Horno de Tambor. - PEDECA Presspedeca.es/wp-content/uploads/2012/02/TRATERPRESS_24.pdf ·...

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Nuestro programa de fabricación incluye aplicacionesde tratamiento en:• Metales Férricos y No Férricos.• Trabajo en Continuo o Intermitente.• Con o sin Atmósferas Protectoras.• Con calentamiento Eléctrico o a Gas.

Tipos de Hornos para estas Aplicaciones y Procesos:• Horno de Carro.• Horno de Campana.• Horno de Cámara.• Máquina de Cargar.• Horno de Cinta “Cast Link”• Horno de Cinta de Malla.• Horno de Pote.• Horno de Tambor.

• Horno de Empuje.• Horno de Solera de Rodillos.• Horno con Tanque de Temple incorporado.• Horno de Solera Giratoria.• Horno de Retorta Rotativa.• Estufas con recirculación.• Equipos para Calentamiento.• Horno de Vacío.• Equipos Auxiliares.

Ingeniería y Servicios Técnicos, S.A.Avda. Cervantes, 6 - Basauri, Vizcaya, Spain

Tel.: 34-944 409 420 / Fax: 34 - 944 496 624www.insertec.biz

e.mail: [email protected]

Director: Antonio Pérez de CaminoPublicidad: Carolina AbuinAdministración: María González Ochoa

PEDECA PRESS PUBLICACIONES S.L.U.Goya, 20, 4º - 28001 Madrid

Teléfono: 917 817 776 - Fax: 917 817 126www.pedeca.es • [email protected]

ISSN: 1888-4423 - Depósito legal: M-53065-2007

Diseño y Maquetación: José González OteroCreatividad: Víctor J. RuizImpresión: Villena Artes Gráficas

Redactorhonorífico:José MaríaPalacios

Colaboradores:Manuel A.

Martínez Baena,Juan Martínez

Arcasy Jordi Tartera

Por su amable y desinteresada colaboraciónen la redacción de este número, agradece-mos sus informaciones, realización de repor-tajes y redacción de artículos a sus autores.

TRATER PRESS se publica seis veces al año: Fe-brero, Abril, Junio, Septiembre, Noviembre yDiciembre.

Los autores son los únicos responsables delas opiniones y conceptos por ellos emitidos.

Queda prohibida la reproducción total o parcialde cualquier texto o artículo publicado en TRA-TER PRESS sin previo acuerdo con la revista.

Sumario • SEPTIEMBRE 2011 - Nº 24

Nue

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Port

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Asociación colaboradora

Asociaciónde Amigosde la Metalurgia

Editorial 2

Noticias 4Cámaras Térmicas de alta resolución • Xpectia Lite de Omron • MATELEC 2012 apuesta por laeficiencia energética• INGENER • Aumento del 4,5% en la producción de acero • MATGAS celebrasu 10º aniversario.

Artículos

•Fórum de Arcas - Por Juan Martínez Arcas 8•Hornos del Vallés consolida su expansión en el mercado francés 10•“greentelligence” es el tema clave de HANNOVER MESSE 2012 12•La siderurgia europea demanda a la Comisión Europea - Por UNESID 14•Comité Organizador de BcnRail 2011 16•Tecnologías aeroespaciales para el sector de la automoción/tecnologías de la automoción para

el sector aerospacial 18•DRIVAC y MAGiNTEGRA, innovación para la industria 20•Las empresas agrupadas en HEGAN crecen un 7,5% 22•Algunas consideraciones sobre los tratamientos térmicos de los aceros rápidos (Parte I) - Por

Manuel Antonio Martínez Baena y José Mª Palacios Reparaz (=) 25•Estudio de los tratamientos térmicos de la aleación Ti.6Al-4V obtenida por pulvimetalurgia -

Por L. Bolzoni, Á. Vaz Romero, E. M. Ruiz-Navas y E. Gordo 36Guía de compras 44Indice de Anunciantes 48

Información / Septiembre 2011

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¿Cuánto queda?Esta Cumbre Industrial de Bilbao va a marcar el inicio

de la ansiada recuperación que tanto buscamos. Seguroque sí.

Los que todavía quedamos en pié, aunque con muchoesfuerzo y ya que hemos llegado hasta aquí, tenemos queaguantar un poco más. Cuanto no lo sé, pero sí queda me-nos.

Por nuestra parte, hemos hecho un gran esfuerzo acu-diendo a GIFA, ahora aquí en Bilbao y en unos días en SaoPaulo (FENAF). Y lo vamos a seguir realizando a final de a-ño (Equiplast, Eurosurfas y Euroguss), que nuestros anun-ciantes nos acompañen a todos estos eventos y puedantambién difundir sus servicios y tecnologías en el sector.Es muy importante para todos.

Aunque son casi ya 3 años desde finales de 2008 quecomenzó a “asomarse el huracán”, en esta vida hay queser realista, pero el optimismo nos ayuda a seguir ade-lante.

Como dice Ángel Nieto en televisión en las carreras demotos, “hay que echar el resto”.

Antonio Pérez de Camino

Editorial

CámarasTérmicas de altaresolución

INFAIMON presenta las nuevasG95 y G96 de SATIR, cámaras quese caracterizan por la gran reso-lución en la presentación de ima-gen térmica, 640 x 480, campo devisión (FOV) 24º x 18º/0.5m y lanueva función IR Duo Vision®que combina en tiempo real en lapantalla extraíble la imagen visi-ble con la imagen térmica. Estetipo de equipos son ideales parainvestigación de fallos, análisisde equipos, procesos y control decalidad.

Info 2

Xpectia Litede OmronEl nuevo sistema de visión Xpec-tia-Lite de Omron, la última in-corporación a su extensa gamade productos de visión, propor-ciona plataforma única y versátilcon instalación rápida, a la vezque configuración sencilla y ren-dimiento superior, incluso en lascondiciones de funcionamientomás exigentes.

El sistema Xpectia-Lite es com-patible con las nuevas cámarasinteligentes con plataforma FQ,

Para garantizar una integraciónsencilla y completa en líneas deproducción, el Xpectia-Lite cuen-ta con comunicaciones de red Et-hernet/IP de serie e incluye tam-bién TCP/IP, e interfaces serie yparalelo. Además incorpora unanueva función de unidad de redque permite a los usuarios pro-ducir y almacenar imágenes através de la red. Si se usa juntocon un disco duro de alta capaci-dad, esta función representa unacómoda solución para el registrode imágenes a largo plazo.

Info 3

MATELEC 2012apuestapor la eficienciaenergéticaIFEMA trabaja ya en la décimosexta edición de MATELEC, quese celebrará del 23 al 26 de octu-bre de 2012, en la Feria de Ma-drid. Una convocatoria que vie-ne marcada por el cambio deimagen y una nueva definiciónde su sectorización, adaptándo-se a la realidad del sector; asícomo por el apoyo de la organi-zación a la participación a tra-vés de distintos medios acordesal momento actual.

En primer lugar, MATELEC hacesuyo el concepto que se está im-poniendo en esta industria de lagestión de la Energía y la soste-nibilidad medioambiental, mo-dificando su tradicional leyendade Salón Internacional de Mate-rial Eléctrico y Electrónico, porel de Salón Internacional de Ma-terial Eléctrico y de Eficiencia E-nergética. Con este cambio, elcertamen se posiciona en un te-rreno, como el de la eficiencia e-nergética, que tiene una cre-ciente proyección.

Noticias / Septiembre 2011

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el innovador sensor de visión deOmron, que integran potentefuente de iluminación LED, y lepermite capturar imágenes conla mayor claridad sin necesidadde usar iluminación u ópticas a-dicionales. Para satisfacer los re-quisitos de las aplicaciones másexigentes, también se puedenconectar cámaras de alta resolu-ción de hasta 2 megapíxeles.

