la que el calor puede pasar por conducción entre las partículas y la superficie.

Por este mecanismo, puede esperarse que los coeficientes de la transferencia de calor se incrementen mientras el tamaño de partículas se reduce porque, en efecto, una gran proporción de la superficie de transferencia de calor es accesible a trayectorias de transferencia más cortas. Con camas de estos materiales, la transferencia de calor por convección a través del gas es despreciable porque el flujo de gas intersticial es laminar.

Debido a la complejidad del comportamiento de la cama, no es posible predecir el grado de circulación de la partícula más allá de la superficie de la transferencia y el coeficiente de transferencia de calor de cama-a-superficie. También las correlaciones empíricas publicadas son de valor muy limitado.

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Segundo mecanismo.

Con camas de partículas grandes/densas, el flujo de gas intersticial es turbulento, al menos en el régimen de transición. Bajo estas circunstancias, transferencia de calor por convención a través del gas, la interface gas/componente convectivo de la transferencia de calor, comienza a incrementarse de manera significativa.

Como la transferencia de calor por este mecanismo comienza a ser el modo dominante, los coeficientes de transferencia de calor empiezan a incrementarse con el aumento en el diámetro de la partícula. Tercer mecanismo.

A altas temperaturas y cuando hay una marcada diferencia de temperatura entre el bulk de la cama y la superficie de transferencia, la transferencia por radiación comienza a ser un mecanismo de transporte importante. Es importante recordar que una gran porción el calor perdido desde el lecho fluidizado se debe a la conducción a través de las camas. Al aplicar un balance de energía al equipo, no deben ignorarse las propiedades de convección que se discutieron anteriormente. III. LECHO FLUIDIZADO PARA TRATAMIENTO TÉRMICO.

El procedimiento de tratamiento térmico en Lechos o camas fluidizadas, es una técnica que se estableció y perfeccionó en Australia.

El sistema de lecho fluidizado esta basado en el principio de poder usar las excelentes características de los sólidos fluidizables como el óxido de aluminio (Al2O3). El contenedor está lleno con óxido de aluminio de

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grano fino (Al2O3). Aire comprimido, ligeramente arriba de la presión atmosférica, se sopla dentro del contenedor vía un plato poroso en el fondo poroso. El flujo uniforme producido, causas que las partículas del medio logren un estado de suspensión y movimiento (lecho fluidizado).

Físicamente, el medio de partículas movilizadas por acción del flujo (lecho fluidizado), se comporta como un líquido. En el contenedor se desarrollan condiciones de temperatura uniforme y optimas propiedades de conductividad térmica a lo largo del contenedor.

Una de las principales propiedades de un lecho fluidizado es su alto coeficiente de transferencia de calor (entre 120 y 1200 W/m2 °C). El lecho fluidizado tiene la capacidad de calentar o enfriar piezas metálicas (ferrosas y no ferrosas) a velocidades muy cercanas a las obtenidas por otros medios convencionales. Esto gracias, al movimiento turbulento, la rápida circulación de las partículas y la enorme área interfacial gas – sólido. III.1 LECHO FLUIDIZADO PARA EL TEMPLE DE ACEROS.

Las dos causas principales que producen fractura y distorsión en los aceros son la severidad de enfriamiento y la no – uniformidad del mismo. La tecnología de hornos al vacío para el gas de enfriamiento a alta presión ha logrado avances significativos para reducir los problemas antes mencionados.

Sin embargo, si la carga de trabajo en la cámara de vacío es densa o de geometría complicada, el flujo de gas de enfriamiento no es uniforme. Lo anterior produce una distorsión en la pieza, debido a un enfriamiento diferencial en la superficie.

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Figura 6. Enfriamiento no uniforme de los componentes entre el extremo y el centro8.

El lecho fluidizado es mucho menos sensible a la densidad de carga o geometría de la pieza. Gracias a las características liquidas de un lecho fluidizado, las piezas metálicas a tratar, son rodeadas perfectamente por las partículas del lecho asegurando así un calentamiento o enfriamiento más rápido y uniforme6.

Figura 7. El contacto conductivo simultáneo de alúmina (área rosa) en todas

las superficies de todos los componentes sumergidos8.

La alta capacidad térmica de materiales como oxido de aluminio o carburo de silicio permiten remover el calor de piezas metálicas por conducción, sin que sea necesario un contacto completo del fluido sobre la superficie a tratar.

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IV. GENERALIDADES DE LOS ACEROS ALEADOS

Se da el nombre de aceros aleados a los aceros que además de los cinco elementos: carbono, silicio, manganeso, fósforo y azufre, contienen también cantidades relativamente importantes de otros elementos como el cromo, níquel, molibdeno, etc., que sirven para mejorar alguna de sus características fundamentales. También puede considerarse aceros aleados los que contienen alguno de los cuatro elementos diferentes del carbono que antes hemos citado, en mayor cantidad que los porcentajes que normalmente suelen contener los aceros al carbono, y cuyos límites superiores suelen ser generalmente los siguientes: Si=0.50%; Mn=0.90%; P=0.100% y S=0.100%.

Los elementos de aleación que más frecuentemente suelen utilizarse para la fabricación de aceros aleados son: níquel, manganeso, cromo, vanadio, molibdeno, cobalto, silicio, cobre, titanio, circonio, plomo, selenio, aluminio, boro y niobio. La influencia que ejercen esos elementos es muy variada, y, empleados en proporciones convenientes, se obtienen aceros con ciertas características que, en cambio, no se pueden alcanzar con los aceros ordinarios al carbono.

Utilizando aceros aleados es posible fabricar piezas de gran espesor, con resistencias muy elevadas en el interior de las mismas. En elementos de máquinas y motores se llegan a alcanzar grandes durezas con gran tenacidad. Es posible fabricar mecanismos que mantengan elevadas resistencias, aún a altas temperaturas. Hay aceros inoxidables que sirven para fabricar elementos decorativos, piezas de maquinas y herramientas, que resisten perfectamente a la acción de los agentes corrosivos. Es posible preparar troqueles de formas muy complicadas que no se deformen ni agrieten en el temple, etc.

Marco Teórico

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Estos aceros poseen la tendencia que tienen ciertos elementos a disolverse en la ferrita o formar soluciones sólidas con el hierro alfa, y la tendencia que en cambio tienen otros a formar carburos.

De igual manera poseen una tendencia debida a la influencia de los elementos de elevar o provocar el descenso de las temperaturas críticas de los diagramas de equilibrio y las temperaturas Ac y Ar correspondientes a calentamientos y enfriamientos relativamente lentos, al igual estos elementos de aleación ensanchan o disminuyen los campos austeníticos o ferríticos correspondientes a los diagramas de equilibrio, y otras influencias que poseen están también relacionadas con el diagrama hierro-carbono, como la tendencia a grafitizar el carbono, a modificar el tamaño del grano, etc IV.1 La influencia de los elementos aleados sobre la templabilidad.

La influencia que tienen en retardar el ablandamiento que se produce en el revenido.

Existen otras influencias diversas, como mejoras en la resistencia a la corrosión, resistencia al calor, resistencia a la abrasión, etc., las cuales se deben directa o indirectamente a alguna de las variaciones o fenómenos citados anteriormente. Aceros en los que tiene una gran importancia la templabilidad: AISI 4140

Es un acero de buena penetración de temple y con buenas características de estabilidad en caliente hasta 400ºC.

Sin fragilidad de revenido, muy versátil y apto para esfuerzos de fatiga

y torsión.

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Piezas templadas a inducción pueden dar una dureza de 57-69

Rockwell C.

Tiene amplia aplicación en construcción de vehículos por ejemplo para cigüeñales, brazos de ejes, bielas, pernos, ejes de contramarcha, ejes de bombas y engranajes.

Muy utilizado en piezas forjadas como herramientas, llaves de mano,

destornilladores, etc.

Se usa también para espárragos y tornillos den la construcción de plantas que trabajen a temperatura entre 150ºC y 300ºC, como calderas, turbinas de vapor, plantas químicas, etc.

Tabla 1. Análisis químico promedio del acero AISI 4140, usado durante la experimentación.

C % Si % Mn% P% S% Cr% Mo% Ni% 0.430 0.150 0.90 0.0005 0.0200 0.95 0.20 <0.00

Al% Co% Cu% Nb% Ti% V% Pb% Fe% 0.0285 0.0141 0.1573 <0.00 0.0094 0.0009 0.0053 97.1

AISI 9840

Este acero tiene una buena penetración de temple y buena tenacidad.

Se puede usar en construcción de piezas de tamaño medio que estén sometidas a esfuerzos de torsión.

Por su contenido en Mo no esta expuesto a la fragilidad de revenido.

Marco Teórico

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C % Si % Mn% P% S% Cr% Mo% Ni% 0.4126 0.2787 0.766 0.0005 0.0200 0.730 0.2030 1.129

Al% Co% Cu% Nb% Ti% V% Pb% Fe% 0.0285 0.0141 0.1573 <0.00 0.0094 0.0009 0.0053 96.2

AISI 1018

Entre los aceros de bajo carbono, el 1018 al ser el más rico en manganeso es el más usado para la fabricación de las partes carburizadas, ya que produce mayores y más uniformes durezas, además posee una buena soldabilidad y maquinabilidad.

Se utiliza principalmente en la fabricación de partes para maquinaria;

automotriz, línea blanca, equipo de proceso, etc.; que no estén sujetas a grandes esfuerzos.

Por su ductilidad es ideal para procesos de transformación en frío como doblar, estampar, recalcar, etc..


C % Si % Mn% P% S% Cr% Mo% Ni% 0.1787 0.2112 0.696 <0.000 0.0154 0.0563 0.0542 0.1052

Al% Co% Cu% Nb% Ti% V% Pb% Fe% 0.0044 0.0104 0.2996 0.0201 0.0030 <0.00 0.0056 98.3

Desarrollo Experimental

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DESARROLLO

EXPERIMENTAL El presente desarrollo experimental se divide en tres etapas; la primera consiste de la evaluación del sistema de lecho fluidizado empleando un reactor a escala y probetas de acero inoxidable austenítico AISI 304. En una segunda etapa se lleva a cabo la evaluación de los constituyentes microestructurales presentes en las probetas tratadas de los aceros AISI 4140, 9840 y 1018 templados en el LF. Después, se presentan los resultados de experimentos de dilatometría para determinar la cinética de transformación experimentalmente. Finalmente en una última etapa se llevará acabo la simulación del proceso usando los programas WinProbe y Quench.


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I. EVALUACIÓN DEL SISTEMA DE LF. Mediante este estudio se determinaron las condiciones óptimas para realizar una fluidización eficiente de la cama de alúmina utilizada; también se evaluó la eficiencia en la extracción de calor del sistema por medio de la utilización de probetas de acero inoxidable austenítico AISI 304. El equipo experimental utilizado durante la evaluación del sistema de lecho fluidizado se muestra en la Figura 8.

