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Los aceros austeníticos de bajo manganeso con molibdeno podrían cubrir el vacío existente entre los aceros perlíticos y los martensíticos

Comportamiento frente al desgaste abrasivo de aceros tipo Hadfield de contenido medio en manganeso

B. Del Río López, de la Escuela Técnica Superior de Ingenieros industriales de la Universidad Politécnica de Madrid. bdelrio@etsii.upm.es; y A. García Diez agd@cdf.udc.es; A. Varela Lafuente anvalaco@cdf.udc.es; J. L. Mier Buenhombre jlmier@udc.es; F. Barbadillo Jove barbadil@udc.es; y almudena@udc.es, de la Escuela Politécnica Superior de la Universidade da Coruña

29/02/2016
En el presente trabajo se ha realizado una propuesta alternativa a los materiales que tradicionalmente se emplean en la fabricación de las cuñas de los revestimientos de los molinos de carbón.

Para este trabajo, elaborado para desarrollar una alternativa a los materiales que habitualmente se emplean en la fabricación de las cuñas de los revestimientos de los molinos de carbón, se han diseñado dos nuevas composiciones —ambos aceros austeníticos con un contenido medio en manganeso— y se ha evaluado su estabilidad microstructural frente a la temperatura y su dureza tras someterlas a distintos tratamientos térmicos. Las dos coladas propuestas se sometieron a tratamiento térmico de hipertemple al aire y cada una de ellas fue sometida a recocidos entre 100 y 900 °C. De cada una de las muestras obtenidas de esta forma se realizó un análisis metalográfico para determinar su estabilidad frente a la temperatura y se midió la dureza en la escala Brinell de las mismas. Posteriormente se fabricaron cuñas con las dos aleaciones alternativas y con el material de referencia y se instalaron en tres tipos de molinos diferentes, procediéndose a determinar la pérdida de peso experimentada por las mismas después de transcurridos 25 meses y en un momento intermedio de este periodo.

1. Introducción

Es bien conocida la importancia que tienen las aleaciones resistentes al desgaste en la industria, sean cuales sean las solicitaciones puestas en juego: abrasión, erosión, golpe o choque, tensión mecánica, temperatura, etc.

Se han desarrollado numerosas aleaciones de diferentes bases para dar respuesta técnica y económica a las variadas problemáticas planteadas y, sin duda, las aleaciones férreas son en la mayoría de las ocasiones la solución más idónea tanto por el bajo precio que presentan, como por su buen comportamiento, sin olvidar el gran abanico de aleaciones comerciales existentes, su facilidad de aprovisionamiento y la diversidad de morfologías posibles.

Entre estas aleaciones férreas, los aceros austeníticos al manganeso, también conocidos como aceros Hadfield, son unas de las más empleadas en los trabajos de desgaste bajo condiciones de golpe y choque a baja temperatura [1-6]. Sin embargo, cuando se eleva la temperatura de trabajo por encima de los 100 °C, los aceros Hadfield sometidos a esas mismas condiciones sufren un desgaste acelerado debido a la precipitación de carburos y la consiguiente pérdida de capacidad de endurecimiento. En estas situaciones estos aceros son sustituidos tradicionalmente por aceros perlíticos o aceros bonificados de baja o media aleación.

Los aceros austeníticos de bajo manganeso con molibdeno podían cubrir el vacío existente entre los aceros perlíticos y los martensíticos con ventajas evidentes sobre ambos, siendo muy interesante el desarrollo de estas aleaciones para ciertas aplicaciones en las que ni el clásico acero Hadfield de 14% Mn, ni los aceros perlíticos o los martensíticos, ofrecían respuesta satisfactoria, y más cuando se trataba de servicio a temperaturas entre los 100 y los 400 °C con solicitaciones de choque y abrasión [7, 8]. En dichas condiciones los aceros perlíticos sufren desgastes acelerados y los aceros martensíticos se agrietan inutilizándose.

Un ejemplo interesante de aplicación de este tipo de aleaciones es el de las cuñas empleadas en los molinos de bolas utilizadas en las centrales térmicas convencionales de carbón. La misión de estas cuñas es fundamental en la molienda del carbón y, por tanto, en la granulometría alcanzada y el rendimiento de los quemadores. Estas cuñas funcionan en condiciones de golpe y abrasión, pero al tiempo deben presentar una cierta tenacidad, por un lado para evitar el agrietamiento en servicio y por otro para impedir su rotura en el montaje, dado los pares de apriete utilizados, por lo que materiales muy duros, con dureza superior a los 400 HB, resultan inadecuados y los de durezas menores que 300 HB sufren desgastes inadmisibles.