Entre las características del con-trolador de visión Xpectia-Litedestacan la detección en color re-al, imágenes de alto rango diná-mico (HDR), filtro de polarizacióny otras potentes funciones queproporcionan una detección fia-ble en las condiciones más exi-gentes.

Para facilitar una rápida y senci-lla configuración, el controladorcuenta con más de 50 funcionesde procesamiento y preprocesa-miento de imágenes, entre lascuales se incluyen medidas dedimensiones, búsquedas de pa-trones y colores, detección dedefectos, contaje de piezas y re-conocimiento de caracteres.

Las funciones de procesamientose pueden combinar con facili-dad creando programas de gráfi-cos de flujo, que pueden incorpo-rar ramas condicionales y lazos.Gracias a esta cómoda progra-mación, el Xpectia-Lite puedeproporcionar un nivel de versati-lidad incomparable respecto aotros sensores compactos de vi-sión.

En este mismo sentido, MATE-LEC adapta su logotipo a esa re-alidad, con una imagen muy vi-sual, incorporando el verde asu tradicional tonalidad azula-da.

Info 4

INGENERDesde el pasado 1 de junio, INGE-NER. Ingeniería del Nervión, S.A.con sede en Sondika (Bizcaia) haasumido la explotación de lamarca HINGASSA. Así, INGENERse hace cargo de las actividadesdesarrolladas por HINGASSA in-corporando la tecnología y per-sonal de la misma, tanto en elcampo de la construcción y man-tenimiento de hornos de trata-miento térmico como de instala-ciones receptoras de gas.

Info 5

Aumentodel 4,5%en la producciónde aceroLa producción de acero bruto enlas fábricas españolas ha sidode 1,49 millones de toneladasen este mes de junio, un 4,5%más que en junio de 2010. Así,

se completa una cifra de 8,83millones de toneladas en el pri-mer semestre del año.

La producción ha sido muy es-table en este segundo semestre,con 1,49 millones de toneladastambién de promedio mensualy muy pequeñas variaciones in-ternas. A su vez, crece un 2,2%sobre la cifra del primer trimes-tre.

Esta mejora sostenida en el cor-to plazo contrasta sin embargocon la comparación entre 2011 y2010. El comienzo del año pasa-do estuvo marcada por la re-composición de inventarios, porlo que la producción de este pri-mer semestre ha quedado un1,4% por debajo del primer se-mestre de 2010.

Info 6

MATGAScelebra su 10ºaniversarioSe ha celebrado 10º aniversariode MATGAS, un proyecto pione-ro que, después de diez años, seha consolidado como una alian-

za estratégica y un modelo em-presarial de gestión, nacido apartir de la colaboración de unaentidad privada, Carburos Me-tálicos, del grupo multinacionalAir Products; y dos entidadespúblicas, el Consejo Superior deInvestigaciones Científicas y laUniversitat Autònoma de Barce-lona.

El acto ha contado con la presen-cia de Rafael Rodrigo, presidentedel CSIC; Ana Ripoll, rectora de laUniversitat Autònoma de Barce-lona; Lluís Jofre Roca, DirectorGeneral de Universidades delDepartamento de Economía yConocimiento de la Generalitatde Catalunya, y Lourdes Vega,directora de MATGAS, junto conotros directivos de Air Products yCarburos Metálicos.

MATGAS es un centro con per-sonal y proyectos propios, quehace investigación de una ma-nera diferente y que combinalas sinergias entre el sector in-dustrial, el académico y el de in-vestigación pública, para el be-neficio de la sociedad. Con sedeen la provincia de Barcelona,MATGAS da servicio a proyectosde ámbito internacional.

Info 7

Noticias / Septiembre 2011

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Fórum de ARCASPPoorr JJuuaann MMaarrttíínneezz AArrccaass

Como se apuntaba en el número anterior, va-mos a plantear la necesidad de precalentarlos moldes antes de ser utilizados en pro-

ducción. Ya indicábamos que es una buena prácti-ca y realmente lo es, pero siempre que se realicecorrectamente.

Mi experiencia me dice que son pocas las fundicio-nes que precalientan bien sus moldes antes de co-menzar la producción y todavía muchas menos lasque mantienen en caliente los moldes en los paroso pausas de la producción, por los motivos quesean.

Es una concepción común y errónea que las únicasrazones para precalentar el molde son:

• Para reducir el tiempo de producción antes deque se hagan piezas con buenas superficies.

• Para reducir la diferencia de temperatura entreel molde y el metal fundido.

Ambas cosas ocurren y son beneficiosas. Los efec-tos son mas o menos similares, cuanto más calien-te esté el molde, mayor el efecto. Sin embargo, elincremento en temperatura tiene un efecto muygrande en la resistencia del molde, y este efecto noes lineal.

Todos los aceros pasan por una transición frágil-dúctil y para los aceros de herramientas para Tra-bajo en Caliente, esta temperatura está situada al-rededor de los 150-200 ºC. Por debajo de estatemperatura el acero puede tener entre un medio yun quinto de la resistencia que tiene por encima deesta temperatura. Por lo tanto, si no se precalientael molde por encima de estas temperaturas detransición frágil-dúctil, existe una gran probabili-dad de que el molde sufra daños por fatiga debidoa pequeñas fisuras, que se iniciarán y se extende-rán ya como grietas rompiendo el molde en estazona. Este fenómeno puede explicar que un moldepueda resistir un gran choque térmico (como alabrir el agua cuando está muy caliente), para rom-perse como se le hace lo mismo a una temperaturainferior.

NOTA: Seguiremos en el próximo número con inte-resantes aportaciones de los lectores y apa-recidas en las últimas revistas FUNDI Pressy TRATER Press, que son perfectamente a-plicables al tema que estamos tratando eneste FÓRUM.

Pueden formularnos las preguntas que deseen sobre la problemática de los Tratamientos Térmicos, diri-giéndose a la revista:

Por carta: Goya, 20, 4º - 28001 Madrid - Teléfono: 917 817 776 - Fax: 917 817 126E-mail: [email protected]

Tanto preguntas como respuestas irán publicadas en sucesivos números de la revista por orden de llega-da, gracias a la activa colaboración de D. Juan Martínez Arcas.


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Cuando nos preguntan cual es nuestro hechodiferenciador y miramos atrás después de35 años en el mercado, lo tenemos claro,

nuestra diferenciación es escuchar al cliente.

Somos conscientes que tenemos competidores dealto nivel, pero muchos trabajan de forma muy es-tandarizada y sujetos a estrictas estructuras organi-zativas. Desde hace tiempo hemos sabido aprove-

char la ventaja de tener una estructura muy flexibleque nos permite estar muy cerca del cliente.

Escuchamos sus necesidades, las analizamos y les o-frecemos una máquina fabricada a su medida. Tantopodemos ofrecerles los artículos que están en catá-logo como fabricarle un modelo único y exclusivopara ellos. Desarrollamos de principio a fin nuestrosproyectos sin necesidad de subcontratar servicios de

Hornos del Vallésconsolida su expansiónen el mercado francés

Septiembre 2011 / Información

otros profesionales, esto nos permite ofrecer unosprecios muy competitivos y controlar todo el proce-so de producción para darle el máximo de calidad.

Nuestro cliente agradece el trato directo, no hayintermediarios, los responsables del departamentode diseño son quienes tratan con ellos todos losdetalles técnicos y las bases del proyecto. Y lo másimportante, saben que siempre estamos a su lado,

dispuestos a ayudarles, a menudo nos solicitanmodificaciones o ampliaciones o simplemente lesresolvemos sus dudas. En un mundo en el que latecnología domina todos los campos el trato perso-nalizado ha pasado a ser un bien preciado.

