relación microestructura-propiedades mecánicas en acero perlítico ...

Anales de Mecánica de la Fractura 26, Vol. 1 (2009)
RELACIÓN MICROESTRUCTURA-PROPIEDADES MECÁNICAS
EN ACERO PERLÍTICO PROGRESIVAMENTE TREFILADO
B. González 1 , J.C. Matos 2 , J. Toribio 1
1
Ingeniería de Materiales (Universidad de Salamanca),
E.P.S., Campus Viriato, Avda. Requejo, 33,
49022 Zamora. España.
Correo-e: bgonzalez@usal.es
2 Departamento de Informática y Automática (Universidad de Salamanca),
E.P.S., Campus Viriato, Avda. Requejo, 33,
49022 Zamora. España.
RESUMEN
Este artículo estudia la relación entre los cambios microestructurales causados por el proceso de trefilado en alambres
de acero perlítico (orientación axial de las láminas de perlita junto con disminución del espaciado interlaminar medio)
con la mejora de sus propiedades mecánicas. La resistencia se relaciona con la deformación plástica mediante la
ecuación de Embury-Fisher, y también mediante la expresión de Hall-Petch, donde para calcular la distancia entre las
barreras frente al movimiento de dislocaciones se debe considerar, además del espaciado interlaminar medio, el ángulo
medio de orientación. Se ha realizado una modelización de la evolución de la microestructura laminar con el trefilado,
suponiendo que inicialmente todos los ángulos aparecen con la misma probabilidad, la estructura laminar cambia en la
sección longitudinal de forma semejante a la geometría del alambre y el espaciado interlaminar efectivo (evaluado
sobre la sección transversal) es proporcional al diámetro del alambre.
ABSTRACT
This paper studies the relationship between the microstructural changes caused by the cold drawing process in pearlitic
steel wires (axial orientation of the pearlitic lamellae together with decrease of the average interlamellar spacing) and
the improvement of their mechanical properties. The strength is related to plastic strain my means of the Embury-Fisher
equation, and also by the Hall-Petch expression, where to calculate the distance between barriers against dislocational
movement one must consider, apart from the average interlamellar spacing, the average orientation angle. A modeling
was performed of the evolution of lamellar microstructure with cold drawing, assuming that initially all angles appear
with the same probability, the lamellar microstructure changes in the longitudinal section similarly to the wire geometry
and the effective interlamellar spacing (evaluated on the transverse section) is proportional to the wire diameter.
PALABRAS CLAVE: Acero perlítico trefilado, Anisotropía microestructural, Ecuación de Hall-Petch.
1. INTRODUCCIÓN
El proceso de trefilado produce una serie de cambios en
la microestructura de los aceros perlíticos. Con la
deformación plástica, las láminas de perlita se orientan
progresivamente según la dirección axial, disminuyendo
además su espaciado interlaminar [1-5]. Para pequeñas
deformaciones la orientación de las láminas es predominante,
mientras que en deformaciones más altas lo
es la disminución del espaciado interlaminar [4,5].
El límite elástico aumenta con el grado de trefilado
debido a la reducción del espaciado interlaminar [6,7],
ya que favorece el bloqueo de las dislocaciones en la
interfase ferrita-cementita, a la vez que se incrementa la
anisotropía plástica inducida por la alineación microestructural
del material [8,9].
El límite elástico en el acero perlítico sigue una relación
del tipo Hall-Petch [10,11] con respecto a su espaciado
interlaminar perlítico s 0 [2,6,7], donde el parámetro de
Hall-Petch resulta ser independiente de la velocidad de
enfriamiento y por lo tanto del espaciado interlaminar,
pero aumenta considerablemente con el incremento del
contenido de carbono en el acero [12].
Para el acero perlítico trefilado un ajuste tipo Hall-Petch
es imposible [13], debido a que la disminución del
espaciado interlaminar va acompañada de la orientación
microestructural progresiva del material. En cambio la
ecuación de Embury-Fisher [1], que relaciona el límite
elástico con la deformación plástica producto del
proceso de trefilado, se ha empleado con muy buenos
resultados en acero perlítico con distintos grados de
endurecimiento por deformación tras trefilar [14,15].