La temperatura del trabajo en el molino es otro factor a considerar, suele oscilar según la instalación entre los 80 y los 150 °C. Dado que la campaña del molino suele ser del orden de los dos años, no es despreciable el ablandamiento de los aceros bonificados de construcción, o el de los aceros de herramientas templados y revenidos, debido a la equivalencia entre tiempo y temperatura (Larsson – Miller).

En el presente trabajo se evaluarán distintas composiciones de aceros austeníticos de medio manganeso para su empleo en condiciones de desgaste con golpe a dichas temperaturas y se ensayarán en molinos de carbón para estudiar su comportamiento.

2. Trabajo experimental

2.1. Coladas

Se realizaron 10 coladas con composiciones variables de carbono, manganeso, cromo, molibdeno y cobre. La composición química de cada una de ellas se basa el conocimiento previo de los elementos de aleación sobre los aceros austeníticos al manganeso y los resultados obtenidos en las coladas anteriores.

La fusión y colada en los moldes se realizó, en todos los casos, mediante horno de inducción de media frecuencia (3.000 Hz) con 50 kg de capacidad en acero de crisol. Dada la alta basicidad, tanto de la escoria como del caldo, de los aceros altos en manganeso y con objeto de reducir o eliminar la interacción caldo-refractario horno o cuchara, y caldo-arena molde, se empleó un refractario neutro tanto para el revestimiento del horno como de la cuchara de colada.

2.2. Tratamientos térmicos

Con objeto de estudiar la estabilidad de la austenita de esta familia de aceros por calentamientos variables entre los 100° y los 900°C, se efectuó un barrido de tratamientos térmicos entre dichas temperaturas, decaladas 50°C, de 2h de duración para cada una de las 10 coladas. Este tratamiento se efectuó después de realizar, en todos los casos, un hipertemple al aire desde 1.100°C con 2h de permanencia según el esquema de la figura 1.

Estas temperaturas son muy superiores a las propuestas para el servicio de estos materiales, pero dado que el tiempo de permanencia es de dos horas, suplimos con el mencionado incremento de temperaturas el efecto que tiempos mucho más largos tendrían sobre la descomposición de la austenita.

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Figura 1: Tratamiento térmico para la evaluación de la estabilidad de la austenita.

Se ha comprobado en este trabajo que con una composición química debidamente balanceada el enfriamiento al aire es suficiente para evitar la precipitación, hasta para espesores del orden de los 100-150 mm. Un acero Hadfield requeriría con dicho espesor el enfriamiento en agua, es decir, esta familia de aceros es menos sensible al espesor que el acero Hadfield típico.

El tiempo de 2 horas es también suficiente para lograr una solubilización correcta, siendo necesarios tiempos muy superiores para la disolución total, pero estos tiempos no tendrían aplicación industrial.

2.3. Análisis metalográfico y toma de durezas

Las probetas para estudios metalográfico se obtuvieron, en todos los casos, de los canales de alimentación internos del molde. El diámetro de estos canales, 15 mm, permitía el encapsulamiento de las probetas tras corte con refrigeración adecuada en la tronzadora metalográfica.

Tras lijado y pulido manual, se atacaron con nital-3 a temperatura ambiente como reactivo. Los tiempos de ataque empleados fueron cortos para evitar el rápido sobreataque de la austenita manganosa, lo que conduce a coloraciones excesivas de la matriz en perjuicio de la observación del micro constituyente disperso.

El estudio metalográfico de cada una de las 10 coladas en los distintos estados de tratamiento se completó con la medida de la dureza. Se tomaron cinco medidas de dureza brinell con bola de 10 mm y 3.000 kg.

La toma de durezas en estos aceros es bastante importante ya que nos permite estimar indirectamente de manera cualitativa la descomposición de la austenita en otros constituyentes. Esta austenita es con mucho el constituyente más blando de estos aceros y, por tanto, cualquier incremento significativo de dureza por encima de los 220-250 HB en ausencia de endurecimiento por deformación se puede interpretar como algún tipo de descomposición de la austenita.

2.4. Pruebas en servicio

Con objeto de valorar cuantitativamente la resistencia al desgaste de estas aleaciones se decidió, contando con la colaboración de una empresa productora de electricidad, instalar cuñas fabricadas con dos aleaciones de las diez estudiadas en un molino de bolas para carbón. Estas dos aleaciones se juzgarán como las más convenientes en función de los estudios previos.

Se fabricaron cuñas de morfología idéntica a las originales del molino junto a cuñas convencionales fabricadas con el material comercial usual para esta aplicación. Todas las cuñas, de uno y otro material, se encontraban debidamente marcadas con objeto de hacer el estudio individual.