Figura 8. Fotografía del equipo experimental para el estudio térmico; 1) Estructura tubular, 2) Lanza de soporte, 3) Sistema de riel, 4) Rotámetros,

5) Modelo en acero del LF, 6) Compresor. El equipo consiste de una columna de fluidización de 12 cm de

diámetro y 70 cm de altura, unida por medio de bridas a una caja de viento cilíndrica de 13 cm de diámetro y 14 cm de altura, la cual cuenta con un orificio en el centro de su base por el que se hace pasar aire a temperatura ambiente. Para mejorar la distribución del aire alimentado al lecho, se

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2

1

5

6

3


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utilizó un tapón poroso construido de arena Shell sinterizada con una granulometría controlada (malla 60), colocado en la base del reactor1. El material sólido del LF fue alúmina, malla 54.

Para medir la caída de presión dentro del reactor durante la experimentación, se instaló un manómetro en U a 50 cm de las bridas y 10 cm por debajo de ellas. Con un compresor se obtiene la presión de operación, que se regula mediante una válvula reductora; el caudal de aire se mide y controla mediante rotámetros.

Para la evaluación de la extracción de calor en el sistema de LF se utilizaron probetas de acero inoxidable AISI 304, de 12.7 mm (1/2”) de diámetro y 50.8 mm (2”) de longitud. Las probetas fueron instrumentadas con dos termopares colocados en el centro geométrico y a 1.5 mm de la superficie lateral (ambos a la mitad de la altura), tal como se muestra en la Figura 9.

Figura 9. Probeta para la experimentación en sistemas de LF

Las probetas fueron calentadas en un horno cilíndrico de resistencias hasta que toda la pieza alcanzó una temperatura de 860 °C, posteriormente el horno fue abierto y las probetas sumergidas en el lecho fluidizado. El


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traslado de la probeta del horno al LF duró entre 5 y 10 segundos, tiempo en el cual la probeta perdía ∼10 - 15 °C.

Para medir la respuesta térmica del lecho fluidizado durante las

pruebas de temple, la columna de fluidización fue instrumentada con un termopar colocado a media altura de la cama de alúmina.

Las respuestas térmicas durante el temple, provenientes de las

probetas y del lecho, se registraron mediante un equipo computarizado de adquisición de datos consistente de un módulo de adquisición de datos de National Instruments modelo NI 4350, conectado a una computadora y controlado con el software NetAcq v. 2.

En la Tabla 1 se muestran las condiciones experimentales utilizadas

para la realización de esta evaluación. Tabla 4. Condiciones experimentales utilizadas durante la evaluación del sistema de lecho fluidizado.

Material tratado AISI 304

Temperatura de entrada al reactor 860 °C

Granulometría de la cama de alúmina 54

Altura de la cama de alúmina 19 cm

Temperatura inicial del la cama de alúmina 24 °C

Número de fluidización 1.2, 1.4, 1.6, 1.8


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II. TEMPLE DE ACEROS GRADO MAQUINARÍA EN EL SISTEMA DE LF.

Estudios anteriores demostraron la eficacia del sistema de LF como medio de temple para los aceros grado maquinaria2, sin embargo para este trabajo fue necesaria la realización de pruebas con diferentes números de fluidización en el reactor, que abarcaran desde Nf = 0 (enfriamiento al aire) tomado como referencia, hasta Nf = 1.8.

Para la generación de las curvas de enfriamiento y el calculo de la

rapidez de enfriamiento se utilizan probetas de acero AISI 4140, AISI 9840 y AISI 1018, las probetas utilizadas en las pruebas experimentales fueron fabricadas con las mismas dimensiones usadas en las probetas de acero inoxidable: 12.7 mm (1/2”) de diámetro y 50.8 mm (2”) de longitud e igualmente instrumentadas con dos termopares en el centro geométrico y a 1.5 mm de la superficie lateral.

Para la realización de cada prueba se montó una probeta de material

sin tratar en la punta de una lanza de acero inoxidable, la cual por medio de un sistema de riel se encargaba de trasladar la pieza desde el interior del horno de resistencias hasta el reactor de lecho fluidizado donde era sumergida completamente en el lecho de alúmina agitado, como se muestra en la Figura 10.


37

Figura 10. Dispositivo de soporte y probeta para el temple en el sistema de lecho fluidizado.

La Tabla 5, muestra las condiciones experimentales utilizadas

durante el temple en el sistema de LF.


38

Tabla 5. Condiciones experimentales empleadas durante el temple en el sistema de LF.

Granulometría de la cama de alúmina 54

Altura de la cama de alúmina 19 cm

Temperatura inicial de la cama de alúmina 24 °C

Números de fluidización probados 0 (aire), 1.2, 1.4,

1.6, 1.8, 2.0

Temperatura de austenización 860 °C

Materiales tratados AISI 4140 AISI 9840 AISI 1018

Para todos los casos se siguió la misma secuencia experimental; la

probeta fue mantenida a temperatura de austenización durante 15 minutos para ser después sometida a un temple en el sistema de lecho fluidizado a diferentes números de fluidización.

Adicionalmente se realizaron pruebas de enfriamiento en aceite

agitado, en estas pruebas se usaron probetas fabricadas de acero grado maquinaria (AISI 4140 y AISI 9840) del mismo tipo que las utilizadas para el LF e instrumentadas de igual manera. Estas probetas se calentaron hasta la temperatura de austenización a la cual se mantuvieron durante 15 minutos para posteriormente ser sumergidas en un baño de aceite de temple (Hought Quench 105) que se encontraba fuertemente agitado.

Después de cada temple, la probeta debidamente identificada se

seccionó para medir la dureza de cada pieza y determinar la microestructura final mediante técnicas metalográficas. Para revelar la


39

microestructura se utilizó un ataque químico con Nital 5 por inmersión a temperatura ambiente durante cinco segundos. Las imágenes de las microestructuras se obtuvieron con un microscopio tipo Axioskop2 modelo MAT a 500X y 1000X.

Para el caso del acero AISI 4140 fue necesario realizar un segundo

estudio metalográfico, para lo cuál se utilizó un microscopio electrónico de barrido, marca JEOL modelo 35, debido a que el microscopio óptico no tenia la resolución suficiente para mostrar la estructuras generadas durante el temple. En este estudio se emplearon las mismas muestras metalográficas preparadas para el microscopio óptico.

La dureza se midió con un durómetro marca Buehler, modelo

Macromet 3. Para realizar la medición de las durezas, las superficies de las probetas fueron preparadas hasta la lija 600 para evitar que tuvieran marcas de corte o rugosidades; se tomaron cinco valores de dureza en cada probeta, una en el centro y cuatro cerca de las orillas con lo que se obtuvo un promedio para la pieza tratada.

En el caso de los aceros AISI 4140 y AISI 9840 las durezas fueron tomadas utilizando un indentador con punta de diamante y reportadas en unidades Rockwell C, mientras que para el acero AISI 1018 la medición se realizó con un indentador de punta redonda y las unidades reportadas en este material fueron Rockwell B. III. PRUEBAS DE DILATOMETRÍA PARA LA DETERMINACIÓN DE LAS

TEMPERATURAS DE TRANSFORMACIÓN. Con el fin de determinar experimentalmente la temperatura de inicio de la transformación martensítica (Ms) para los aceros maquinaria usados en este trabajo, fue necesario realizar varias pruebas de dilatometría.


40

Las probetas utilizadas en estas pruebas, constan de un cilindro hueco con diámetros interno y externo de 6 mm y 8 mm respectivamente y una longitud de 20 mm, como se muestran el la Figura 11.

Figura 11. Esquema de la probeta utilizada durante las pruebas de dilatometría, a) vista frontal, b) corte transversal

Cada probeta fue calentada y enfriada de manera controlada en un

simulador termo-mecánico Gleebe 3500, en el cual se sometieron las piezas a ciclos térmicos similares a los medidos durante los experimentos de temple en el LF; esto se puede apreciar en la Figura 12, la cual muestra una representación del ciclo térmico usado en las pruebas.

Para monitorear la temperatura durante la prueba de dilatometría fue

soldado un termopar a la superficie de la probeta y la expansión y dilatación de la muestra fueron registrados por medio de dos puntas de cuarzo conectadas al equipo; esto permitió el continuo monitoreo de temperatura y cambio de diámetro.

(a) (b)


41

Figura 12. Ciclo completo de calentamiento y enfriamiento utilizado para las pruebas de dilatación.

Las rapideces de enfriamiento utilizadas durante las pruebas de dilatación para los diferentes aceros ensayados se resumen en la Tabla 3. Tabla 6. Condiciones de rapidez de enfriamiento usadas durante las pruebas de dilatometría.

Material ensayado Rapidez de enfriamiento

AISI 4140 25 ºC/s 30 ºC/s

AISI 9840 20 ºC/s 25 ºC/s 30 ºC/s

AISI 1018

10 ºC/s 15 ºC/s 20 ºC/s 25 ºC/s


42

IV. SIMULACIÓN DE CAMPOS TÉRMICOS DURANTE EL TEMPLE DE ACEROS EN EL

SISTEMA DE LECHO FLUIDIZADO. Los datos de respuesta térmica experimental del los aceros inoxidable 304 y los aceros grado maquinaría 4140 y 9840 enfriados en el lecho fluidizado bajo diferentes condiciones de Nf fueron alimentados al programa WinProbe9 para obtener la historia de flux de calor y la temperatura en la superficie correspondiente para cada experimento.

El programa WinProbe resuelve de forma numérica el problema

inverso de conducción de calor (Inverse Heat Condution Problem o IHCP de sus siglas en ingles), generando los valores de temperatura superficial y de flux de calor a partir de datos de tiempo y temperatura sub–superficial. Este programa implementa un esquema completamente implícito para resolver por medio de diferencias finitas la ecuación gobernante, pero no incluye la transformación de fase. IV.1 FORMULACIÓN MATEMÁTICA DEL PROBLEMA INVERSO DE CONDUCCIÓN DE CALOR

(IHCP).

El problema inverso de conducción de calor (IHCP) involucra la estimación del flux de calor y la temperatura de superficie utilizando una serie de mediciones de temperatura que se obtienen del interior de las muestras. De forma particular, para realizar la solución del IHCP, fue utilizado el algoritmo desarrollado por Beck10, el cual se basa en minimizar las diferencias entre las respuestas térmicas medida y calculada con respecto al flux de calor calculado en la superficie. Este algoritmo también incorpora un número de valores futuros de la respuesta térmica medida para reducir las oscilaciones asociadas a la solución numérica del IHCP en los experimentos de temple.


43

Si se supone que las propiedades termofísicas son constantes en una posición dada desde un paso computacional al siguiente, se tendrá como resultado un algoritmo lineal y por consiguiente se elimina la necesidad de iterar en cada paso de cómputo. Si el flux de calor en la superficie y la distribución de temperatura son conocidas en un tiempo dado, , el flux de calor en la superficie para el siguiente paso de cómputo puede ser calculado usando:

(1)

donde

(2)

en la ecuación anterior, es el coeficiente de sensibilidad, definido como:

(3)

Los coeficientes de sensibilidad son calculados resolviendo:

con las siguientes condiciones limite e inicial: condición inicial. condición límite 1.

condición límite 2.