A nivel nacional uno de nuestros últimos proyectosha sido la estufa eléctrica que muestra la fotografía,una estufa de secado con puerta y carro extraíble di-señada para cubrir las necesidades de nuestro clien-te, dedicado a la fabricación de puertas automáticaspara garaje. Se le ha instalado un sistema vías quele facilita la carga y descarga de piezas grandes.

Desde hace casi una década hemos extrapoladonuestra experiencia al mercado francés, actual-mente estamos trabajando para importantes em-presas que pertenecen a sectores muy diferentescomo la cerámica técnica para la industria farma-céutica o la fundición de cobre para grandes escul-tores, también les ofrecemos el servicio de mante-nimiento de sus instalaciones

Cada nuevo proyecto significa para nosotros un re-to y un aliciente para continuar correspondiendola confianza que nos muestran nuestros clientes.


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El aumento de los precios de las materias pri-mas, la escasez de los recursos y los elevadoscostes de la energía, así como un nuevo com-

portamiento de la demanda hacen que tanto laspymes como los grandes consorcios empiecen acambiar su modo de pensar a nivel mundial. La in-dustria se encuentra ante grandes desafíos, pues eldesarrollo y la aplicación de productos y procesoscon bajo impacto ambiental, así como las tecnolo-gías verdes acaparan cada vez más el centro de a-tención de una gestión empresarial sostenible.“Gracias al tema central, greentelligence’ examina-mos este desarrollo. Nuestros expositores en lasocho ferias clave de HANNOVER MESSE 2012 van aponer de manifiesto que solo una conexión directaen la producción industrial de procedimientos efi-caces, materiales ecológicos y productos sosteni-bles puede asegurar la competitividad en los mer-cados internacionales, que se desarrollan de modotan dinámico”, afirma el Dr. Wolfram von Fritsch,presidente de la junta directiva de Deutsche MesseAG.

Del 23 hasta el 27 de abril las empresas presentanen HANNOVER MESSE 2012 las tendencias actualesdel sector en los ámbitos centrales de la automati-zación, las tecnologías energéticas, la subcontrata-ción y los servicios industriales, así como la inves-tigación & desarrollo. En este contexto se celebrarápor primera vez la feria clave IndustrialGreenTec,que presenta conceptos de futuro y productos yadisponibles en el campo de las tecnologías ecológi-cas y la sostenibilidad. Gracias a este certamen laindustria cuenta por primera vez con una platafor-

ma para poner en escena productos y procedi-mientos destinados a una producción sostenible.

Industrial Automation incluye asimismo “greente-lligence”: aquí los expositores presentan entre o-tras cosas soluciones para una automatización dela producción y de procesos inteligente y de bajoimpacto ambiental. Los procesos de automatiza-ción de eficacia energética se basan en TI inteli-gentes.

Digital Factory constituye un importante precursorde una producción y cadenas de procesos eficaces,suministrando las soluciones inteligentes necesa-rias para futuros productos finales.

Las ferias clave Energy y MobiliTec ya por su enfo-que temático apuestan por „greentelligence“. Estosramos industriales contribuyen en gran medida aldesarrollo de las tecnologías verdes, impulsandotemas tales como la electromovilidad, los concep-tos de producción de energía renovable y el desa-rrollo de altas tecnologías en la construcción con-vencional de centrales energéticas.

La feria clave internacional Industrial Supplyconstituye el núcleo en la aplicación de compo-nentes y materiales de båajo impacto ambientalen la industria. Los expositores del ámbito de lasubcontratación industrial, sumamente innova-dora, contemplan como su función principal au-mentar constantemente el uso eficaz de la energíay los materiales dentro de los procesos industria-les, a fin de incrementar la rentabilidad, reducien-do a su vez el impacto ambiental.

“greentelligence” es el tema clavede HANNOVER MESSE 2012

proyectos innovadores, entre otros de los ámbitosde pro-ducción energética sostenible, redes ener-géticas inteligentes y GreenTech.

“El tema central ‚greentelligence’ se va a extenderpor toda la HANNOVER MESSE como un hilo con-ductor. En la industria ninguna empresa ya nopuede eludir estos requisitos del futuro”, concluyevon Fritsch.

Complementando los temas de la subcontrataciónde HANNOVER MESSE, los expositores de Coil-Technica muestran sus últimos procedimientos ymateriales para fabricar bobinas, motores eléctri-cos, generadores y transformadores eficaces.

Research & Technology ofrece una panorámica ex-haustiva del desarrollo y la futura aplicación detecnologías, materiales y procedimientos ecológi-cos y sostenibles. En la feria clave mundial de in-vestigación y desarrollo se presentarán los últimosresultados de I&D a lo largo de toda la cadena in-dustrial de valor añadido.

El País Asociado de HANNOVER MESSE 2012, Chi-na, reforzará el tema clave “greentelligence”, cen-trando su presentación en HANNOVER MESSE 2012en el tema clave propio “Green + Intelligence”. Se-gún las declaraciones de Gu Chao, director generaldel departamento de ferias monográficas del Con-sejo Chino para la Promoción del Comercio Inter-nacional, las empresas y centros de investigaciónchinos presentarán en Hannóver en abril de 2012

NITRURACIÓN IÓNICACON PANTALLASACTIVAS:• Una larga densidad

de carga.• Un bajo consumo de gas

(sin NH3).• Un perfecto respeto

del Medio Ambiente.• Flexibilidad del tipo de

capa nitrurada.• …

Vacutrem y Grupo TTTestán a su disposición

para mostrarlelas prestacionesde este proceso.

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Eurofer (la asociación europea de la siderur-gia) ha presentado un recurso ante el Tribu-nal de Luxemburgo contra la Decisión de la

Comisión que asigna derechos de emisión de gasesde efecto invernadero (GEI) a la siderurgia.

La Directiva de comercio de derechos de emisiónprevé, para proteger a la economía europea delriesgo de deslocalización de la industria, la asigna-ción de derechos de emisión, gratuitos, a las indus-trias sometidas a la competencia internacional, enbase a un estricto sistema que beneficia a las insta-laciones más eficientes (evaluación comparativa o“benchmark” en inglés). Las instalaciones más efi-cientes deberían disponer del 100% de los derechosde emisión con carácter gratuito.

La definición de los sectores en riesgo de deslocali-zación se realizó después de un escrutinio detalla-do de cada sector, de su exposición a la competen-cia internacional, los flujos comerciales, etc.

Sin embargo, la Decisión del a Comisión ha fijadoun estándar para la siderurgia integral que es téc-nicamente inalcanzable, como la propia industriaha demostrado a la Comisión y a sus asesores ex-ternos.

Al fijar el estándar para la siderurgia integral, laComisión ha decidido no tomar en consideraciónlos gases de proceso, que se producen inevitable-mente en la producción de acero, y que se utilizanpara producir electricidad, sustituyendo el uso decombustibles fósiles.

El estándar fijado por la Comisión es inferior en un17% a la media de las emisiones del sector en el pe-riodo considerado de cómputo (2005-2008) y un10% inferior al estándar propuesto por Eurofer, quecorresponde a las instalaciones europeas más efi-cientes.

Como consecuencia de esta decisión, la siderurgiaeuropea dejará de recibir entre 2013 y 2020 20 mi-llones de derechos de emisión menos por año, loque puede suponer, si se considera un precio con-servador de los derechos de emisión de 30 €/t, unsobrecoste de 4.800 millones de Euros en el con-junto del periodo 2013 – 2020.

Adicionalmente, la industria siderúrgica está a laespera de que la Comisión adopte un reglamentopara compensar a las industrias intensivas enenergía de los sobrecostes que tendrá la energíaeléctrica al aplicar la Directiva, a partir de 2013.