142

Anales de Mecánica de la Fractura 26, Vol. 1 (2009)
El objetivo de este artículo es estudiar la relación que
existe entre los cambios microestructurales originados
en el acero perlítico progresivamente trefilado y sus
propiedades mecánicas convencionales. Además se ha
realizado una modelización que permite predecir la
evolución de las láminas de perlita en función de la
deformación plástica producto del trefilado.
2. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
El material de ensayo ha sido acero perlítico con la
composición mostrada en la tabla 1. El acero se
suministró en alambres de sección circular con distinto
grado de trefilado, desde alambrón (sin trefilar) hasta
acero de pretensado (altamente deformado y producto
final del trefilado).
3. RESULTADOS
3.1. Microestructura
Una vez preparadas las muestras de forma adecuada
para su análisis se observaron con microscopía
electrónica de barrido y se tomaron fotografías de la
microestructura en su sección longitudinal, cuya base
coincide con la dirección radial y su altura con la axial.
En la figura 1 se muestran estas micrografías para el
alambrón, todos los pasos intermedios del proceso de
trefilado y el acero de pretensado.
E0
E1
Tabla 1. Composición química del acero E (% peso).
% C % Mn % Si % Cr % V
0.789 0.681 0.210 0.218 0.061
E2
E3
La nomenclatura empleada para estos aceros indica la
letra correspondiente a la composición (E), seguida del
número de pasos de trefilado a que ha sido sometido (un
número entre 0 y 7).
2.1. Análisis de la microestructura
E4
E5
De cada uno de los pasos de trefilado se cortaron
pequeñas muestras cilíndricas a través de un plano
longitudinal. Estas probetas se limpiaron con acetona en
un aparato de ultrasonidos y se embutieron en resina
termoendurecible con su sección característica visible.
A continuación se desbastaron, se pulieron en pasos
sucesivos hasta obtener una superficie especular y
fueron atacadas con Nital al 5% (mezcla de 4 ml de
ácido nítrico con 96 ml de etanol) con el propósito de
revelar su microestructura, ya que la ferrita y la
cementita que componen la perlita no se atacan por
igual y se muestran con distinto color. El tiempo de
exposición se disminuyó conforme aumentaba el grado
de trefilado. Finalmente, las muestras se examinaron en
el microscopio electrónico de barrido (MEB) a grandes
aumento (x6000).
2.2. Ensayo de tracción simple
Las probetas utilizadas fueron barras lisas de sección
circular uniforme, con el diámetro de suministro de los
alambres y una longitud de 30 cm. Éstas se colocaron
en las mordazas de la máquina de ensayo y se situaron
dos extensómetros concéntricos en lados opuestos sobre
la superficie intermedia de la probeta, suficientemente
alejados de las mordazas para evitar el efecto de las
mismas en la medida de los alargamientos [16]. El
ensayo de tracción simple, cuyo objeto es determinar la
curva tensión-deformación, se realizó en control de
desplazamiento con una velocidad de 3 mm/min.
E6
E7
Figura 1. Microestructura de los aceros E0 a E7.
La perlita está compuesta por láminas alternas de ferrita
y cementita formando colonias (conjuntos de láminas de
perlita vecinas y paralelas entre si). El espaciado
interlaminar de la perlita, s 0 , es la distancia del centro de
una lámina de ferrita al centro de la siguiente (figura 2).
Figura 2. Espaciado interlaminar de la perlita.
143

Anales de Mecánica de la Fractura 26, Vol. 1 (2009)
Existen varios métodos para obtener el espaciado
interlaminar de la perlita, como son el método de
intercepción lineal aleatoria [17] y su variante, el
método de la línea circular [18]. También se puede
utilizar el método de la línea perpendicular [6,18,19],
donde se obtiene el espaciado interlaminar mínimo de la
perlita midiendo la distancia interlaminar en aquellas
colonias donde las láminas estén orientadas cercanas a
la perpendicular al plano de observación. El problema
que se plantea con este procedimiento es que el
espaciado interlaminar medio no tiene por qué coincidir
con el mínimo [20], cuestión que se agrava en el acero
trefilado [2] debido a las grandes deformaciones que
provocan una marcada orientación microestructural.