44

Debe enfatizarse que la función secuencial especificada en el algoritmo descrito anteriormente no incluye ninguna fuente o pérdida de calor.

IV.2 FORMULACIÓN MATEMÁTICA DEL PROBLEMA DIRECTO DE CONDUCCIÓN DE CALOR

(DHCP). Al tratarse de aceros que cambian de fase durante el tratamiento térmico, se requiere modelar tanto el campo térmico como el campo microestructural. En la mayoría de las pruebas realizadas, las condiciones de enfriamiento en el LF, para los aceros grado maquinaría AISI 4140 y 9840, fueron tales que ocurrió únicamente la trasformación austenita – martensita para los casos tratados.

Debido a que se obtuvieron rapideces de enriamiento relativamente bajas durante los enfriamientos en el lecho fluidizado el modelo matemático no incluye distorsión. De igual manera, ya que se tiene una relación de longitud a diámetro en las probetas de 4 a 1, se juzga que un modelo de flujo de calor unidimensional es adecuado. De esta forma, tenemos que el modelo termo-microestructural puede formularse de la siguiente manera: La ecuación diferencial que define a la evolución del campo térmico es:

(4)

Simplificaciones:

La relación longitud/diámetro de la probeta es grande, por lo que el flujo de calor es esencialmente unidimensional (en la dirección r, para un sistema de coordenadas cilíndricas)


45

Para el modelo inicial se considerará que tanto las propiedades termofísicas como las condiciones de frontera tienen valores en función de la temperatura y que se trata de un sistema isotrópico.

Para modelar el transporte en la intercara se utilizó una historia de

flux de calor determinada previamente para las condiciones de enfriamiento.

El termino fuente que aparece en el Ecuación 4 puede calcularse a

partir de la evolución de la microestructura, es decir, conociendo la cinética de la transformación de fase. En particular:

(5)

Donde el subíndice “ ” indica que se trata de la transformación de

fase “ ”. Además, el material se considera isotrópico y .

Para este caso sólo se considera una transformación de fase: austenita a martensita, por lo que se eliminará el subíndice “ ”. La cinética de esta transformación de fase sigue la ecuación de Koistinen – Marburger11:

(6) donde es una constante y es la temperatura a la cuál comienza la transformación de austenita a martensita.

Con estas consideraciones, la Ecuación (4) se reduce a:

(7)

con

(8)


46

y (9)

En la literatura especializada la Ecuación (7) se ha resuelto mediante

el algoritmo que se describe a continuación.

Para cada intervalo de tiempo: 1. Resolver la Ecuación 1, suponiendo temporalmente que ,

para obtener .

2. Con el valor calculado para el campo térmico se calcula aplicando la Ecuación 3 (sí y sólo sí la temperatura en el nodo

es menor a ).

3. Conociendo se calcula .

4. Se resuelve la Ecuación 1 con los valores re-calculados de para obtener .

5. Se compara la solución del campo térmico con los

obtenidos en el paso 1 . Si la diferencia entre ambos campos térmicos calculados es mayor que el criterio de tolerancia, entonces se actualiza con los valores de y se regresa al paso 2.

6. Si la diferencia entre y es menor o igual a un criterio

de tolerancia, entonces se promedia el campo térmico calculado más recientemente con el valor anterior y este valor es utilizado como la solución del intervalo (sub – relajación).

7. Se incrementa el contador de tiempo y, si no se ha rebasado el

tiempo máximo, se pasa al paso 1.


47

Los parámetros típicos para este sistema se resumen en la Tabla 7. Tabla 7. Parámetros típicos del sistema.

860 °C 0.00635 m

180 s 345 °C

-0.011 °C-1 643.72 J m-3

k Valores en función de la temperatura

ρCp Valores en función de la temperatura

Los valores dependientes de la temperatura para la conductividad

térmica y el producto (densidad x calor específico) utilizados en el sistema se dan en las Tablas 8 y 9, respectivamente12. Tabla 8. Conductividad térmica del acero AISI 4140

T,ºC k, W/(m K) 100 42.7 200 42.3 400 37.7 600 33.1

Tabla 9. Producto (densidad x calor específico) para el acero AISI 4140

T,ºC ρ Cp, J/(m3 K) 150-200 3.926 x 105 350-400 4.308 x 105 550-600 4.656 x 105


48

Finalmente, la ecuación diferencial que describe a la evolución del campo térmico en el sistema se resolvió aplicando el método del elemento finito. El método del elemento finito se basa en aproximar el campo que se desea modelar, mediante funciones validas para cada elemento13. Por lo anterior, el campo térmico para este estudio esta dado por:

(10)

Partiendo de la ecuación diferencial que define a la evolución del

campo térmico (Ecuación 7) y aplicando la formulación de Galerkin (para convertir esta ecuación diferencial en una ecuación algebraica lineal), las ecuaciones para cada elemento pueden escribirse como:

(11)

donde:

es la matriz de capacitancia

es la matriz de conductancia

es el vector de cargas

Estos términos conforman la matriz de capacitancia, rigidez y el vector de cargas respectivamente. Los términos del balance tienen dimensiones de energía/longitud.

Partiendo de la ecuación 11 para calcular la evolución de , se implemento el método de Crank – Nicholson:

con

Resultados

49

RESULTADOS

I. RESULTADOS DE LA EVALUACIÓN DEL SISTEMA DE LF.

I.1 DETERMINACIÓN DE MÍNIMA FLUIDIZACIÓN EN EL SISTEMA DE LF. La determinación del flujo de mínima fluidización del reactor de lecho fluidizado se llevó al cabo utilizando un manómetro de mercurio para determinar las caídas de presión en el reactor relacionadas con las velocidades de entrada de aire al sistema En la Figura 13 la flecha indica el punto en el cual un lecho compuesto por alúmina malla 54 alcanza la condición de mínima fluidización. Esta condición se define como el momento en que la caída de presión a través del lecho alcanza un máximo para después estabilizarse4. El valor de mínima fluidización para este sistema es de 53 l/min de aire en la entrada del reactor.

Resultados

50

A partir de este valor es posible calcular el número de fluidización (Nf), como la razón de la velocidad de gas entre la velocidad de minina fluidización, de esta forma se define el Nf como múltiplos del valor de mínima fluidización.

Figura 13. Curva de caída de presión como función del flujo de aire que entra al reactor en el sistema de lecho fluidizado.

I.2 RAPIDECES DE ENFRIAMIENTO EN EL SISTEMA DE LF.

Para realizar la evaluación de las rapideces de enfriamiento durante el temple en el sistema de lecho fluidizado se llevaron al cabo enfriamientos usando probetas de acero inoxidable austenítico AISI 304 bajo diferentes condiciones de fluidización.

En la Figura 14 se presentan las curvas de respuesta térmica del acero inoxidable templado bajo diferentes Nf, de esta figura se observa claramente una relación entre el Nf y la rapidez de enfriamiento, siendo ésta proporcional.

Fluidización incipiente

Mínima Fluidización

Resultados

51

Figura 14. Curvas de respuesta térmica en el centro de probetas de acero AISI 304 templadas en un LF con diferentes Nf.

En la Figura 14 se observa también que con el incremento gradual del número de fluidización, ya no se observan cambios significativos en las curvas de enfriamiento, para Nf ≥ 1.6.

En la Figura 15 se muestran las curvas de rapidez de enfriamiento en función de la temperatura calculadas a partir de los datos de respuesta térmica para el acero inoxidable mostrados en la Figura 15.

Resultados

52

Figura 15. Curvas de rapidez de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 304 templadas en LF.

Como se observa en la Figura 15 las rapideces de enfriamiento en el LF son mucho mayores que para el caso de enfriamiento en aire quieto; esto indica que el LF es un excelente sistema para la extracción de calor durante el proceso de temple para piezas de acero inoxidable 304.

Ahora bien, es necesario reportar estas rapideces de enfriamiento como función de la temperatura a 750 °C. Para calcular este valor de rapidez de enfriamiento se tomaron datos experimentales de respuesta térmica cercanos a 750 °C y se obtuvo la pendiente por regresión lineal.

Las rapideces de enfriamiento (a 750 °C) para el acero inoxidable tratado en el reactor de LF se muestran en la Tabla 10.

Resultados

53

Tabla 10. Rapideces de enfriamiento en función del Nf a 750 °C para probetas de acero inoxidable templadas en LF.

Nf Rapidez de enfriamiento, °C/s 0 (Aire) -4.5

1.2 -18.2 1.4 -21.4 1.6 -23.2 1.8 -26.3

Los valores de rapidez de enfriamiento reportados en la Tabla 7

indican que la severidad de temple en el reactor está directamente relacionada al incremento en el Nf. Obteniéndose valores más altos de enfriamiento a medida que se incrementa el flujo de aire en el reactor; esta relación se observa a lo largo de todo el proceso de temple en la Figura 14.

II. TEMPLE DE ACEROS GRADO MAQUINARÍA Y DE UN ACERO BAJO CARBONO

….EN EL SISTEMA DE LF. II.1 AISI 4140

Para el acero AISI 4140 se experimentaron varias condiciones de fluidización las cuales son 0, 1.2, 1.4, 1.8, correspondiendo Nf = 0 al enfriamiento al aire libre.

En cada caso se obtuvieron curvas de respuesta térmica, a partir de

los datos adquiridos por el termopar ubicado en el centro de las probetas. Una vez concluidas las pruebas en el equipo de LF se llevó al cabo la medición de durezas y la determinación de la metalografía de cada material.

Resultados

54

En la Figura 13 se muestra el ciclo completo de calentamiento y enfriamiento en el LF para una probeta de acero AISI 4140. Se observan las principales regiones de la curva separadas por líneas punteadas.

Figura 16. Ciclo completo de calentamiento – enfriamiento para un temple en el sistema de LF.

La curva de la Figura 16 se encuentra dividida en cuatro regiones correspondiendo estas al calentamiento, austenización, transporte al LF y finalmente enfriamiento en el LF. Durante el calentamiento la probeta se calienta a una velocidad de 1°C/s hasta alcanzar una temperatura de 860 °C, usualmente esta fase del proceso se lleva acabo en ∼15 minutos. A la región de calentamiento le sigue una de austenización donde la probeta es mantenida a 860 °C durante 15 minutos, el objetivo de esta fase es eliminar cualquier microestructura previa. El tiempo de austenización utilizado para todas las pruebas en este trabajo se estableció mediante el diámetro de las probetas14.

Resultados

55

Al final de la curva se encuentran las regiones de transporte y enfriamiento en el LF. La región de transporte como se observa en la Figura 13 es muy pequeña y muestra un enfriamiento suave, asociado con la pérdida de temperatura por radiación y convección natural, durante el tiempo en el que la probeta es retirada del horno y sumergida en el LF para su enfriamiento.

Los resultados que a continuación se presentan corresponden a la región de enfriamiento en el LF, para realizar el reporte de estas curvas se llevó al cabo el corte de las mismas a una temperatura de 850 °C, momento en el cual la probeta se encuentra sumergida completamente en el LF y ya no se registran datos de enfriamiento debidos al transporte.