Eurofer ha solicitado del tribunal:

• Que se adopte el procedimiento de urgencia parafallar sobre el fondo del asunto, que reduciría losplazos a un año, permitiendo conocer la decisióndel tribunal antes de que comience la aplicaciónefectiva de la Directiva

• Que suspenda cautelarmente la decisión de laComisión, hasta el pronunciamiento del Tribu-nal.

La anulación de la Decisión de la Comisión, por a-plicación incorrecta de la Directiva de Comercio dederechos de emisión.

La siderurgia europea demandaa la Comisión EuropeaPPoorr UUNNEESSIIDD


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El Ministerio de Fomento, en Madrid, fue el pa-sado 25 de mayo la sede de la primera reu-nión del Comité Organizador de BcnRail, Sa-

lón de la Industria Ferroviaria de Fira de Barcelonaque, del 29 de noviembre al 2 de diciembre, cumpli-rá su tercera edición. El director general de Trans-porte Terrestre del Ministerio de Fomento, ManelVillalante, participó en el acto que supuso, además,la primera intervención de Javier Vizcaíno comopresidente del certamen.

La celebración del Comité Organizador de BcnRailen la sede ministerial responde, según su presi-

dente Javier Vizcaíno, al interés del salón por "con-solidarse como el evento ferial de referencia de laindustria ferroviaria a nivel español" y pone demanifiesto el pleno apoyo que la Administracióndel Estado ofrece al certamen, que cuenta con lacolaboración de todas las Administraciones Públi-cas desde su primera edición, celebrada en 2007.

En este sentido, cabe destacar la participación deldirector general de Transporte Terrestre del Minis-terio de Fomento, Manel Villalante, quien dirigió u-nas palabras a los miem bros del Comité Organiza-dor en las que señaló que "la prioridad actual del

Gobierno español pasapor fomentar el trans-porte de mercancías porferrocarril". Villalanteremarcó que "España esel país líder en la alta ve-locidad para el transpor-te de pasajeros y ahoratoca potenciar el tráficode mercancías".

El presidente y el direc-tor de BcnRail, JavierVizcaíno y Xavier Pas-cual, respectivamente,dieron cuenta de las no-vedades organizativasde BcnRail. En estos mo-mentos, más de 70 em-presas han anunciado suparticipación en un cer-tamen que, entre otras

Comité Organizadorde BcnRail 2011

actividades, contará con el Primer Foro Internacio-nal Ferroviario, en el que se abordarán diversascuestiones de actualidad en relación a la actividadferroviaria como el futuro de los proyectos de infra-estructuras, el Corredor Mediterráneo, la construc-ción de túneles o la presentación de productos inno-vadores para estaciones.

Además, está prevista la celebración de una Con-vención Internacional de Clústers Ferroviariospor iniciativa del clúster Railgrup y una nueva e-dición de BcnRail Innova en la que se presenta-rán los últimos proyectos de I+D+i del sector encolaboración con la Fundación de FerrocarrilesEspañoles (FFE).

El coordinador de estas jornadas, Ramon Busquet,avanzó detalles de un programa de jornadas quereunirá a importantes ponentes nacionales e inter-nacionales. Otra de las novedades presentadas alComité Organizador de BcnRail fue el hecho de queel salón se celebrará, conjuntamente, con la prime-ra edición de Smart City Expo, un nuevo evento fe-rial dedicado a mostrar las tecnologías aplicadaspara hacer un entorno urbano más sostenible y efi-ciente.


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Los pasados días 15 de Junio y 6 de Julio, res-pectivamente, los patronatos de las funda-ciones CTAE y ASCAMM decidieron iniciar el

proceso de fusión por absorción de las dos entida-des de investigación y apoyo tecnológico a la in-dustria.

Los patronos de ambas fundaciones, en las que seencuentran representantes empresariales e insti-tucionales-UPC, UAB y ACC1Ó, coincidieron en lanecesidad de ganar masa crítica y potenciar la co-laboración de las tecnologías de ambos centros;las de ASCAMM, con más de treinta años de histo-ria, un fuerte acento en las tecnologías de la pro-ducción, la generación de tecnología propia y unaimportante presencia en el sector del automóvil; ylas de CTAE, que con sólo cinco años de vida, haconseguido un lugar remarcable en ámbitos tanpunteros como la navegación por satélite, las tec-nologías de geolocalización y los materiales com-puestos.

El proceso se concretará jurídicamente por mediode la integración del CTAE en la Fundación PrivadaASCAMM. No obstante, se conservará la marca C-TAE para abordar con garantías el sector aeroespa-cial y potenciar la puesta en marcha de líneas con-juntas de investigación que se beneficiarán delconocimiento desarrollado por los dos centros.

En conjunto, la entidad resultante contará con másde 150 investigadores-120 procedentes de Ascamm ycerca de 30 de CTAE-, una facturación de más de 12millones de euros, una cartera próxima a los 400clientes industriales y una muy significativa presen-cia internacional.

Un paso decisivo para la reordenación del sistema ca-talán de ciencia y tecnología, que ganará en eficienciapara alcanzar proyectos de más riesgo e impacto en eltejido industrial. Con esta fusión, el centro resultanteestará en condiciones de ofrecer soluciones y oportu-nidades tecnológicas de mayor alcance para las em-

presas, facilitando su competitividady diversificación.

Iniciada la fusión con el acuerdo desus patronatos, los equipos ejecuti-vos de los dos centros inician ahorala redacción de un plan estratégicoúnico que tendrá como objetivosprincipales la valorización de lastecnologías desarrolladas, la crea-ción de nuevas oportunidades en elsector aeroespacial y en el tejido in-dustrial en general, así como en lainternacionalización.

Tecnologías aeroespacialespara el sector de la automoción/tecnologías de la automociónpara el sector aeroespacial


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Oerlikon Leybold Vacuum GmbH se especia-liza en la creación de vacío para aplicacio-nes industriales. Muchos productos se fa-

brican hoy en día bajo vacío, como las bombillas,los refrigeradores, componentes de automoción ypiezas de ordenador. Ya en 1850, el fundador de lacompañía, Ernst Leybold, se dio cuenta de los usospotenciales del vacío. De siempre la naturaleza a-borrece el vacío, pero a lo largo de sus 160 años dehistoria la compañía ha llegado constantementecon nuevas formas de beneficiarse de ella. "Nos es-tamos reinventando continuamente - a pesar de, oquizá debido a nuestra larga historia como compa-ñía", dijo el gerente Andreas Widl.

Para asegurarse de mantenerse firmemente al día, lacompañía presta mucha atención a lo que sus clien-tes realmente necesitan. Sus deseos y necesidadesson introducidos en un "proceso de innovación" gra-cias a un fuerte marketing de productos y funcionesde desarrollo. Una gran cantidad de ideas que se re-cogen están revisadas y seleccionadas por la alta di-rección. Los aspectos financieros juegan un papelclave en este proceso de selección. En lo que respec-ta a la empresa, la gestión de las innovaciones estambién gestión de inversiones. "Porque no importalo buena que podría ser una idea, su implementa-ción siempre requiere tiempo y la asignación de undeterminado presupuesto", señaló Andreas Widl.

Este enfoque ha dado buenos resultados y da mu-chos beneficios para el cliente, como las innovacio-nes de los últimos años han demostrado. Las bom-bas de vacío de compresión seca de la serie DRYVAC

y las bombas turbomoleculares de levitación magné-tica TURBOVAC MAGiNTEGRA están bien acogidasen la industria, ofreciendo un concepto innovador yfiable de bombeo, robusto y casi no requiere mante-nimiento. La optimización de los procesos de fabri-cación mediante la entrega de sistemas de vacío di-señado para las necesidades de los clientes, es unode los objetivos manifestados por Leybold Vacuum.