El número total de cuñas montadas fueron de 10 de cada una de las coladas seleccionadas, y el número de cuñas convencionales, utilizadas como referencia fue igualmente de 10.

El tiempo en servicio fue de 25 meses realizándose un control intermedio de la pérdida de peso sufrida, aprovechando paradas cortas en el molino motivadas por incidencias en el servicio.

Al cabo de los 25 meses se desmontaron todas las cuñas, experimentales y de referencia, para efectuar el estudio individual de todas ellas, tanto en cuanto a la pérdida de peso como a los perfiles de desgaste obtenidos mediante inspección visual para comprobar que no existiese deformación plástica macroscópica que impidiese el funcionamiento de las cuñas sin pérdida de masa.

3. Resultados y discusión

3.1. Análisis químico

Las composiciones química de las diez coladas propuestas inicialmete se detallan en la tabla 1. Todas las composiciones obtuvieron valores de fósforo y azufre inferiores a 0,025%.

Colada

C

Mn

Si

Cu

Mo

Cr

1

1,5

8

0,5

2

2

1

2

1,3

6

0,5

2

1,5

2

3

1,3

6

0,65

3

1,1

0

4

1

5

0,5

3

1,5

0

5

1,5

4

0,5

3

2

0

6

1,5

6

0,2

3

2

0

7

1,7

7

0,5

2

2

1

8

1,7

6

0,3

2

1,5

1

9

1,8

8

0,5

2

2

1,5

10

1,6

6,5

0,5

2

1,75

1,5

Tabla 1: Composiciones químicas.

3.2. Durezas

Las medidas de dureza se han representado en la gráfica que se muestra en la figura 2 con la temperatura de recocido, correspondiendo el cero para la muestra hipertemplada y enfriada en aire sin recocido posterior.

En la gráfica de la figura 3 se han eliminado aquellas coladas que tienen un comportamiento distinto debido a la formación masiva de constituyentes a partir de la austenita, con un comportamiento más similar al de un acero de herramientas indeformable que a un austenítico al manganeso, para poder observar más claramente el comportamiento general de este último tipo de aceros.

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Figura 2: Durezas de cada colada tras tratamiento térmico.
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Figura 3: Durezas de cada colada tras tratamiento térmico de las coladas austeníticas.

Se observa en todas las aleaciones un ligero endurecimiento en el tratamiento a 100-150 °C, y uno más acusado a partir de los 550 °C excepto para las coladas 1 y 2, que mantienen durezas inferiores a los 300 HB en esta zona. Este endurecimiento es debido a la formación de nuevos constituyentes y se estudiará en el análisis metalográfico de las probetas.

El endurecimiento generalizado de baja temperatura puede ser explicado por los mismos mecanismos que tienen lugar en el revenido de aceros de gran resistencia, una precipitación fina de carburos que, al calentarse a temperatura superior van a coalescer, desapareciendo el efecto de los mismos.

De igual manera se observa que las coladas 7 y 9 tienen un comportamiento bastante próximo a las 1 y 2, pero con durezas ligeramente superiores. Además se puede observar que son las aleaciones 1 y 2 las que menores valores de dureza tienen en casi cualquier estado.

3.3. Análisis metalográfico

Se realizaron más de 500 micrografías que por razones obvias de espacio no podemos reproducir en este trabajo. Se muestran algunos ejemplos de las realizadas en la figura 4. De la observación de las metalografías de las probetas tras el tratamiento se justifican estos aumentos de dureza por la transformación de la austenita en otros constituyentes.

foto
Figura 4: Ejemplos de micrografías obtenidas por tratamiento térmico.

La primera clasificación que podemos hacer es la de los aceros es en función de su estructura hipertemplada. Mientras las coladas 4 y 6 presentan una gran cantidad de martensita y la 5 presenta gran cantidad de perlitas y bainitas. Esto descalifica estas aleaciones para el trabajo.

Las otras coladas presentan una gran cantidad de austenita retenida, con algunos casos de carburos aislados precipitados en posiciones interdendríticas y algunas islas de otros constituyentes en el interior de las dendritas, aceptables en todos los casos.

El endurecimiento que sucede en todos los casos entre 100 y 200 °C puede explicarse por el mismo efecto que sucede en el revenido de los aceros a las mismas temperaturas, pero este no es visible en microscopia óptica. Como tampoco se aprecian cambios entre las micrografías a estas temperaturas la observación apoya esta teoría.