En la Figura 17 se observa la curva de respuesta térmica experimental para un acero AISI 4140 templado en un horno de lecho fluidizado con diferentes valores de Nf, desde una temperatura de austenización de 860 °C la cual se mantuvo durante 15 minutos

A modo de comparación a las respuestas térmicas obtenidas en el LF se han agregado las respuestas de temples en aire (Nf = 0) y en aceite. Se decidió presentar la curva de enfriamiento en aceite debido a que en trabajos anteriores se encontró que los lechos fluidizados alcanzan velocidades de enfriamiento de igual magnitud que los medios de temple en aceite quieto15.

Resultados

56

Figura 17. Curvas de respuesta térmica de probetas de acero AISI 4140 templado en LF con diferentes Nf, teniendo como referencias las curvas de temple al aire y en aceite agitado. De la Figura 17 se observa que a medida que se aumenta el Nf se incrementa la capacidad de enfriamiento del lecho fluidizado. En todos los casos se observan cambios de pendiente, estos cambios denotan transformaciones de fase en el material y se deben a que dichas transformaciones son exotérmicas.

Las temperaturas a las cuales se presentan las transformaciones dependen de las condiciones en las que se efectuó cada enfriamiento. Por ello se puede observar que el enfriamiento al aire muestra un cambio de pendiente a temperatura relativamente alta, alrededor de 500 °C, mientras que para los tratamientos realizados en LF con altos valores de Nf se presenta un cambio de pendiente a una temperatura mucho menor, cerca de los 300 °C.

En la Figura 17 también se puede observar una mayor extracción de

calor cuando se utiliza aceite agitado; esto se debe a que el enfriamiento

Resultados

57

durante el temple en aceite ocurre acompañado de ebullición, que es un mecanismo eficiente de extracción de calor. Sin embargo la máxima rapidez de enfriamiento no es necesariamente el parámetro crítico para predecir la respuesta microestructural del material tratado16. Las rapideces de enfriamiento como función de la temperatura para las probetas de acero AISI 4140 tratadas en el LF se muestran en la Figura 18.

Figura 18. Rapideces de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 4140 templadas en el LF con diferentes valores de Nf. De la figura se observa un incremento (en valor absoluto) en la rapidez de enfriamiento cuando se aumenta el Nf en el reactor. También se aprecia que el inicio de la transformación de fase para el acero 4140 ocurre aproximadamente a los 300 °C para todos los Nf; en la figura la flecha indica el punto de cambio de pendiente para la transformación de fase.

Resultados

58

De igual forma se puede ver que hacia el final de la transformación, cerca de los 200 °C, las curvas recuperan el valor inicial de la pendiente, que es consecuencia de que la transformación ha terminado.

En la Figura 19 se presentan los valores de rapidez de enfriamiento

en función de la temperatura (calculados a 750 °C) para los temples en LF. La razón de calcular los valores de rapidez de enfriamiento a esta

temperatura de debe a que en los diagramas CCT este valor aparece como una variable importante, ya que se utiliza para predecir la evolución microestructural17.

Figura 19. Rapidez de enfriamiento calculado a 750 °C en función del Nf para probetas de acero AISI 4140 templadas en LF.

De la Figura 19 se observa una clara relación ente el aumento de Nf y la rapidez de enfriamiento (nótese que la rapidez de enfriamiento tiene un valor negativo). Los valores de rapidez de enfriamiento calculados a 750 °C para el LF se encuentran entre -20 y -28 °C/s, mientras que los valores de referencia corresponden a -4 °C/s para el caso del enfriamiento al aire y de

Resultados

59

-126 °C/s para el temple en aceite agitado; sin embargo es necesario comparar también las microestructuras y las durezas obtenidas para cada caso. Los valores de la dureza final como función del número de fluidización se reportan en la Tabla 11. Tabla 11. Valores de dureza en función del Nf para el acero AISI 4140 templado en el LF.

Nf Dureza [HRc] 0 (Aire) 28

1.2 51 1.4 53 1.6 54 1.8 55

Aceite 55

Los valores de dureza reportados en la Tabla 11, muestran que a medida que se incrementa el Nf durante el temple las durezas obtenidas son mayores, es decir que existe una relación proporcional entre el Nf y la dureza final del material tratado.

A modo de comparación también se muestran los valores obtenidos

de los enfriamientos de referencia en aire y aceite agitado, reportando este último una dureza de 55HRc, que es igual a la obtenida para el temple realizado con Nf = 1.8.

Finalmente las microestructuras correspondientes a las curvas de

enfriamiento de la Figura 17 se muestran en la Figura 20; todas las micrografías fueron tomadas con un microscopio óptico a 1000x.

Resultados

60

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Figura 20. Microestructuras obtenidas después del temple de acero grado maquinaria AISI 4140 en el sistema de LF, bajo diferentes condiciones de enfriamiento; (a) Nf = 0 (al aire), (b) Nf = 1.2, (c) Nf =1.4, (d) Nf = 1.6, (e) Nf = 1.8 y (f) temple en aceite, todas las micrografías fueron obtenidas por microscopio óptico a 1000X.

Resultados

61

Las microestructuras varían desde mezclas de perlita, para el caso de

temple al aire, Figura 20a, martensita + bainita para el caso de números de fluidización iguales o menores a 1.2 (Figura 20b), hasta casi 100% martensita, como se observa en la Figura 20e que muestra la estructura resultante del temple con Nf = 1.8.

Para el caso del temple en aceite se puede apreciar también una

estructura básicamente martensítica, la diferencia que se observa es la presencia de martensita muy fina, en comparación con las estructuras provenientes del temple en LF con Nf altos.

Esta variación en tamaño de las agujas de martensita es resultado de

la variación en las rapideces de enfriamiento de cada proceso de temple. Por tanto se puede establecer una relación directa entre la disminución en el tamaño de las agujas y el aumento en la rapidez de enfriamiento. Adicionalmente a las micrografías tomadas en el microscopio óptico para el acero 4140 templado en el LF (Figura 20); se vio la necesidad de realizar una serie de micrografías vía microscopia electrónica de barrido debido a que el microscopio óptico no tiene la resolución suficiente para presentar de manera clara las estructuras bainíticas, las cuales se sabían presentes debido a las durezas reportadas para este material. La Figura 21 presenta la micrografía de un acero AISI 4140 templado en LF con Nf = 1.2 tomada a 2000X en el microscopio electrónico de barrido.

Resultados

62

Figura 21. Micrografía obtenida en MEB del acero AISI 4140 templado en LF con Nf = 1.2. La flecha indica una estructura bainítica clásica.

En la Figura 21, se puede apreciar una estructura bainítica con su clásica forma de pluma de ave, esta pieza reporto una dureza de 51 HRc. Es de destacar que se realizaron micrografías en el MEB para todas las probetas de acero AISI 4140 tratadas en LF, pero únicamente en este caso se encontraron estructuras bainíticas.

La formación de estructuras bainíticas en esta probeta se debe al tipo de enfriamiento logrado en el reactor de LF, ya que para Nf = 1.2 se determinó una velocidad de enfriamiento de -20 °C/s la cual es la más lenta obtenida para los procesos de temple en este sistema, esto se puede corroborar al observar las curvas de enfriamiento de este caso (reportadas en la Figura 17).

II.2 AISI 9840

Al igual que para el acero AISI 4140, con el acero AISI 9840 se ensayaron varias condiciones de fluidización: 1.2, 1.4, 1.8; también se realizaron dos enfriamientos uno en aire y otro en aceite agitado que fueron utilizados como datos de referencia. En cada caso se obtuvieron curvas de respuesta térmica experimental, con los datos obtenidos del

Bainita

Resultados

63

termopar ubicado en el centro de las probetas, y una vez concluidos los temples en el LF se seccionaron las probetas para llevar acabo la toma de durezas y las metalografías correspondientes.

En la Figura 22 se observan las curvas de respuesta térmica experimental para un acero AISI 9840 templado en un sistema de lecho fluidizado con diferentes valores de Nf, el enfriamiento se llevo acabo desde una temperatura de austenización de 850 °C a la cual se mantuvo la probeta durante 15 minutos. Se reportan los resultados para el termopar localizado en el centro de la probeta.

Figura 22. Curvas de respuesta térmica de probetas de acero AISI 9840 templado en LF con diferentes Nf, teniendo como referencias las curvas de temple al aire y en aceite agitado.

En la Figura 22 se observa que a medida que se aumenta el Nf se obtienen mayores rapideces de enfriamiento, es decir, aumenta la capacidad de enfriamiento del lecho fluidizado.

Resultados

64

En el acero AISI 9840 se presentan cambios de pendiente debidos a transformaciones de fase del material, iniciando alrededor de los 350 ºC y finalizando cerca de los 200 °C para todos los Nf experimentados. Este desplazamiento de la temperatura a la cual se presentan las transformaciones de fase es ocasionada por la composición del acero tratado.

Las rapideces de enfriamiento como función de la temperatura para las probetas tratadas en el LF se muestran en la Figura 23; para el cálculo de estas rapideces se parte de las respuestas térmicas experimentales obtenidas durante el temple.

Figura 23. Rapideces de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 9840 templadas en LF con diferentes Nf.

La Figura 23 muestra una relación directamente proporcional entre

las rapideces de enfriamiento y el número de fluidización en el reactor.

Sin embargo también se puede apreciar que para el caso del acero AISI 9840 las rapideces de enfriamiento obtenidas con Nf = 1.2 y 1.4 son

Resultados

65

muy semejantes, alrededor de -17 ºC/s en ambos casos. Mientras que el Nf = 1.8 reportó una rapidez de enfriamiento de -28°C/s. Este comportamiento se aprecia claramente en la Figura 24.

Figura 24. Rapidez de enfriamiento calculado a 750 °C en función del Nf

para probetas de acero AISI 9840 templadas en LF.

De la figura también se puede apreciar que el temple en aceite produjo mayores rapideces de enfriamiento que cualquiera de los enfriamientos realizados en el LF, alrededor de -160 ºC/s. En la Tabla 12 se reportan los valores de la dureza final para el acero AISI 9840 templado en el sistema de LF con diferentes Nf. Aquí se puede apreciar que a medida que se incrementa el número de fluidización se producen durezas más altas, esto debido a que al incrementarse el Nf aumenta también la severidad del temple en el reactor.

Resultados

66

Tabla 12. Valores de dureza en función del Nf para un acero AISI 9840 templado en el LF.

Nf Dureza [HRc] 0 (Aire) 35

1.2 54 1.4 54 1.6 55 1.8 56

Aceite 56

De la Tabla 12 se puede observar también que los valores de dureza reportados para el temple en aceite agitado y el realizado en LF con Nf = 1.8 son iguales y corresponden a 56 HRc, esto a pesar de la diferencia que existe entre las rapideces de enfriamiento de estos procesos, -160 °C/s y -28 °C/s respectivamente; aquí al igual que en el caso del acero 4140, es necesario comparar las microestructuras obtenidas de ambos procesos.