La Universidad de Economía y Administración deEmpresas de Viena analizó la capacidad de innova-ción de 272 pequeñas y medianas empresas alema-nas durante un período de varios meses. Las 100mejores empresas –Oerlikon Leybold entre ellas–llevan el sello de aprobación Top 100 por un año.

"Ideas creativas, innovadoras y nuevas formas depensar son más que nunca una parte integral denuestra cultura corporativa, lo que creemos se tra-ducirá en mayores ingresos y ganancias en un pla-zo medio. Es por eso que estamos especialmenteorgullosos de recibir el premio Top 100", comentóAndreas Widl.

Las 100 pymes que fueron galardonadas con el sellode aprobación en el año 2011 generaron el año pasa-do unos ingresos en total de 11,2 mil millones de eu-ros. Sólo en 2010, 769 patentes alemanas y 1.865 in-ternacionales fueron registradas. Cuarenta y ocho delas cien empresas son líderes en sus respectivos sec-tores en Alemania, y 19 son en realidad los líderesdel mercado mundial. En los últimos tres años, 88 delas 100 empresas ganadoras del premio crecieronmás rápido que la media en sus respectivos sectores- en un promedio de alrededor de un 16 por ciento.

DRIVAC y MAGiNTEGRA,innovación para la industria


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Las 37 organizaciones integradas en la asocia-ción Cluster de Aeronáutica y Espacio HEGANfacturaron el pasado año 1.255 millones de eu-

ros, lo que supone un incremento del 7,5% sobre2009. Las empresas asociadas han cerrado 2010 –unejercicio en el que, afectadas por la crisis financieray económica mundial, han necesitado ensayar sucapacidad de resistencia–, con crecimiento del per-sonal contratado, la entrada en nuevos segmentos yel mantenimiento de la elevada inversión en I+D.

Estas cifras del cluster se han hecho públicas hoy conmotivo de la Asamblea General celebrada en Bilbao,en el transcurso de la cual Jorge Unda, presidente deHEGAN, ha dado a conocer la situación del sector.

A pesar de haber continuado acusando las dificulta-des generadas por la crisis, el año 2010 ha dejado a-

trás el estancamiento y ha dado paso a los primerossíntomas de una recuperación incipiente, que se es-pera continúe a lo largo del ejercicio 2011 y se acele-re en el último trimestre del año. El retorno de laconfianza de consumidores y líneas aéreas, refleja-da en la buena evolución de la aviación comercialdel pasado año, y la entrada en producción de nue-vos programas, ha impulsado el crecimiento de lasventas de las empresas asociadas en HEGAN.

Así, la cifra total de facturación de todos los asocia-dos en el conjunto de las plantas ha alcanzado los1.255 millones de euros en 2010, un 7,5% más que elejercicio precedente, superando la cifra récord deventas alcanzada en 2008 (1.229 millones de euros).“Podríamos decir, por tanto, que volvemos a la sen-da del crecimiento, interrumpida puntualmente, yprevemos un nuevo crecimiento para el año 2011,que podría situarse en torno al 6% al finalizar esteperiodo”.

Del mismo modo, el empleo, a pesar de todos losproblemas acaecidos, ha aumentado en un 8,6% enel total de los asociados. Por lo que respecta a la ac-tividad en las plantas situadas en Euskadi, la factu-ración se ha incrementado en un 4%, hasta alcan-zar casi los 663 millones de euros, unas ventas quehan sacado adelante 3.738 personas, 14 menos queen el año anterior.

En el capítulo de las exportaciones, las empresasvascas han alcanzado 782 millones de euros, conun crecimiento del 5% sobre el año anterior, lo querepresenta un porcentaje superior al 62% sobre lasventas totales. Sobresalen las ventas a Alemania,

Las empresas agrupadasen HEGAN crecen un 7,5%

al pasado año. Por su parte, espacio registró un 2,7%del total.

Destaca una vez más en este ejercicio el buen nivel deexportaciones alcanzado por las pequeñas y media-nas empresas del sector. “Nuestras PYMEs han sabi-do hacerse un hueco cada vez mayor, de forma direc-ta, con contratistas de otros países a los quesuministran desde grandes utillajes para estructurasde avión a piezas de nacelles (carenados), a compo-nentes estructurales y de motores, sistemas y equi-pos y ensayos. Cabe mencionar el importante papelde las PYMES en la creación de empleo en el País Vas-co. Más de 1.000 empleos, aproximadamente un ter-cio del empleo en las plantas vascas, corresponde aestas empresas, que venden más del 50% a empresasfuera del cluster.

Previsiones del sector

El más reciente pronóstico a cinco años de la Aso-ciación Internacional de Transporte Aéreo (IATA)prevé que el crecimiento en las cifras de pasajerosserá de 5,8% promedio anual hasta 2014, lo que sig-

que se coloca como principal mercado destinata-rio, con el 29% de las exportaciones totales, mien-tras que las exportaciones a Brasil y Reino Unidocrecen de forma más moderada.

También resulta significativo el esfuerzo mantenidopor el sector en inversiones en I+D+i. En los últimos15 años, las empresas asociadas en HEGAN han des-tinado una media anual del 16% de las ventas a in-vestigación y desarrollo, un porcentaje que en 2010supuso una inversión de 142 millones de euros, queviene a suponer el 13% de la inversión total vasca enI+D. “Este esfuerzo permanente y prolongado en eltiempo es el que ha propiciado, junto al resto de fac-tores clave, conseguir la buena situación competiti-va de un sector preparado para aprovechar las seña-les de la recuperación y que genera unos bienessociales indirectos de gran calado”.

Por áreas de actividad, el 49,8% de la cifra de ventasdel sector ha correspondido a aeroestructuras, se-guida de motores, con el 40,6%. El área de sistemas yequipos supuso casi el 7% de la facturación y experi-mentó un crecimiento de facturación del 14% frente


nifica que para entonces estarán usando el sistemade la aviación mundial unos 3,3 mil millones de per-sonas, 800 millones más que actualmente, plante-ando cambios y nuevos retos para la industria.

“Previsiblemente, nuestras empresas alcanzaránuna fase de mayor dinamismo entre 2011 y 2015,gracias al despegue de la producción y ventas enlos nuevos aviones A380, A350XWB y A400M deAirbus, y Boeing 787 Dreamliner, principalmente.Confiamos asimismo en que se produzca una bue-na evolución y una mayor capacidad de crecimien-to de nuestras empresas en los segmentos de heli-cópteros, aviación regional y de negocios”.

Los socios del Cluster HEGAN prevén un crecimien-to en este periodo que puede llegar al 100 por cientoen motores y oscilar entre el 30 y el 100 por cientoen aeroestructuras, ligado al cumplimiento de lascadencias previstas por los distintos programas.

Los trabajos para el programa A350XWB de Airbus,que se prevé que vuele en 2012 y llegue a los clientesen 2013, son de gran importancia para el futuro delas empresas vascas. Los socios participan en diver-sas fases de diseño conceptual y de detalle de com-ponentes, utillajes y ensayos estructurales y, en los

casos de Aernnova, Aciturri y Ales-tis, participan comos socios a riesgocon grandes paquetes de trabajo delas grandes estructuras del avión.Esta fórmula de trabajo a riesgo seextiende al motor Trent XWB, en elque ITP es responsable de la turbinade baja presión de su motor.

Destaca la entrada de las empresasvascas en nuevos segmentos dehelicópteros, como el SuperPumade Eurocopter y el NH90 de AgustaWestland, y en aviones ejecutivos,entre los que cabe mencionar va-rios aparatos de Hawker Beech-craft Corporation (HBC), dentro delprograma de diversificación delsector.