En este trabajo el cálculo del espaciado interlaminar
medio se ha realizado en las secciones longitudinales,
donde el ángulo de corte es aleatorio, ya que las láminas
se orientan únicamente en la dirección axial. Se trazaron
líneas perpendiculares a las láminas de perlita y se
dividieron entre el número de láminas interceptadas, de
modo que el plano de corte es aleatorio pero no la línea
trazada en él. El valor medio obtenido se dividió por
raíz de dos, tras comparación del método propuesto y el
de intercepción aleatoria para alambrón.
A medida que aumenta el grado de trefilado las láminas
de perlita se van alineando en la dirección de trefilado.
Esta orientación progresiva se puede evaluar a través
del ángulo medio de las láminas de perlita, calculado
como el promedio de los ángulos que forman las
láminas de cada colonia visible en las fotografías y el
eje axial del alambre (figura 3).
e z
Figura 3. Ángulo de las láminas de perlita.
La tabla 2 muestra el espaciado interlaminar medio ( s 0
),
el ángulo medio de las láminas de perlita ( β ) y el
diámetro de los alambres (D), del acero utilizado.
Tabla 2. Caracterización de la perlita.
Acero D (mm) s
0
(μm) β (º)
E0 11.03 0.203 46.9
E1 9.90 0.185 42.3
E2 8.95 0.180 35.9
E3 8.21 0.174 30.6
E4 7.49 0.171 27.9
E5 6.80 0.164 22.7
E6 6.26 0.151 19.4
E7 5.04 0.142 14.0
β
e r
3.2. Propiedades mecánicas
Se realizaron tres ensayos de tracción simple para cada
acero y se tomó el intermedio como el representativo.
Las curvas tensión-deformación verdadera se muestran
en la figura 4 para los aceros estudiados.
σ (GPa)
2.0
1.5
1.0
0.5
E7
E6
E5
E4
E3
E2
E1
E0
0.0
0.00 0.02 0.04 0.06 0.08
ε
Figura 4. Curvas σ −ε de los aceros estudiados (E0-E7)
A partir de las curvas tensión-deformación verdadera,
se calcularon los parámetros mecánicos característicos
de los aceros (tabla 3), módulo de Young (E), límite
elástico al 0.2% (σ Y ), resistencia a tracción (σ max ) y
deformación máxima (ε max ).
Tabla 3. Propiedades mecánicas.
Acero
E σ Y σ max
(GPa) (GPa) (GPa)
ε max
E0 202 0.70 1.22 0.078
E1 187 0.79 1.27 0.069
E2 189 0.89 1.37 0.059
E3 192 0.92 1.40 0.055
E4 194 1.02 1.50 0.050
E5 199 1.12 1.59 0.049
E6 201 1.20 1.64 0.045
E7 209 1.48 1.82 0.060
El módulo de Young permanece cuasi-constante con el
trefilado, mientras que el límite elástico y la resistencia
a tracción aumentan, lo que supone una mejora de las
propiedades mecánicas del acero con el trefilado. En
cambio, la deformación máxima disminuye, salvo para
el acero de pretensado, sometido a un tratamiento de
termo-relajación tras el endurecimiento en frío.
4. DISCUSIÓN
4.1. Relación microestructura-propiedades mecánicas
El grado de trefilado se puede caracterizar mediante la
deformación plástica ε p , función de las variaciones
geométricas producidas durante el proceso de trefilado,
como muestra la figura 5.
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L(0)
D(0)
La ecuación de Embury-Fisher es una modificación de
la relación de Hall-Petch [10,11], en la cual r(i) es la
distancia media entre barreras frente al movimiento de
dislocaciones y c una constante,
L(i)
D(i)
i pasos de trefilado
Figura 5. Cambios geométricos producto del trefilado.