Las microestructuras correspondientes a las curvas de enfriamiento

de la Figura 22 se presentan en la Figura 25, todas las micrografías fueron tomadas con un microscopio óptico a 1000x.

Resultados

67

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Figura 25. Microestructuras obtenidas después del temple de acero grado maquinaria AISI 9840 en el sistema de LF, bajo diferentes condiciones de enfriamiento; (a) Nf = 0 (al aire), (b) Nf = 1.2, (c) Nf =1.4, (d) Nf = 1.6, (e) Nf = 1.8 y (f) temple en aceite; todas las micrografías fueron obtenidas por microscopio óptico a 1000X.

Resultados

68

Para el caso del acero 9840 las microestructuras varían, de una

forma muy parecida a la mostrada para el caso del acero 4140. Las estructuras obtenidas están constituidas básicamente de martensita, para números de fluidización a partir de 1.4 y una mezcla de perlita y bainita para Nf = 1.2.

Las microestructuras mostradas en la Figura 25 indican que al

incrementar el Nf en el reactor las estructuras martensíticas resultan ser cada vez más finas. Estos resultados corroboran los resultados de dureza para el acero AISI 9840 que fueron reportados en la Tabla 12. II.3 AISI 1018 Para los ensayos realizados en el acero AISI 1018 fue necesario aumentar los números de fluidización en el reactor, esto se debió a que este tipo de acero presenta la transformación de fase a temperaturas más altas que las reportadas para los aceros maquinaria, alrededor de 770 ºC. La Figura 26 presenta las curvas de respuesta térmica experimental para un acero AISI 1018 templado en un horno de lecho fluidizado con diferentes valores de Nf, desde una temperatura de austenización de 850 °C.

Todos los datos reportados se obtuvieron para el centro de las probetas tratadas. Como en los casos anteriores para este acero también se reportó una curva de temple al aire, Nf = 0, como referencia.

Resultados

69

Figura 26. Curvas de respuesta térmica para un acero AISI 1018 templado en LF con diferentes Nf. En la Figura 26 se observa el mismo comportamiento que se ha venido presentando a lo largo de todo este estudio, es decir que a medida que se incrementa el Nf se obtienen mayores rapideces de enfriamiento y por ende un aumento en la capacidad de enfriamiento del lecho fluidizado.

Debido a la composición del material las transformaciones de fase ocurren a temperaturas mucho mayores que las reportadas para los aceros maquinaria y para el caso del enfriamiento al aire se puede apreciar una doble transformación durante el proceso. Los valores de rapidez de enfriamiento en el LF para este material se pueden observar en la Figura 27.

Resultados

70

Figura 27. Rapideces de enfriamiento en función de la temperatura para probetas de acero AISI 1018 templadas en LF con diferentes Nf.

Para todos los casos que se presentan en la Figura 26 se tiene el

comienzo de la transformación de fase alrededor de los 770 °C y el final de la misma cerca de los 550 °C, esto es un claro indicador de un cambio microestructural en el material.

Para este caso, debido a la temperatura a la que se presenta la transformación de fase, las rapideces de enfriamiento para cada Nf se han calculado a 800 °C. Los resultados se muestran en la Figura 28.

Resultados

71

Figura 28. Rapidez de enfriamiento calculado a 800 °C en función del Nf para probetas de acero AISI 1018 templadas en LF.

Con la Figura 28 se puede comprobar la relación existente entre el Nf y la rapidez de enfriamiento en el reactor de LF, ya que a medida que se incrementa gradualmente el Nf aumenta la severidad de temple.

De igual manera se observa que los valores de rapidez de enfriamiento para los Nf = 1.6 y 1.8 son muy parecidos, alrededor de -22 y 23 ºC/s respectivamente. Por lo anterior, las microestructuras obtenidas de estos temples deben ser muy parecidas y lo mismo se puede decir de las durezas finales. En la Tabla 13 se presentan las durezas finales en función del Nf para el acero AISI 1018, en este caso la dureza se reportó en unidades HRB debido a que el material presentó durezas bajas.

Resultados

72

Tabla 13 Valores de dureza en función del Nf para un acero AISI 1018 templado en el LF.

Nf Dureza [HRB] 0 (Aire) 80

1.2 84 1.4 85 1.6 86 1.8 86 2.0 87

De la Tabla 13 se observa que a medida que se incrementa el Nf en el reactor las durezas obtenidas después del tratamiento de temple son más altas, esto es debido a las rapideces de enfriamiento resultantes de cada enfriamiento.

Para el caso del acero AISI 1018 tratado con Nf = 1.6 y 1.8 se

encontró que las durezas reportadas son similares, pero al igual que en los casos presentados para los aceros maquinaría es necesario observar y comparar las microestructuras producidas por ambos temples.

En la Figura 29 se presentan las microestructuras del acero AISI 1018

templado en LF bajo diferentes Nf, las fotografías fueron tomadas en un microscopio óptico a 1000x.

Resultados

73

(a) (b)

(c) (d)

(e) (f)

Figura 29. Microestructuras obtenidas después del temple de acero grado maquinaria AISI 1018 en el sistema de LF, bajo diferentes condiciones de enfriamiento; (a) Nf = 0 (al aire), (b) Nf = 1.2, (c) Nf =1.4, (d) Nf = 1.6, (e) Nf = 1.8 y (f) Nf = 2.0.; todas las micrografías fueron obtenidas por microscopio óptico a 1000X.

Resultados

74

La Figura 29 presenta las microestructuras obtenidas para el acero AISI 1018 templado en LF, se aprecia que en todos los casos se tiene la presencia de perlita y ferrita. Sin embargo, al aumentar el Nf se encuentran estructuras mucho más finas de ferrita y con mucha más perlita, tal como se esperaba de acuerdo a las durezas reportadas en la Tabla 13.

Las estructuras presentes en los casos de enfriamiento con Nf = 1.6 y 1.8 son similares tanto en estructura como en distribución de la misma, esto se puede observar en las Figuras 28d y 28e. Lo anterior explica la similitud entre las durezas reportadas para ambos casos. III. PRUEBAS DE DILATOMETRÍA PARA LA DETERMINACIÓN DE LAS

TEMPERATURAS DE TRANSFORMACIÓN EN ACEROS GRADO MAQUINARÍA. Para determinar la temperatura de inicio para la transformación austenita – martensita (Ms), se llevaron al cabo experimentos de dilatometría bajo condiciones de enfriamiento continuo para rapideces de enfriamiento similares a las encontradas en los experimentos de enfriamiento en el lecho fluidizado. Se usaron probetas que aseguraron que los gradientes térmicos fueran despreciables durante el enfriamiento (Figura 11). Para cada caso ensayado se obtuvieron mediciones de dilatación como función de la temperatura y el tiempo de ensayo; a partir de estas curvas fue posible calcular la temperatura inicial de transformación para los aceros estudiados. Finalmente utilizando las curvas de dilatación como función del tiempo de ensayo se calculo la fracción transformada18 de martensita para cada caso estudiado.

Resultados

75

III.1 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DE DILATOMETRÍA PARA EL ACERO AISI 4140.

En la Figura30 se muestra la curva de dilatación como función de la temperatura para los ensayos de dilatometría realizados con el acero AISI 4140.

Figura 30. Dilatación en función de la temperatura para el acero AISI 4140 ensayado en enfriamiento continúo.

En la figura se puede apreciar que inicialmente el diámetro de la

probeta disminuye conforme el enfriamiento avanza hasta que se presenta un cambio de volumen, el cual está asociado a la transformación austenita – martensita. Este cambio de volumen se opone a la contracción debida al enfriamiento lo que resulta en un incremento del diámetro de la probeta.

Por lo anterior, el inicio de la transformación puede ser determinado al calcular la curva de la derivada de dilatación (μm/°C) en función de la temperatura, la cual se muestra en la Figura 31.

Resultados

76

Figura 31. Derivada de la dilatación (μm/°C) en función de la temperatura para el acero AISI 4140 ensayado en enfriamiento continuo.

En la curva anterior se localizó la temperatura a la cual la pendiente

se desvía significativamente del comportamiento a temperaturas previas a la temperatura de transformación. Esta temperatura, marcada en la figura por una flecha, es la de inicio de transformación martensítica o Ms para el acero AISI 4140.

Los valores de temperatura de inicio de transformación (Ms) para el acero AISI 4140 se determinaron en un rango de 330 a 345 °C. Finalmente se obtuvo la curva de fracción transformada de martensita a partir de la curva de dilatación en función del tiempo para los dos casos tratados. La Figura 32 muesta la curva de fracción transformada en función del tiempo.

Resultados

77

Figura 32. Curvas de fracción transformada de martensita en función del tiempo para las probetas de acero AISI 4140 usadas en dilatometría.

Como se puede observar en la figura anterior, la curva perteneciente

al enfriamiento con 30 °C/s presenta una mayor velocidad de transformación que la perteneciente al caso de enfriamiento con 25 °C/s, esto se debe precisamente a la velocidad de enfriamiento a la cual fueron obtenidas dichas curvas. Así entre mayor la velocidad de enfriamiento la fracción transformada de martensita se incrementa, hasta que finalmente la reacción cesa a Mf 19 (temperatura del final de transformación) que para el acero AISI 4140 es ∼120 °C 17. III.2 RESULTADOS DE LOS ENSAYOS DE DILATOMETRÍA PARA EL ACERO AISI 9840.

La Figura 33 presenta la curva de dilatación como función de la temperatura para los ensayos de dilatometría realizados con el acero AISI 9840.

Al igual que en los ensayos realizado con el acero AISI 4140, durante la prueba de dilatación el acero 9840 presenta una contracción debida al

Resultados

78

enfriamiento continuo al que es sometido para posteriormente sufrir un cambio positivo en el volumen durante la transformación austenita-martensita.

Figura 33. Dilatación en función de la temperatura el acero AISI 9840 ensayadas en enfriamiento continúo.

Para este acero también es posible obtener la temperatura de inicio

de transformación martensítica calculado la curva de la derivada de dilatación (°C/s) en función de la temperatura.

La Figura 34 presenta la curva de la derivada de dilatación en función del tiempo de prueba para los casos ensayados en dilatometría del acero AISI 9840.

De la Figura 34 se puede observar que, al igual que en el caso del acero AISI 4140, en la curva de derivada de dilatación obtenida para el AISI 9840 también se determinó la temperatura Ms localizando el cambio en el comportamiento de la pendiente. En la figura esta temperatura se encuentra marcada por una flecha y una línea punteada.

Resultados

79


Los valores de temperatura de inicio de transformación (Ms) para el

acero AISI 9840 se determinaron en un rango de 330 a 332 °C.

Para el acero AISI 9840 se obtuvieron también las curvas de fracción transformada de martensita para los casos ensayados en las probetas de dilatometría, estas curvas se calcularon a partir de las curvas de dilatación en función del tiempo para cada caso.

La Figura 35 muestra las curvas de fracción transformada de martensita en función del tiempo para el acero AISI 9840, las curvas corresponden a las rapideces de enfriamiento ensayadas en dilatometría de 20 °C/s, 25 °C/s y 30 °C/s respectivamente.