Debemos, sin embargo, seguir ha-ciendo frente a estimulantes desa-fíos derivados de la globalización,ante los que nuestro sector debedesarrollar y mantener su ventajacompetitiva de forma sostenible através de la mejora en la eficacia yeficiencia en cada uno de los esla-

bones integrantes de la cadena de valor del pro-ducto. Entre estos retos señalamos la dolarizaciónen el proceso de compras y un euro quizás sobre-valorado, la volatilidad del coste de las materiasprimas, los costes salariales más altos que en otrasáreas, el entendimiento con los agentes laboralespara construir competitividad entre todos, la ob-tención de una financiación adecuada a los plazosy cifras del sector y la necesidad de mantener altosniveles de I+D+i. Deseamos seguir siendo competi-tivos con localizaciones estratégicas y cuidandoespecialmente el crecimiento de los puestos detrabajo ubicados en Euskadi.

La Asociación Cluster Hegan está formada por 37entidades: Aernnova, ITP y Sener como miembrosfundadores y las empresas Aciturri, Aeromec, Ae-rospace Engineering Group, Aerovision, Aibe, Ales-tis, Alfa Microfusión, Altran, Aratz, Astorkia, Ay-zar, Burdinberri, Burulan, DMP, Electrohilo, GrupoTTT, Industrias Galindo, Ingemat, LTK Grupo, Me-sima, Metraltec, Nivac, Novalti, Nuter, QAES, Sie-gel, Sisteplant, Tecnasa, Industrias TEY, Grupo Ta-moin y Tecnichapa WEC, además de los centrostecnológicos CTA, Tecnalia e IK4. Estas organiza-ciones representan más del 99% del sector aero-náutico y espacial vasco.


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1. Introducción

Las herramientas de acero rápido se someten aprocesos térmicos de endurecimiento con el fin depoder garantizar sus características mecánicas ypropiedades de empleo. En el tratamiento térmicolas herramientas se exponen a unos ciclos deter-minados de temperatura y de tiempo, que ocasio-nan una alteración de su masa matricial o estruc-tura; estructura que influye, consecuentemente,en el rendimiento de las herramientas una vez queéstas se han templado y revenido.

Para evitar distorsiones en las herramientas, duran-te su tratamiento final de endurecimiento, se lessuele realizar un recocido subcrítico previo [Tª = (650÷ 680 ºC)] para eliminar las posibles tensiones linea-les que, normalmente, se producen durante el meca-nizado y puesta en forma de las herramientas.

El tratamiento térmico de endurecimiento es, almismo tiempo, una transformación martensítica yasimismo un endurecimiento por transformaciónde carburos. La austenización antes del enfria-miento de temple se efectúa a alta temperatura [Tª= (1.200 ÷ 1.280 ºC)]. Esto permite que se disuelvanen la austenita gran parte de los carburos comple-jos, inicialmente, presentes; mientras que el restopermanecen sin disolver e impidiendo así el creci-miento de los granos. La velocidad crítica o inten-sidad de enfriamiento es pequeña, pero siempre lasuficiente para que el temple se pueda efectuar: enaire soplado, en gas a presión, en aceite o, mejor a-ún en baño de sales a 550 ºC de temperatura.

El revenido es una operación adicional y esencial.Cada ciclo de revenido –normalmente se efectúan 2 ó3 revenidos–, se realiza a una temperatura com-prendida entre 540 y 560 ºC, y tiempo mínimo de 1hora. Esto permite, sucesivamente, la transforma-ción –en el primer revenido– de la austenita retenidaen martensita y la precipitación de partículas muyfinas –0,01µm– de carburos de volframio (W3C) yde vanadio (V4C3) en esa masa matricial martensí-tica, muy sobresaturada y endurecida.

El endurecimiento secundario de la matriz mar-tensítica es muy importante; ya que es la base delas propiedades de rigidez en caliente de los acerosrápidos, particularmente, debido a la concentra-ción en volumen de carburos (10/15%) embebidosen dicha masa matricial. Por su alta dureza los car-buros, [(Fe W)3C = 1.500 HV; V4C3 = 2.000 HV], me-joran la resistencia al desgaste; pero, sobre todo,impiden el crecimiento del tamaño de grano de lamatriz martensítica durante el trabajo del materialen caliente.

Como el resto de aceros para herramientas, los tra-tamientos más usuales a los que se someten los a-ceros rápidos son: (1) recocido; (2) temple; y (3) re-venido.

1.1. Recocido de ablandamiento

El recocido de ablandamiento obviamente tienepor objeto ablandar el acero, eliminando los efec-tos de su anterior estado, al mismo tiempo que

Algunas consideracionessobre los tratamientos térmicosde los aceros rápidos (Parte I)PPoorr MMaannuueell AAnnttoonniioo MMaarrttíínneezz BBaaeennaa yy JJoosséé MMªª PPaallaacciiooss RReeppaarraazz ((=))


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Calentamiento lento a un máximo de 30 ºC por ho-ra, hasta alcanzar la temperatura de recocido.Temperatura de recocido comprendida entre 850 y870 ºC, para los aceros tipo 6-5-2; y temperaturaentre 870 y 890 ºC para los aceros con alto cobalto(Co = 10%).

Tiempo a la temperatura de recocido entre 2 a 4horas, + 30 minutos adicionales por cada 25 mm.de espesor de las piezas a recocer.

Enfriamiento luego del material, dentro del horno,a velocidad controlada de 10/15 ºC/hora, hasta al-canzar la temperatura de 550 ºC. Llegado el horno aesta temperatura, ya se pueden sacar del horno laspiezas y continuar su enfriamiento al aire tranqui-lo hasta la temperatura ambiente.

La dureza de recocido que se alcanza, varía segúnel tipo de acero, pero normalmente está compren-dida entre 230 y 300 Brinell [HB = (230 ÷ 300)]. Lamala maquinabilidad de los aceros rápidos, dema-siados blandos, se observa en la figura 2; esto ocu-rre, particularmente, en el fresado de algunos cor-tantes, donde se obtienen un acabado superficialmuy basto, y una excesiva rugosidad.

permite un buen mecanizado por corte mediantearranque de viruta. Recordamos que los acerosrápidos, a igual que todos los aceros aleados deherramientas, normalmente, se suministran yarecocidos por el acerista. No obstante dicho reco-cido se ha de tener en cuenta, al estudiar el con-junto de los tratamientos térmicos aplicados alos aceros rápidos.

El objeto del recocido de ablandamiento es la for-mación de una estructura homogénea, libre detensiones, compuesta de ferrita y carburos, quesea a su vez lo suficiente blanda y mecanizable; y,que al mismo tiempo proporcione la más alta se-guridad en el tratamiento final –temple + reveni-do–de la herramienta correspondiente.

La estructura o masa matricial del acero ya recoci-do está compuesta de ferrita (70/80%) y carburoscomplejos (20/30%) del tipo que se indica en la fi-gura 1; los más gruesos son carburos primarios ode solidificación, y los más finos son carburos se-cundarios o de precipitación.

Figura Nº 1. Estado de recocido total. Estructura formada porcarburos globulares, finos y algunos gruesos, sobre una masamatricial ferrítica. Acero rápido 6-5-2 estándar.

El recocido de los aceros rápidos tiene una granimportancia, por lo que se recomienda realizarlocon muchas precauciones. La temperatura de reco-cido, siempre, ha de ser la correcta para poder al-canzar la máxima disolución de los carburos du-rante la austenización; y, para obtener luego en eltemple, la máxima dureza en caliente.

Un recocido típico, que podríamos llamar de rege-neración o recocido total, es el que describimos acontinuación:

Figura Nº 2. Dificultades de mecanizado y acabado muy bastoe irregular de una fresa frontal. Causa principal: material ex-cesivamente blando.