Suponiendo que existe conservación de volumen para el
acero durante el proceso de trefilado, la deformación
plástica para el paso i se puede calcular como,
p L(i) D(0)
ε (i) = ln = 2ln
L(0) D(i)
(1)
En acero perlítico progresivamente trefilado, Embury y
Fisher [1] obtuvieron una ecuación que describe de
forma cuantitativa la resistencia del acero según la
dirección axial σ R (obtenida con el ensayo de tracción
simple) a través de una relación exponencial con la
deformación plástica,
σ
−12
R() i = σ0
+ k( cr())
i (3)
Puesto que se cumple la relación de Embury-Fisher, se
puede pensar que para el acero perlítico trefilado
también es válida la ecuación de Hall-Petch, pero
teniendo en cuenta además del espaciado interlaminar
medio el ángulo medio de las láminas de perlita (ya que
ambos parámetros cambian con el trefilado),
σ
−12
⎛ s0
() i ⎞
R() i = σ0
+ k'
⎜ ⎟
⎝cos β ( i)
⎠
(4)
donde k' agrupa varias constantes. Por tanto, se ha
considerado el espaciado interlaminar efectivo (el que
se observaría sobre la sección transversal del alambre),
y que es proporcional al diámetro del alambre (figura 7).
e z
β
β s 0
e r
p
⎛ k ⎞ ⎛ε
() i ⎞
σR() i = σ0 + ⎜ exp
1/2 ⎟ ⎜ ⎟
⎝(2 r(0))
⎠ ⎝ 4 ⎠
(2)
donde σ 0 es la tensión de fricción, k un parámetro
característico del material y r(0) la distancia inicial
entre barreras frente al movimiento de las dislocaciones.
Esta ecuación muestra las tres formas en las que es
posible aumentar la resistencia de un acero perlítico:
incremento de los parámetros de la ecuación (σ 0 y k),
reducción del espaciado interlaminar inicial (r(0)) e
incremento de la deformación plástica (ε P ). La figura 6
muestra el ajuste de Embury-Fisher para los aceros
estudiados, donde se produce este último caso.
σ R
(GPa)
2.0
1.5
1.0
0.5
σ max
σ Y
0.0
1.0 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5
exp (ε P /4)
Figura 6. Relación de Embury-Fisher, aceros E0 a E7.
Figura 7. Espaciado interlaminar efectivo.
El ajuste de Hall-Petch (figura 8) es menos exacto que
el de Embury-Fisher (figura 6), debido a la dificultad en
el cálculo del espaciado interlaminar medio y del ángulo
medio de la perlita frente al diámetro del alambre.
σ
R
(GPa)
2.0
1.5
1.0
0.5
σ max
σ
Y
0.0
1.8 2.0 2.2 2.4 2.6 2.8
(s 0
/cosβ) −1/2 (μm) -1/2
Figura 8. Relación de Hall-Petch, aceros E0 a E7.
4.2. Modelización
Los cambios producidos en las láminas de perlita con el
proceso de trefilado se han modelizado a través de dos
hipótesis. La primera, que permite calcular el ángulo
medio de las láminas de perlita, supone que inicialmente
existen colonias con todos los ángulo posibles, desde 0
a 90º, las cuales con el proceso de trefilado se deforman
proporcionalmente a la probeta de ensayo (figura 9).
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e z β(0)
e z
β(i)
s0
()/cos i β () i Di ()
=
s (0) / cos β (0) D(0)
0
(10)
L(0)
l(0)
d(0)
D(0)
e r
L(i)
l(i)
d(i)
D(i)
Figura 9. Cambio de ángulo producido en el trefilado.
Después de i pasos de trefilado, una lámina de perlita en
la sección longitudinal pasará de tener una proyección
radial inicial d(0) a una final d(i) y de una proyección
inicial axial l(0) a una final l(i), existiendo las siguientes
relaciones entre estas dimensiones en cada lámina y la
geometría del alambre progresivamente trefilado,
di () Di ()
=
d(0) D(0)
e r
(5)
El espaciado interlaminar medio, después de i pasos de
trefilado, se puede calcular a partir de su valor inicial y
de la deformación plástica, teniendo en cuenta que el
ángulo medio inicial de las láminas de perlita es
aproximadamente 45º,
P
−
( ε ) 12
s () i = 2 s (0)cos β() i () i (11)
0 0
Los resultados para el ángulo medio de las láminas de
perlita y el espaciado interlaminar medio, obtenidos a
través de la modelización y de forma experimental, se
muestran en las figuras 10 y 11.