Resultados

80


La figura anterior muestra claramente una relación entre el aumento

en la rapidez de enfriamiento de la probeta y el incremento en la rapidez de transformación, demostrado también con la aumento gradual de la fracción transformada conforme la pieza es enfriada más rápido.

Para el acero AISI 9840 la fracción transformada de martensita a partir del inicio de la transformación, aproximadamente ∼330°C, se incrementa gradualmente conforme se avanza en el tiempo de prueba hasta que la reacción de transformación finaliza en un Mf de ∼130 °C17.

Resultados

81

IV. SIMULACIÓN DE CAMPOS TÉRMICOS DURANTE EL TEMPLE DE ACEROS EN EL

SISTEMA DE LECHO FLUIDIZADO.

A partir de los datos generados experimentalmente durante los enfriamientos en el lecho fluidizado se obtuvieron resultados de Flux de calor a través del programa WinProbe y también datos para la evolución de los campos térmicos y microestructurales para los aceros grado maquinaria, utilizando el código Quench programado en Java. IV.1 ACERO INOXIDABLE AUSTENÍTICO AISI 304

Como se ha mencionado anteriormente, este tipo de acero es austenítico, por lo que no ocurren transformaciones de fase, es por ello que fue seleccionado como material de referencia para la realización de este trabajo. Lo anterior implica que durante la resolución del problema inverso para los casos de enfriamiento con este acero no fue necesario tomar en cuenta el calor generado durante la transformación de fase, por lo cual únicamente se ha modelado el campo térmico.

La Figura 36 muestra el flux de calor en la superficie en función de

la temperatura de superficie para un acero inoxidable 304 templado en varias condiciones de fluidización.

Estas curvas fueron calculadas utilizando el programa WinProbe que

resuelve el problema inverso de conducción de calor (IHCP) a partir de los datos de temperatura obtenidos con el termopar situado a 1.5 mm de la superficie de la probeta (Figura 9). Los datos reportados fueron calculados dentro de WinProbe con número de tiempos futuros (r) igual a 4, y número de nodos entre la superficie y la posición del termopar (n) igual a 5.

Resultados

82

Figura 36. Flux de calor en la superficie en función de la temperatura de superficie, calculados por WinProbe, para un acero AISI 304 enfriado en un lecho fluidizado con diferentes Nf. De la Figura 36 se puede observar una clara relación entre el Nf en el reactor de lecho fluidizado y el flux de calor en la superficie; esta relación es directamente proporcional, es decir al aumentar el número de fluidización se tiene un incremento en el flux de calor que presenta la probeta tratada. La Figura 37 muestra el flux de calor en la superficie en función del tiempo para todos los casos de enfriamiento realizados en el sistema de lecho fluidizado. Estos valores fueron estimados usando r = 4 y n =5.

Como se puede apreciar en la Figura 37, el calor extraído por el lecho fluidizado se incrementa rápidamente durante los primeros 10 segundos de la prueba hasta alcanzar un máximo, conforme el proceso de enfriamiento avanza se observa que la extracción de calor disminuye paulatinamente, esto tiene lugar hasta que la temperatura de la superficie de la probeta se iguala a la temperatura del lecho.

Resultados

83

Figura 37. Flux de calor en la superficie en función del tiempo, calculados por WinProbe, para un acero AISI 304 enfriado en un lecho fluidizado con diferentes Nf.

Los valores máximos de flux de calor en la superficie durante el enfriamiento en el lecho fluidizado para probetas de acero AISI 304 se enlistan en la Tabla 14. Tabla 14. Valores máximos de flux de calor en la superficie para probetas de acero AISI 304 enfriadas en lecho fluidizado con diferentes Nf.

Nf Flux de calor, W/m2 1.2 2.64 x 105 1.4 3.10 x 105 1.6 3.30 x 105 1.8 3.71 x 105

Posteriormente los datos de flux obtenidos en WinProbe para cada

caso fueron introducidos en el programa Quench para realizar el cálculo del problema directo de conducción de calor (DHCP), con lo que se

Resultados

84

obtuvieron las curvas de respuesta térmica calculadas, las cuales se presentan en la Figura 38.

Figura 38. Curvas de respuesta térmica, calculadas por Quench DHCP para un acero AISI 304 inoxidable austenítico enfriado en lecho fluidizado a diferentes Nf.

Como se puede apreciar en la Figura 38 las curvas de respuesta térmica calculada se comportan de la misma manera que las curvas experimentales (Figura 14), esto confirma la existencia de una relación entre el aumento del Nf en el reactor y el de la rapidez de enfriamiento durante el temple.

Es necesario entonces mostrar las curvas de rapidez de enfriamiento en función de la temperatura y las rapideces calculadas a 750 °C para determinar por medio de comparación directa cuan efectivo es el programa Quench al predecir las respuestas térmicas para aceros que no cambian de fase.

Resultados

85

La Figura 39 muestra las curvas de respuesta térmica calculada para el acero inoxidable 304 templado en LF.

Figura 39. Curvas de rapidez de enfriamiento calculada en función del tiempo para el acero inoxidable AISI 304 templado en LF con diferentes Nf.

De la Figura 39 se observa que las rapideces de enfriamiento tienden a aumentar a medida que se incremente el Nf en el reactor, tal como se observo anteriormente en la Figura 15 para los datos experimentales.

A manera de comparación en la Tabla 15 se presentan las rapideces de enfriamiento calculadas a 750 °C a partir las respuestas térmicas calculadas en función del Nf para el acero inoxidable templado en LF.

Resultados

86

Tabla 15. Rapideces de enfriamiento a 750 °C experimentales y calculadas a partir de datos generados por Quench para el acero inoxidable 304.

Rapidez de enfriamiento, °C/s Nf Experimental Calculada 1.2 -18.2 -17.4 1.4 -21.4 -21.5 1.6 -23.2 -23.4 1.8 -26.3 -26.3

Estos valores de rapidez de enfriamiento son similares a los

reportados en la Tabla 10 para los valores experimentales y corroboran la relación entre Nf y rapidez de enfriamiento. IV.2 ACERO GRADO MAQUINARÍA AISI 4140. Anteriormente se había mencionado que el programa WinProbe no considera la ocurrencia de la transformación de fase durante el cálculo del IHCP. Es por esto que la parte de la curva de flux de calor de superficie estimada con WinProbe correspondiente a la transformación de fase no puede ser aplicada directamente como una condición límite dentro del programa Quench. La Figura 33 muestra el flux de calor en la superficie estimado por WinProbe (en valor absoluto) para todos los números de fluidización ensayados con el acero AISI 4140, para todos los casos se utilizo, r = 4 y n = 5.

Resultados

87

Figura 40. Flux de calor en la superficie en función del tiempo, calculados por WinProbe, para un acero AISI 4140 enfriado en un lecho fluidizado con diferentes Nf. De la Figura 40 se aprecia que el calor extraído por el lecho fluidizado se incrementa rápidamente durante los primeros 5 segundos del ensayo, hasta alcanzar un valor máximo para cada número de fluidización, estos valores se resumen en la Tabla 16. Tabla 16. Valores máximos de flux de calor en la superficie para un acero AISI 4140 enfriado en lecho fluidizado con diferentes Nf.

Nf Flux de calor, W/m2 1.2 3.23 x 105 1.4 3.63 x 105 1.6 3.81 x 105 1.8 4.06 x 105

Resultados

88

Los valores reportados en la Tabla 16 indican claramente que el calor extraído por el lecho fluidizado se incrementa conforme aumenta el número de fluidización.

Una vez que la extracción de calor ha alcanzado su máximo,

comienza a disminuir conforme el enfriamiento avanza hasta que cerca de de los 20 segundos de prueba se presenta un cambio súbito en el flux de superficie.

Este cambio en el comportamiento de la curva es resultado del

comienzo de la transformación de fase austenita–martensita en el material, la cual como se menciono no es considerada por el programa WinProbe, dando por resultado el cambio de pendiente en la curva de flux. Una vez que se completa la transformación, el flux de calor decrece hacia cero conforme la prueba se acerca al equilibrio térmico con el lecho fluidizado. IV.2.1 PROCEDIMIENTO PARA LA CORRECCIÓN DE CURVAS DE FLUX DE SUPERFICIE A

TRAVES DE LA TRANSFORMACIÓN DE FASE.

Al no poder usar directamente los valores de flux de calor de superficie como condición en el programa Quench, se hace necesario realizar un ajuste en la curva para que represente correctamente la historia completa del flux durante el enfriamiento.

Para llevar acabo la determinación del comportamiento del flux de superficie a través de la región de transformación, se comenzó por seleccionar un número de fluidización intermedio de los reportados durante la experimentación en el lecho fluidizado. Este número fue el Nf = 1.4, con una rapidez de enfriamiento experimental (a 750 °C) de -24.3 °C/s, el cual produjo en la probeta una dureza final de 53 HRc.

Resultados

89

Con las condiciones de trabajo para el Nf = 1.4 se realizó una prueba adicional de enfriamiento partiendo de una temperatura de trabajo menor a la temperatura de austenización; en particular se utilizó 650 ºC.

El procedimiento se realizó con el objetivo de evitar la zona de transformación durante el enfriamiento; ya que con esta temperatura inicial el acero no transforma a austenita y por tanto no se registra transformación de fase durante el proceso. La curva de enfriamiento producto de este experimento de presenta en la Figura 41.

Figura 41. Curva de respuesta térmica experimental para un acero AISI 4140 enfriado en lecho fluidizado desde una temperatura de 650 °C.

En la Figura 41 se puede observar claramente la ausencia del cambio

de pendiente durante el enfriamiento, la cual es un indicador de la transformación de fase (Figura 17).

De la respuesta térmica medida en la posición de subsuperficie durante este experimento se estimó una historia del flux de calor de superficie aplicando el programa WinProbe con los mismos parámetros

Resultados

90

usados anteriormente, r = 4, n = 5. La Figura 42 muestra la curva de flux de superficie en función de la temperatura de superficie para la prueba realizada a baja temperatura.

Figura 42. Flux de calor de superficie en función de la temperatura de superficie para un acero AISI 4140 enfriado en un lecho fluidizado con Nf = 1.4 desde una temperatura de 650 °C.

Después, la historia correcta del flux de superficie fue construida

tomando la respuesta térmica de superficie estimada con WinProbe para el experimento realizado con Nf = 1.4 que presenta transformación de fase.

De esta curva de respuesta térmica en la superficie se tomó el primer

valor de tiempo (34 s para este experimento) que es el momento en el que comienza la transformación de fase en el material y se leyó directamente el valor de temperatura de superficie correspondiente.

El valor leído de temperatura de superficie se relacionó a un valor en

la curva de flux de superficie en función de la temperatura de superficie,

Resultados

91

obtenida de prueba con Nf = 1.4 que no presenta transformación de fase (Figura 42), con lo que se obtiene un valor correspondiente de flux.

Finalmente este valor de flux de superficie fue asociado con el tiempo en la gráfica de respuesta térmica de superficie para el experimento con transformación de fase.