1.2. Recocido subcrítica

Es un hecho constatado que el tipo de recocido in-fluye de una forma determinante en el tamaño degrano austenítico que se obtiene, posteriormente,en el temple. Técnicamente está confirmado que: sia cualquier tipo de acero rápido se le efectúa un re-cocido subcrítico, partiendo de un tamaño de car-buro primario determinado, presenta un grano aus-tenítico más fino que si se les realiza un recocido deablandamiento o de total transformación; figura 3.

Pero esa gran diferencia que se observa en el tama-ño de grano austenítico, según la temperatura delrecocido, aún partiendo de un determinado tama-ño de los carburos primarios, no puede ser explica-

da sólo de acuerdo con las características de di-chos carburos (primarios). Por ello se ha intentadodar una explicación en función de las característi-cas de los carburos secundarios; y así se puede su-poner lo siguiente:

• El recocido a temperatura crítica –entre 850 y 890ºC–, los carburos secundarios precipitan en la re-gión austenítica, o bien provienen de la descom-posición de la austenita en la parte superior de lazona de transformación.

• En el recocido subcrítico –temperatura entre 750 y790 ºC– los carburos secundarios precipitan debi-do al ¨revenido¨ de la martensita.

Por tanto se comprende que haya significativas di-ferencias en el tamaño y morfología de los carbu-ros secundarios. En el primer caso aparecen partí-culas masivas esferoidales; en el segundo caso, loscarburos son más finos y pequeños; y, apreciable-mente, más numerosos.

Las interfases carburo-ferrita, son lugares muy efec-tivos de nucleación para la formación de austenita,siendo más homogéneos y numerosos en la micro-

estructura de aquellos aceros que han sufrido un re-cocido subcrítico. Por tal motivo, la velocidad de nu-cleación de la austenita será mayor; lo que permiti-rá, también, la formación de mayor número degranos austeníticos y, en consecuencia, el tamañode grano será más fino en el momento del temple.

Un ciclo de recocido subcrítico, cada vez más gene-ralizado, es el siguiente:

• Calentamiento lento [20 ÷ 30 ºC/hora] hasta lle-gar a una temperatura comprendida entre 780 y800 ºC; temperatura final de recocido.

• Tiempo a la temperatura de recocido y ¨empape¨de calor: entre 2 y 4 horas.

• Enfriamiento dentro del horno, a velocidad con-trolada [10 ÷ 15 ºC/hora] hasta alcanzar la tempe-ratura de 550 ºC.

• Enfriamiento posterior, una vez sacadas las pie-zas del horno, al aire tranquilo.

Según queda confirmado, en esta forma de recoci-do se opera por debajo de la temperatura de trans-formación crítica; con lo cual disminuye, sensible-mente, el peligro de descarburación superficial delmaterial correspondiente.

1.3. Recocido eliminador de tensiones

Durante el proceso de fabricación de las herra-mientas, mediante el mecanizado con arranque deviruta, o bien, en el conformado y puesta en formapor deformación plástica en frío; se originan ten-siones lineales, particularmente en las superficiesde las herramientas que pueden ocasionar duranteel temple deformaciones, e incluso roturas, cuan-do se trata de herramientas y útiles de difícil dise-ño o de geometría complicada.

Por este motivo es aconsejable eliminar las tensio-nes presentes, mediante un recocido denominadorecocido de eliminación de tensiones; llamado,igualmente, distensionado y también estabilizado.

El recocido de eliminación de tensiones consisteen calentar, lentamente, las piezas o herramientasa una temperatura comprendida entre 650 y 680ºC, según el tipo de acero rápido. Una vez alcanza-da la temperatura de recocido, las herramientasdeben mantenerse a dicha temperatura un tiempomínimo de dos horas. Si son piezas de grandes di-

Figura Nº 3. Influencia de la temperatura y del tiempo de aus-tenización en el tamaño de grano austenítico según la estructu-ra previa de recocido. Aceros rápidos 2-9-1; y 6-5-2 (Neumeyer& Kasak).


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mas, de transformación isotérmica y de enfria-miento en continuo, correspondientes al acero rá-pido 6-5-2.

En cuanto a los diagramas de fases, desgraciada-mente, no disponemos de mucha información. A-caso el más conocido es el de la figura 6, que re-presenta una sección binaria recogida del sistemacuaternario Fe-W-Cr-C para un nivel de 18% W y4% Cr. Del examen del diagrama se advierte que,en el proceso de solidificación del acero se forma-rán cristales de austenita; y, que al llegar, duranteel periodo de solidificación, a la temperatura eu-téctica precipitarán constituyentes ledeburíticos,mezcla de austenita y carburos primarios. Siguien-do el proceso de solidificación, a más baja tempe-ratura, se precipitarán carburos secundarios.

mensiones es recomendable añadir una hora máspor cada 50 mm. de espesor [1 hora x 50 mm]. Des-pués del tiempo y permanencia a la temperaturade recocido, finalmente, se desconecta el horno ylas piezas o herramientas se dejan enfriar lenta-mente en el horno hasta la temperatura ambiente.

1.4. Temple

Para la mayor compresión de los procesos detransformación que tienen lugar durante el trata-miento térmico –temple– de los aceros rápidos, hayque estudiar muy a fondo los diagramas de fases ode equilibrio y, al mismo tiempo, los diagramasTTT y TEC de los aceros rápidos correspondientes.En las figuras 4 y 5 están indicados dichos diagra-

Figura Nº 4. Diagrama de transformación isotérmica de la aus-tenita, correspondiente al acero rápido 6-5-2 . Diagrama TTT.

Figura Nº 5. Diagrama de enfriamiento en continuo de la aus-tenita correspondiente al acero rápido 6-5-2 . Diagrama TEC.

Figura Nº 6. Diagrama de fases o de equilibrio de un acero rá-pido de composición base 18% W y 4% Cr. Sección que muestrael sistema cuaternario F-W-Cr-C.

La estructura de colada del material da origen auna condición de elevada fragilidad; por la presen-cia en ella de carburos primarios; estructura éstaque, normalmente, sólo puede ser modificada me-diante un trabajado enérgico de forja en caliente.

Prescindiendo de la composición química del ma-terial, los factores que justifican la calidad de un a-cero rápido son:

1. Distribución, forma y dimensión de los carburos.

2. Tamaño del grano austenítico.

Los componentes del punto uno, dependen de la ac-ción de la fractura de los carburos por forja, y/o porlaminación. La laminación conduce a una disposi-ción columnar de los carburos, especialmente, en elcentro de las barras; condicionante que es, cierta-mente, muy perjudicial; figura 7.

El tamaño del grano austenítico, fundamental-mente, depende del tratamiento térmico final.

Conviene siempre que el temple se realice de for-ma que se obtenga un tamaño grano medio-fino,es decir, tamaño de grano [10 ÷ 15] según la escalaSnyder Graff.

En el diagrama de fases se han señalado las tempe-raturas normales de temple, muy cercanas a la pre-sencia de fases líquidas; donde observamos, de unaforma evidente, la importancia que tiene la compo-sición del acero en la adopción de la temperatura detemple adecuada, para evitar sobrecalentamientospeligrosos durante su tratamiento de temple

En el diagrama TTT, correspondiente a la figura 4,destaca la presencia de zonas de estabilidad de loscarburos, antes de la transformación de la austeni-ta, y el retraso considerable que ofrecen las ¨nari-ces¨ de las transformaciones perlíticas y bainíticasrespectivamente. Existe, también, una gran zonade estabilidad austenítica comprendida entre 400 y600 ºC. Finalmente, a una temperatura relativa-mente muy baja, aparece el comienzo de la trans-formación martensítica (Ms).

En el diagrama TEC, figura 5, la curva de fin detransformación gamma →→ alfa [γ →→ α] está condi-cionada por la temperatura final de enfriamientoMf; ya que la austenita aún no transformada enmartensita –austenita retenida– puede todavía exis-tir, y en gran proporción, por debajo de dicha tem-peratura (Mf). La cantidad o porcentaje de consti-tuyentes obtenidos está reflejado al final de latransformación de la austenita, al lado de cadacurva de enfriamiento.