Con temperaturas superiores los aceros menos estables comienzan a dar bainitas por descomposición de la austenita metaestable, inferiores a bajas temperaturas y superiores a temperaturas medias. La cantidad de bainitas es escasa y su distribución en islas como constituyente disperso, por lo que su influencia salvo en caso de la colada 10 sobre la dureza es baja.

Las mayores trasformaciones en casi todas las coladas las composiciones se da entre 550 y 900 °C. Tras el tratamiento a estas temperaturas aparecen constituyentes laminares y carburos precipitados en la estructura. Esto se traduce en el incremento de dureza que muestran las gráficas del apartado anterior. Incluso en algunas aparece un endurecimiento sin formación de nuevos constituyentes, lo que puede ser posible por mecanismos semejantes a la dureza secundaria de los aceros de herramientas de alta aleación.

También aparece martensita nueva en algunas de las coladas. A estas temperaturas la precipitación de carburos y la difusión inversa pueden empobrecer la austenita en carbono y elementos de aleación ‘acondicionándola’. Este efecto es similar al que ocurre en aceros de herramientas con austenitas muy estables durante el primer revenido.

Esta austenita acondicionada produce durante el enfriamiento martensita que elevan su dureza y fragilizan el acero. Se observa que este efecto es máximo en torno a los 600 -750 °C. A temperaturas más bajas la difusión es mucho más lenta y a temperaturas superiores la tendencia es ya a la redisolución de los posibles precipitados y la homogeneización de la austenita. El mayor efecto se da en la colada 5, la de menor contenido en manganeso.

A partir de los mencionados 750 °C vuelven a aparecer lagunas de austenita retenida en los antiguos espacios interdendríticos, más abundantes según aumenta la temperatura tal y como corresponde a la reentrada en la zona trifásica de austenita, ferrita y carburos.

3.4. Selección de probetas para el ensayo en servicio

Para un buen comportamiento en servicio en un molino de carbón, un acero austenítico al manganeso debe tener en primer lugar una estructura fundamentalmente austenítica a la temperatura del molino durante todo el tiempo de servicio.

Además de para asegurar la tenacidad de las cuñas y evitar que se quiebren de manera frágil por el impacto de las bolas, la estructura austenítica es necesaria para asegurar el endurecimiento durante el trabajo típico de estas aleaciones.

Para asegurar la austenita durante tiempos largos en el molino el acero ha de mantener la dureza baja a temperaturas superiores a las de trabajo durante tiempo corto, estimado en dos horas de tratamiento.

Para mantener la tenacidad de las cuñas en el molino ha de asegurarse también que no existe peligro de que un microconstituyente de carácter frágil aparezca en las estructura del material y que por crecimiento masivo pueda disminuir excesivamente la tenacidad del mismo.

Las aleaciones 1 y 2 con las que de, entre las analizadas en el presente trabajo, mejor se adecuan a los requisitos anteriores.

3.5. Ensayos en servicio

Se ensayaron las dos coladas seleccionadas junto con cuñas del material empleado habitualmente en los molinos (identificado como colada 0) en tres molinos obteniéndose los valores de desgaste de la tabla 2.

 

Colada

 

Velocidad de desgaste (mg/h)

 

Col 0

198,38

219,.13

182,19

211,03

241,77

194,02

203,07

170,14

244,81

299,72

202,87

217,23

209,16

251,63

189,17

208,94

179,35

161,50

168,29

187,47

 

Col 1

192,81

157,89

172,06

207,49

197,04

208,01

176,73

184,14

216,38

211,77

248,43

226,84

228,50

262,07

244,28

276,03

221,52

278,30

201,65

209,66

 

Col 2

126,01

112,35

189,27

137,65

133,64

166,30

157,24

162,73

172,58

180,59

172,62

175,82

252,11

227,55

187,73

220,80

254,10

192,16

172,80

172,55

Tabla 2: Velocidades desgaste en servicio (mg/h).

Para observar si existe alguna diferencia estadísticamente significativa entre las velocidades de de desgaste de las tres aleaciones ensayadas se realizó un contraste de hipótesis dos a dos, con una hipótesis nula de igualdad entre las medias y una alternativa de medias distintas. A partir de estos se procede a obtener un intervalo de confianza para la diferencia de medias, que se distribuye según una t de Student (test de Welch).

Como las varianzas son distintas se procede a estimar la varianza conjunta como la suma de las otras dos y los grados de libertad aproximados con la ecuación de Welch–Satterthwaite [9].

foto
Ecuación de Welch–Satterthwaite.

Empleando estos grados de libertad y un nivel de significación α= 0,05 se obtiene el valor de la t y se construye el intervalo de confianza para la diferencia de las medias (test de Welch).

foto
Valor de la t.