La curva de flux de superficie modificado por medio del

procedimiento anterior se presenta en la Figura 43.

Esta aproximación es equivalente a usar una curva de flux de superficie vs. temperatura de superficie como una condición limite de transferencia de calor.

Figura 43. Flux de calor de superficie, como función del tiempo, modificado para el enfriamiento de un acero AISI 4140 con Nf = 1.4.

De la Figura 43, se observa que al iniciar la transformación alrededor

de los 30 segundos de prueba, la temperatura se incrementa debido al calor generado; por esta razón la superficie se recalienta.

Resultados

92

Cuando la transformación termina, alrededor de los 120 segundos, el

flux de calor decrece conforme la temperatura de superficie disminuye hasta que finalmente se alcanza la temperatura del lecho hacia el final de la prueba.

Una vez que la curva de flux de superficie fue correctamente modificada pudo ser incluida como condición de frontera para el cálculo del problema directo de conducción de calor (DHCP) por medio del código Quench.

Las respuestas térmicas experimental y calculada (usando la curva

modificada de flux de calor en la superficie) en el centro de la probeta para un enfriamiento con Nf = 1.4 se grafican en la Figura 44, junto con la evolución de la fracción de martensita transformada, cabe destacar que esta fracción fue calculada usando el mismo código.

Como se puede observar en la Figura 44, la curva de respuesta térmica estimada por el código Quench muestra un comportamiento muy similar al obtenido experimentalmente para este caso (enfriamiento con Nf = 1.4). De hecho, la curva calculada sigue completamente a la curva experimental desde el inicio de la prueba hasta el final de la misma, mostrando el mismo tipo de comportamiento durante el cambio de fase.

En la misma grafica se muestra la evolución predicha de la fracción

transformada la cual presenta un incremento relativamente rápido a tiempos cortos, iniciando alrededor de los 30 segundos, que es donde se presenta el inicio efectivo de la transformación. Posteriormente se observo un decremento en la velocidad de transformación hasta que finalmente, alrededor de 120 s de prueba se detiene la transformación con una fracción transformada de 90%.

Resultados

93

Figura 44. Respuestas térmicas experimental y calculada por Quench para un acero 4140 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.4, se muestra también la fracción transformada de martensita en función del tiempo de prueba.

La Figura 45 muestra la rapidez de enfriamiento en función de la temperatura a partir de datos experimentales y calculada con la curva de respuesta térmica estimada por Quench para el enfriamiento en lecho fluidizado con Nf = 1.4.

En el caso de la curva calcula la temperatura de Ms, 345 °C, se introdujo como valor predefinido en el código Quench y fue obtenida por medio de las pruebas de dilatación.

En la Figura 45 se aprecia que la transformación de fase tiene lugar alrededor de los 345 °C para los dos casos, experimental y calculado. Se observa también que el cambio de pendiente que muestra la curva calculada al llegar al punto de transformación de fase es mayor la experimental.

Resultados

94

Figura 45. Rapidez de enfriamiento en función de la temperatura, experimental y estimada por Quench para un acero AISI 4140 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.4.

La rapidez de enfriamiento a 750 °C obtenida para esta prueba con

los datos calculados fue de -24.2 °C/s; este valor es muy similar al obtenido experimentalmente para el mismo caso, el cual fue -23.2 °C/s (Figura 18). IV.3 ACERO GRADO MAQUINARÍA AISI 9840. Para el caso con el acero AISI 9840 se siguió la misma secuencia utilizada en el caso del acero AISI 4140 para obtener una historia correcta del flux de superficie durante el enfriamiento. Esta curva de flux fue usada en el programa Quench para la resolución del DHCP.

Para este acero se selecciono un número de fluidización de 1.8, esta condición reporto una rapidez de enfriamiento a 750 °C de -28 °C/s y una dureza promedio en la pieza de 56 HRc.

Resultados

95

Con el fin de usar adecuadamente el código Quench, fue necesario realizar la construcción de la curva de flux sin transformación de fase para lo cual se empleó la misma metodología usada para el caso del acero AISI 4140.

La curva de flux de superficie modificada para el acero 9840 enfriado bajo condiciones de Nf = 1.8 se muestra en la Figura 46.

Al igual que para el casos anterior esta aproximación es equivalente a usar una curva de flux de superficie vs. temperatura de superficie como una condición limite de transferencia de calor.

Figura 46. Flux de superficie modificado para el enfriamiento de un acero AISI 9840 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.8.

En la Figura 46, se aprecia que alrededor de los 30 segundos de

prueba, la temperatura se incrementa debido al calor generado por la transformación de fase. Esto ocasiona que la superficie se recaliente con lo cual la fuerza motriz para la extracción de calor se incrementa.

Resultados

96

Cuando la transformación termina, alrededor de los 130 segundos, el flux de calor decrece conforme la temperatura de superficie disminuye hasta que finalmente se alcanza la temperatura del lecho hacia el final de la prueba.

Una vez que la curva de flux de superficie fue correctamente modificada, para evitar la zona de transformación, pudo ser incluida como condición de frontera para el cálculo del DHCP en el código Quench.

Las respuestas térmicas experimental y calculada (usando la curva

modificada de flux de calor en la superficie) en el centro de la probeta para un enfriamiento con Nf = 1.8 se grafican en la Figura 47, junto con la evolución de la fracción de martensita transformada.

Figura 47. Respuestas térmicas experimental y calculada por Quench para un acero 9840 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.8, se muestra también la fracción transformada de martensita en función del tiempo de prueba.

Resultados

97

En la Figura 47 se observan las respuestas térmicas experimental y estimada a través del código Quench. Se puede apreciar claramente que la curva calculada sigue muy de cerca el comportamiento de la curva experimental; sin embargo hacia el final de la prueba los valores de esta última comienzan a separarse de los experimentales.

Esto se debe principalmente a los valores de flux de calor empleados durante el calculo los cuales como se señalo anteriormente provienen de una reconstrucción de la historia de flux para el caso especificado.

En la misma grafica se muestra la evolución predicha de la fracción transformada, la cual muestra un incremento relativamente rápido a tiempos cortos, iniciando alrededor de los 25 segundos que es donde se presenta el inicio efectivo de la transformación de fase.

Posteriormente se observo un decremento en la velocidad de transformación hasta que finalmente, alrededor de 130 s de prueba se detiene la transformación con una fracción transformada del ∼96%.

En la Figura 48 se presentan las rapideces de enfriamiento en función de la temperatura calculadas a partir de datos de respuesta térmica experimental y con la curva de respuesta térmica estimada por Quench, para el enfriamiento en lecho fluidizado de una probeta de acero AISI 9840 con Nf = 1.8.

Para este caso la temperatura de Ms fue de 330 °C la cual se introdujo como valor predefinido en el código Quench y fue obtenida por medio de las pruebas de dilatación.

Resultados

98

Figura 48. Rapidez de enfriamiento en función de la temperatura, experimental y estimada por Quench para un acero AISI 9840 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.8.

En la Figura 48 se aprecia que el cambio de pendiente en la curva tiene lugar alrededor de los 330 °C para los casos experimental y calculado, este cambio indica el inicio de la transformación de fase. Se observa también que el cambio de pendiente que muestra la curva calculada al llegar al punto de transformación de fase es mayor la experimental, lo cual implica una mayor rapidez de enfriamiento.

La rapidez de enfriamiento a 750 °C obtenida para esta prueba con los datos calculados fue de -30.1 °C/s; este valor es muy similar al obtenido de forma experimental para el mismo caso, el cual fue -28.3 °C/s (Figura 24).

Análisis de Resultados

99

ANÁLISIS DE RESULTADOS

I. EVALUACIÓN DEL SISTEMA DE LF I.1 MÍNIMA FLUIDIZACIÓN EN EL SISTEMA DE LF

Los resultados de las pruebas para determinar la condición de minina fluidización en el reactor mostraron que al inicio de la fluidización se tenía una relación directamente proporcional entre la velocidad de entrada de aire al sistema y el aumento en las caídas de presión.

Esta relación se mantuvo hasta que la caída de presión alcanzó un punto máximo, alrededor de 53 l/min de aire insuflado, posterior al cual ya no se observó ningún cambio. A este valor a partir del cual la curva de caída de presión parece estabilizarse se le determino mínima fluidización.

Los valores de número de fluidización (Nf) utilizados durante el desarrollo de este trabajo fueron múltiplos del valor de mínima fluidización obtenido durante la evaluación del reactor, correspondiente a 53 l/min. Los


100

números ensayados fueron 1.2, 1.4, 1.6, 1.8 y 2.0. La Tabla 17 muestra las velocidades de aire a la entrada del reactor relacionadas a los números de fluidización utilizados. Tabla 17. Valores de velocidad de entrada de aire para los Nf usados.

Nf Aire insuflado, l/min 1.2 63 1.4 74 1.6 85 1.8 95 2.0 106

Arriba del número de fluidización 2.0 se presento arrastre neumático

con perdida de alúmina por la parte superior del reactor, por lo cual en la investigación no se utilizaron números de fluidización mayores. I.2 RAPIDECES DE ENFRIAMIENTO EN LF PARA EL ACERO INOXIDABLE 304.

Las curvas de respuesta térmica adquiridas durante los experimentos permitieron comparar la capacidad que tienen los diversos medios de enfriamiento para extraer calor9, esto se puede observar en la Figura 49, donde se muestran los datos de enfriamiento obtenidos para una probeta de acero AISI 304 inoxidable austenítico (Figura 9) después del temple en varios medios.

De la Figura 49 se observa que la respuesta térmica del enfriamiento en un lecho fluidizado con condiciones de fluidización mayores a Nf = 1 supera al enfriamiento realizado en aire forzado para el mismo material. Mientras que al compararlo con el enfriamiento en aceite quieto, se encontró que el enfriamiento en lecho fluidizado es capaz de competir con este medio.


101

Figura 49. Curvas de respuesta térmica obtenidas para una probeta de acero AISI 304 inoxidable después del temple en varios medios de enfriamiento.

En las curvas de respuesta térmica para el acero inoxidable enfriado en LF se pudo apreciar que conforme se incrementó el número de fluidización se obtuvieron mayores rapideces de enfriamiento, es decir, aumentó la capacidad de enfriamiento del lecho fluidizado.

La Figura 50 muestra los valores de rapidez de enfriamiento calculados a 750 °C para el acero inoxidable AISI 304, aquí se aprecia claramente la relación existente entre la rapidez de enfriamiento y el Nf. De esta figura se puede concluir que la capacidad de extracción del lecho fluidizado esta en función del número de fluidización empleado, siendo mayor a medida que se aumenta el Nf o la velocidad del fluido dentro del reactor.

Probeta de acero inoxidable, 12.7 mm de diámetro y 50.8 mm de longitud

tiempo (seg)

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200

Tem

pera

tura

(ºC

)

200

400

600

800 Alumina malla 54, Qmf = 53 l/minAire forzado a 30 ºC Aire quieto


102

Figura 50. Rapideces de enfriamiento para un acero inoxidable 304 enfriado en lecho fluidizado con diferentes Nf.