50
40
li () Li ()
=
l(0) L(0)
(6)
β (º)
30
20
De igual forma, el ángulo inicial β(0) de la lámina se
transforma en el ángulo β(i), después de i pasos de
trefilado,
di ()
β ( i) = arctg
li ()
(7)
Introduciendo las ecuaciones (5) y (6) y el valor de la
deformación plástica (1), parámetro característico del
proceso de trefilado, se obtiene la expresión:
P −3 2
β( i) = arctg(exp( ε ( i )) tg β(0))
(8)
a partir de la cual se puede calcular el ángulo medio de
las láminas de perlita β () i en función de la deformación
plástica, al considerar que inicialmente ocurren todos
los ángulos con igual probabilidad,
1
β i ε i β β (9)
90
P −3 2
( ) = arctg(exp( ( )) tg (0))d (0)
90
∫
0
La segunda hipótesis surge de la ecuación de Embury-
Fisher, obtenida para el acero perlítico trefilado como
una modificación de la ecuación de Hall-Petch, donde
se considera que el tamaño de las barreras frente al
movimiento de las dislocaciones (interfases ferritacementita)
varía de forma proporcional al diámetro del
alambre y por tanto que el espaciado interlaminar medio
efectivo también. De esta forma se obtiene la siguiente
relación entre los parámetros característicos de las
láminas de perlita y el diámetro del alambre,
10
Experimentación
Modelización
0
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6
Figura 10. Angulo medio de las láminas de perlita,
modelización vs. experimentación.
s 0
(μm)
0.21
0.18
0.15
0.12
0.09
0.06
0.03
0.00
0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6
ε P
Experimentación
Modelización
Figura 11. Espaciado interlaminar medio,
modelización vs. experimentación.
En los resultados (numéricos y experimentales) se
observa que las láminas de perlita experimentan una
mayor orientación en los primeros pasos de trefilado,
mientras que al espaciado interlaminar medio muestra
una mayor disminución de su valor en los últimos pasos
de trefilado [4,5] para las deformaciones estudiadas
(desde ε P =0 hasta ε P =1.6).
ε P
146

Anales de Mecánica de la Fractura 26, Vol. 1 (2009)
5. CONCLUSIONES
El proceso de trefilado produce en el acero perlítico una
serie de cambios microestructurales que modifican sus
propiedades mecánicas. Las láminas de perlita se orientan
progresivamente en la dirección de trefilado, al
tiempo que disminuye su espaciado interlaminar. Las
propiedades mecánicas, obtenidas a través del ensayo de
tracción simple, mejoran con el proceso de trefilado,
aumentando el límite elástico y la resistencia a tracción.
La resistencia del acero, que sigue una relación tipo
Embury-Fisher con la deformación plástica producida
por el trefilado, también puede ajustarse a la ecuación
de Hall-Petch si se tiene en cuenta el ángulo medio de
orientación de las láminas de perlita junto con la
variación del espaciado interlaminar medio.
Es posible modelizar los cambios geométricos
producidos en las láminas de perlita con el trefilado. La
variación del ángulo medio de las láminas de perlita se
obtiene suponiendo que en el alambrón existen todos
los ángulos posibles para las láminas de perlita con
igual probabilidad y que los cambios geométricos para
las láminas en la sección metalográfica longitudinal, son
proporcionales a los del alambre. La evolución del
espaciado interlaminar medio se calcula considerando
que el espaciado interlaminar efectivo (medido sobre la
sección metalográfica trasversal) varía de una forma
proporcional al diámetro del alambre.
AGRADECIMIENTOS
Los autores desean hacer constar su agradecimiento por
la financiación aportada por las siguientes instituciones:
MCYT (Proyecto MAT2002-01831), MEC (Proyecto
BIA2005-08965), MCINN (Proyecto BIA2008-06810),
JCyL (Proyectos SA067A05, SA111A07 y SA039A08),
y por el suministro de acero por parte de TREFILERÍAS
QUIJANO (Los Corrales de Buelna, Cantabria, España).
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