Con lo que obtenemos los contrastes de hipótesis que se muestran en las tablas 3 a 5.

Colada 0

Colada 1

Med

206,99

216,58

Var

1.094,03

1.101,74

N

20

20

EE (x)

7,4

7,42

EE (x1-x2)

10,48

GI

38

T (0,975, gl)

2,34

 

                         -9,59

+/- 24,48

Tabla 3: Contraste de igualdad de medias entre las coladas 0 y 1.

Colada 0

Colada 2

Med

206,99

178,33

Var

1.094,03

1.448,73

N

20

20

EE (x)

7,4

8.51

EE (x1-x2)

11,28

GI

37,27

T (0,975, gl)

2,34

 

                         28,66

+/- 26,34

Tabla 4: Contraste de igualdad de medias entre las coladas 0 y 2.

Colada 1

Colada 2

Med

216,58

178,33

Var

1.101,74

1.448,73

N

20

20

EE (x)

7,42

8,51

EE (x1-x2)

11,29

GI

37,31

T (0,975, gl)

2,34

 

                         38,22

+/- 26,38

Tabla 5: Contraste de igualdad de medias entre las coladas 1 y 2.

De los intervalos de confianza generados podemos observar que mientras las coladas 0 y 1 no tienen un comportamiento significativamente distinto, la colada 2 muestra una velocidad de desgaste inferior a la de las coladas 0 y 1.

4. Conclusiones

Se han realizado diez coladas experimentales de aceros austeníticos al manganeso con carbonos, cobres y manganesos variables, y finalmente aleados con cromo o molibdeno. Estas diez coladas se han ensayado a temperaturas variables entre 100 y 900 °C y se han estudiado la evolución de su dureza y microsestructura con el objetivo de determinar las dos composiciones más adecuadas para los ensayos en servicio.

Atendiendo a los ensayos previos de dureza y al análisis metalográfico se ha deteminado que las dos coladas más adecuadas para su estudio en condiciones reales de servicio son la 1 y 2, puesto que presentan un menor endurecimiento como consecuencia de las altas temperaturas y una mayor estabilidad estructural.

Se han ensayado estas dos composiciones junto con una tercera de referencia durante 25 meses en condiciones reales de trabajo, determinándose la pérdida de masa y evaluando la velocidad de desgaste que experimentan.

Se han analizado los datos de velocidad de desgaste y se ha determinado por contraste de hipótesis que una de ellas, la colada 2, es significativamente superior a la referencia durante el conjunto del ensayo, mientras que la colada 1 no es significativamente distinta de la referencia.

Se ha determinado que la composición propuesta para la colada 1 es una alternativa perfectamente viable para el material de referencia empleado en los revestimeintos de los mollinos de carbón.

5. Referencias

[1] J.E. Fernández, R. Vijande, R. Tucho, J. Rodríguez. Effect of cold deformation on the abrasive resistance of coatings with applications in the mining industry, Wear, 250 (2001), 28-31.

[2] T.A. El-Bitar, E.M. El-Banna. Improvement of austenitic Hadfield Mn-steel properties by thermomechanical processing, Canadian Metallurgical Quarterly, 39 (2000), 361-368.

[3] C.H. Shih, B.L. Averbach, M. Cohen. Work hardening and martensite formation in austenite manganese Alloys, Research Report, Massachusetts Institute of Technology (1953).

[4] F.C. Zhang, T.Q. Lei. A study of friction-induced martensitic transformation for austenitic manganese steel, Wear, 212:2 (1997), 195-198.

[5] J. Kopac. Hardening phenomena of Mn-austenite steels in the cutting process, J. Mater. Process tech., 109:1-2 (2001), 96-104.

[6] X.L. Yy, Y.Q. Ma, X. Wang, Y.Q. Shi. Martensitic transformation and work hardening of metastable austenite induced by abrasion in austenitic Fe-C-Cr-Mn-B alloy-a TEM study, Materials science and technology, 18 (2002), 1561-1564.

[7] S. Zhongliang, G. Mingyuan, L. Junyou, Y. Yausheng. High manganese steel alloying process and its influence on microstructure and properties of the steel, Journal of materials science and technology, 11:2 (1995), 102-108.

[8] W.S. Lee, T.H. Chen. Plastic deformation and fracture characteristics of Hadfield steel subjected to high-velocity impact loading, Journal of mechanical engineering science, 216 (2002), 971-982.

[9] B. L. Welch. The generalization of ‘student's’ problem when several different population variances are involved, Biometrika, 34 (1947), 28–35.

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