I.3 TEMPLE DE ACEROS GRADO MAQUINARIA EN EL SISTEMA DE LECHO FLUIDIZADO.

Para los aceros maquinaria templados en el sistema de lecho fluidizado alúmina-aire se encontró una relación proporcional entre el Nf y las rapideces de enfriamiento, este comportamiento también fue reportado para el caso del acero inoxidable.

Esta relación entre rapideces de enfriamiento y Nf se corrobora a través de las durezas obtenidas de cada proceso. Esto se debe a que al incrementar la rapidez de enfriamiento se obtienen mayores severidades de temple dando como resultado durezas más altas en las piezas tratadas.

Las durezas para los diferentes Nf ensayados en los aceros grado maquinaria AISI 4140 y AISI 9840 se presentan en la Figura 51.


103

Figura 51. Durezas en función de Nf para los acero grado maquinaria AISI 4140 y 9840 enfriados en lecho fluidizado.

De la figura se puede observar que conforme se aumentó el Nf en el

reactor se obtuvieron durezas más altas para los dos aceros maquinaria tratados. Esto verifica la relación existente entre el aumento en las rapideces de enfriamiento y el Nf.

En la figura se muestran también, en símbolos cerrados, los valores de dureza obtenidos para el enfriamiento de estos aceros en un baño de aceite agitado. Se encontró que los valores de dureza para las pruebas en aceite agitado y en el lecho fluidizado con Nf = 1.8 son muy similares, aunque los valores de rapidez de enfriamiento reportados para el aceite son mayores que en el LF. Sin embargo las durezas indican que la evolución microestructural de las piezas fue similar a lo largo de ambos tratamientos.

Para verificar lo anterior las Figuras 52 y 53 presentan las estructuras obtenidas de ambos tratamientos para el acero AISI 4140 y 9840


104

respectivamente. Las micrografías fueron tomadas con un microscopio óptica a 1000X.

(a) (b)

Figura 52. Microestructuras obtenidas para un acero grado maquinaria AISI 4140 templado a) en lecho fluidizado con Nf = 1.8 y b) en aceite agitado

(a) (b)

Figura 53. Microestructuras obtenidas para un acero grado maquinaria AISI 9840 templado a) en lecho fluidizado con Nf = 1.8 y b) en aceite agitado.

De la Figura 52 se puede observar que las estructuras del acero 4140 para ambos temples son completamente martensíticas, es por ello que las durezas reportadas son similares. Sin embargo las agujas de martensita provenientes del temple en aceite aparecen mucho más finas que las obtenidas en el LF, esto es debido a la rapidez de enfriamiento del proceso.


105

Para el caso del acero AISI 9840 las estructuras se pueden observar

en la Figura 53, en esta figura se apreciar el mismo caso comentado para el acero 4140. Ambas estructuras provenientes del proceso de LF y de aceite agitado son completamente martensíticas. También en este caso la estructura de temple en aceite presenta agujas mas finas producto de la rapidez de enfriamiento para este proceso.

En la Tabla 18 se muestran a manera de comparación las rapideces de enfriamiento obtenidas, a 750 °C, para el aceite agitado y el lecho fluidizado con Nf = 1.8 para los aceros grado maquinaría AISI 4140 y 9840 respectivamente. Tabla 18. Comparación entre rapideces de enfriamiento, calculadas a 750 °C, en aceite agitado y en lecho fluidizado con Nf = 1.8 para los aceros grado maquinaría.

Acero Aceite Lecho Fluidizado AISI 4140 126 ºC/s 27 ºC/s AISI 9840 160 ºC/s 28 ºC/s

De la tabla anterior se puede notar que las rapideces reportadas para

el enfriamiento en aceite son cinco veces más altas que las obtenidas por medio del lecho fluidizado con el número de fluidización más alto (Nf = 1.8).

Esto se puede apreciar también en la Figura 54 la cual presenta las curvas de respuesta térmica para los aceros AISI 4140 y 9840 templados en lecho fluidizado y en aceite agitado


106

Figura 54. Curvas de respuesta térmica comparadas para los aceros maquinaría enfriados en el sistema de LF con Nf = 1.8 y en aceite agitado.

De la figura se puede determinar claramente que las respuesta

térmicas obtenidas del proceso de enfriamiento en aceito son más rápidas que las obtenidas para el proceso en el lecho fluidizado, sin embargo los gradientes obtenidos durante este último proceso fueron sensiblemente menores que el aceite agitado.

La Figura 55 muestra los gradientes obtenidos para el proceso de enfriamiento en aceite agitado y el lecho fluidizado, para una probeta de acero grado maquinaría AISI 4140.

Como se observa en la Figura 55 el gradiente que presenta el enfriamiento en aceite agitado es mucho mayor que el obtenido en el lecho fluidizado. Durante el proceso el aceite agitado alcanzo una diferencia de temperaturas medidas, entre el termopar ubicado en el centro de la probeta y el localizado a 1.5 mm de la superficie, de ∼110 °C, mientras que la diferencia máxima en el caso del lecho fluidizado alcanzo ∼8°C.


107

Figura 55. Gradiente térmico en función del tiempo para el enfriamiento de una probeta de acero AISI 4140 en aceite agitado y en lecho fluidizado.

Al presentar menor gradiente térmico el sistema de lecho fluidizado puede asegurar una menor deformación en las piezas tratadas, en comparación con el tratamiento convencional en aceite agitado. II. SIMULACIÓN DE CAMPOS TÉRMICO Y MICROESTRUCTURAL EN EL LECHO

FLUIDIZADO

La simulación matemática fue llevada a cabo utilizando el código computacional Quench el cual a través del método de elemento finito estimo las respuestas térmicas a partir de las historias de flux de calor previamente reconstruidas para los casos de enfriamiento en aceros grado maquinaría. Los casos de enfriamiento estudiados fueron Nf = 1.4 y Nf = 1.8 para el acero AISI 4140 y el acero AISI 9840 respectivamente.


108

Para el caso del acero inoxidable AISI 304 el programa estimó la respuesta térmica a partir de los datos de flux de calor en la superficie obtenidos del programa WinProbe, al no presentar cambios de fase la historia de flux puede ser usada directamente.

La Figura 56 muestra la curva de respuesta térmica experimental y calculada para una probeta de acero inoxidable templada en el lecho fluidizado con un Nf = 1.2.

Figura 56. Comparación entre las respuesta térmica experimental y calculada por Quench para un acero inoxidable AISI 304 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.2.

En la figura anterior se observa como la curva de respuesta térmica estima por Quench para este caso sigue el mismo comportamiento que la curva experimental durante todo el proceso de enfriamiento.

Esto permite concluir que el código computacional Quench es valido

para el cálculo de la respuesta térmica en los casos de acero inoxidable estudiados durante esta investigación.


109

La Figura 57 presenta la curva de respuesta térmica experimental y calculada por el código Quench para un acero grado maquinaría AISI 4140 templado en un lecho fluidizado con un Nf = 1.4, en la misma figura se tiene graficada la fracción transformada de martensita en función de tiempo de prueba. Las líneas punteadas están marcan la temperatura de Ms al principio de la transformación martensítica (obtenida de las pruebas de dilatación) y el Mf al final de la misma (obtenido por bibliografía17)

Figura 57. Comparación entre la respuesta térmica experimental y calculada por Quench para un acero 4140 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.4.

La figura anterior muestra una muy buena concordancia entre los valores experimentales y los estimados por el código Quench. Dado que la historia de flux de calor usada como condición límite para la estimación de las respuestas térmicas fue obtenida por el programa WinProbe, a partir de los datos experimentales medidos en la subsuperficie de la probeta, la respuesta térmica medida en el centro de la probeta es una medición independiente y por consiguiente el resultado que se muestra en la figura valida el modelo matemático termo – microestructural.


110

La Figura 57 también muestra la evolución de la fracción transformada, la cual indica una fracción transformada del .95. Este resultado es apoyado por las estructuras presentadas en las Figura 20c, donde se puede apreciar la microestructura resultante para el caso de enfriamiento con Nf = 1.4, en dicha figura se aprecia una estructura completamente martensítica.

Finalmente la Figura 58 presenta una comparación entre las curvas

de respuesta térmica experimental y calculada por el código Quench para un acero grado maquinaría AISI 9840 templado en un lecho fluidizado con un Nf = 1.8, al igual que en el caso del acero AISI 9840, para este caso también se presenta la fracción transformada de martensita en función de tiempo de prueba.

Figura 57. Comparación entre la respuesta térmica experimental y calculada por Quench para un acero 9840 enfriado en lecho fluidizado con Nf = 1.8.

La figura anterior muestra que existe concordancia entre los medidos durante la experimentación y los obtenidos con el código Quench, de hecho la curva estimada sigue el comportamiento de la curva experimental,


111

sin embargo se puede notar que hacia el final del experimento las curvas se separan ∼10 °C.

En la Figura 57 también se observa la curva de fracción transformada

de martensita para este caso, al finalizar la prueba se tiene un .97 de fracción transformada, este valor se puede corroborar al observar la Figura 25e la cual presenta la microestructura resultante para un enfriamiento con Nf = 1.8. En esta se puede observar, como en el caso anterior, una estructura completamente martensítica.

Por lo anterior se puede concluir que a pesar de la separación que

tiene lugar hacia el final del tiempo de experimentación, entre los valores medido y estimado, el modelo matemático termo – estructural usado durante esta experimentación es valido para el caso de probetas de acero AISI 9840 templadas en lecho fluidizado.

Conclusiones

112

CONCLUSIONES

Durante esta investigación se encontró una relación proporcional entre la rapidez de enfriamiento y el aumento en el Nf. Es decir que al aumentar el Nf en el reactor de LF se incrementaba también la capacidad de extracción de calor del medio, dando como resultado una mayor severidad en el temple.

Se ha probado experimentalmente que el cambio microestructural en las probetas templadas en el LF depende del Nf, esto se verificó con las durezas obtenidas para cada pieza tratada en las cuales se encontró que se incrementaba gradualmente al aumentar el Nf.

Para el caso de los aceros AISI 4140 y AISI 9840 el temple en el lecho fluidizado operando con un números de fluidización iguales o mayores a 1.6 produce una microestructura final martensítica, por lo que la dureza de las probetas templada es similar a la que se obtiene templando en aceite, pero el proceso en lecho fluidizado es menos contaminante y más fácil de controlar.

Conclusiones

113

Durante la presente investigación también se determino que los gradientes producidos con el proceso de enfriamiento en lecho fluidizado son mucho menores que los que se aprecian en el proceso tradicional de temple en aceite agitado, esto indicaría que las deflexiones obtenidas en el lecho fluidizado son menores.

Se desarrollo una metodología para corregir las historias de flux de calor estimadas con el programa WinProbe (que no incluye al término de generación de calor asociado con las transformaciones de fase).

Tras la comparación entre las respuestas térmicas experimentales y las obtenidas del cálculo en el programa Quench se puede considerar que el modelo matemático empleado en esta investigación ha sido validado.

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