Por último, con el fin de facilitar el desarrollo prác-tico de tratamieno, consideramos asimismo el dia-grama de secuencia tiempo-temperatura: diagra-mas TT; figura 8. Diagrama que describe, por

Figura Nº 7. Disposición de la segregación de carburos en dis-tintas secciones transversales de una barra laminada. Microes-tructuras de varias zonas de la sección de máxima concentra-ción de carburos. Barra procedente de un lingote de acerorápido 6-5-2 estándar, forjado en sentido vertical: recalcado.

Figura Nº 8. Diagrama desecuencia tiempo-tempe-ratura (T-T) donde se ca-racterizan todas las fasesdel tratamiento térmico arealizar en los aceros rápi-dos.


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en caliente. Para que esto sea posible, es preciso lasolución de cierta cantidad de carburos en la masamatricial del acero correspondiente.

Si se aumenta demasiado la temperatura de templepuede pasar que sea muy escaso el número de loscarburos no disueltos en la austenita, producidos enel calentamiento de austenización. Esto ocasionaque no haya, a veces, la cantidad suficiente de car-buros para bloquear el crecimiento de los granos dela austenita. Causa por la cual en las herramientas,así templadas, haya un mayor porcentaje de auste-nita retenida; figura 9 y sean, también, relativamen-te más frágiles como consecuencia de la posible ba-ja tenacidad que provoca el origen de un granogrueso. Con un incremento, aún mayor, de la tem-peratura de temple se puede iniciar un eventualprincipio de fusión de los carburos primarios que,normalmente, fluyen entre los límites de grano; as-pecto éste, también, muy negativo; figura 10.

completo y de forma separada, todas las fases deun ciclo completo de tratamiento térmico; (1) reco-cido eliminador de tensiones; (2) precalentamien-to, austenización, temple; y (3) revenidos.

Advertimos, que para la consecución de un correctotratamiento térmico en cualquier tipo de herra-mienta fabricada en acero rápido, ... no existe la me-nor posibilidad de modificar los tiempos y secuen-cias de tratamiento; ni, tampoco, efectuar cambiosde temperatura, de los ya establecidos en los diagra-mas (TTT, TEC, TT) del acero correspondiente…¡¡Hay que respetar, rigurosamente, los niveles de tempe-ratura y tiempo que, para cada calidad de acero, figuranen los referidos diagramas !!…

Un ciclo completo de temple de las herramientasfabricadas de acero rápido comporta: (1) un calen-tamiento lento y progresivo hasta la temperaturade austenización del acero en tratamiento; (2) untiempo a la temperatura de austenización, quepermita la disolución y distribución homogénea delos carburos en la austenita; y (3) un enfriamiento,más o menos enérgico, de esa masa matricial aus-tenítica, hasta la temperatura ambiente.

12.4.1. Calentamiento

En el calentamiento de temple, se incluye una se-rie de precalentamientos para disminuir el peligrode distorsiones, y la tendencias a agrietamiento delas herramientas a templar. Eliminamos, así, las e-ventuales tensiones que puedan quedar de los e-fectos del mecanizado; y se atenúa y/o minimiza,también, el importante choque térmico que se pre-senta a tan altas temperaturas de calentamiento.

Por regla general, las temperaturas de precalenta-miento son: (1) para aceros al volframio (W) y paraaceros volframio-molibdeno (W-Mo) = temperatu-ras entre 820 y 900 ºC; (2) para aceros al molibdeno(Mo) = temperaturas entre 720 y 800 ºC; y (3) últimoprecalentamiento a una temperatura próxima a los1.000 ± 50 ºC. Antes, al principio del calentamiento,se recomienda hacer, también, un precalentamien-to lento a una temperatura entre 450 y 500 ºC.

Ya se ha dicho que con el calentamiento del tem-ple se ha de obtener, en el acero, una matriz auste-nítica lo más aleada posible para que, al transfor-marse mediante un enfriamiento más o menosrápido, dé lugar a una martensita de las caracterís-ticas deseadas en cuanto a resistencia y a dureza

Figura Nº 9. Influencia de la temperatura de temple –austeni-zación– sobre la austenita retenida. Aceros rápidos; 6-5-3 [C =1,27%]; y 6-5-3-9 [C = 1,27%].

12.4.2. Permanencia a la temperaturade austenización

El tiempo a la temperatura de temple actúa de for-ma parecida al de calentamiento. Un tiempo excesi-vo de austenización, provoca una mayor disoluciónde los carburos y, también, un aumento del tamañode grano austenítico; figura 11. En dicha figura sepuede apreciar, por fractura del material, el aumen-to del tamaño de grano austenítico según se incre-

nadio (> V) se suelen mantener a la temperatura detemple un período de tiempo, sensiblemente, ma-yor que el normal del resto de aceros rápidos (+

Figura Nº 10. Diferentes estados estructurales según la tempera-tura de temple utilizada. Acero rápido 6-5-2. Micrografías x 500.

1. Temperatura de temple insuficiente. Carburos ledeburíticosy secundarios en una matriz de martensita y austenita; ta-maño de grano muy pequeño y los carburos secundarios noestán disueltos en su mayoría.

2. Temperatura de temple correcta. Carburos ledeburíticosdentro de una masa matricial poliédrica de martensita yaustenita. Tamaño de grano correcto y carburos secunda-rios completamente disueltos.

3. Temperatura de temple excesiva: sobrecalentamiento. Ma-triz poliédrica de martensita y austenita. Los carburos lede-buríticos comienzan a precipitarse en los límites de grano ytamaño de grano excesivamente grueso.

4. Temperaturas de temple y revenido correctas. Estructuracorrecta formada por carburos ledeburíticos, relativamente,finos sobre una masa matricial martensítica.

menta, también, la temperatura de temple y lostiempos de austenización.

Se advierte, entonces, que la temperatura de tem-ple y el tiempo de permanencia a esa temperaturadependen, principalmente, de la composición quí-mica del acero. Es fundamental, igualmente, teneren cuenta el diseño o geometría de la herramienta,y el tipo de horno donde se ha de tratar; figura 12.

Los aceros rápidos con mayor contenido de carbo-no (> C) y, también, con más alto contenido de va-

Figura Nº 11. Aumento del tamaño de grano austenítico segúnel tiempo de austenización y permanencia a distintas tempera-turas de temple; ensayo de fractura. Acero rápido 6-5-2.

Figura Nº 12. Tiempo total a la temperatura de austenizaciónen baños de sales de temple; efectuados ya los precalentamien-tos correspondientes. Los precalentamientos y los tiempos depermanencia a la temperatura de austenización, en los hornosal vacío, ya vienen marcados en sus correspondientes ciclos detemple, temperatura-tiempo, según el tipo de acero y de las di-mensiones de las piezas a templar.


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En el temple de los aceros rápidos hay que respetarcierta velocidad de enfriamiento, que correspondea un parámetro característico de enfriamiento (λ),en el rango de temperaturas entre 1.000 y 800 ºC–parámetro distintivo de los aceros rápidos: tiempo o ve-locidad de enfriamiento entre las temperaturas 1.000 y800 ºC; cuya expresión es: λ = [(∆t1.000/800) > 7Cº/s] –.

Parámetro que es básico y fundamental en el tem-ple de los aceros rápidos; ya que al no alcanzarse laintensidad de enfriamiento, en ese intervalo detemperatura, esto posibilita la presencia de dure-zas bajas, –figura 13– y la precitación de carburosproeutectoides en los limites de grano, como se

10%), ya que los carburos de vanadio son más difí-ciles de disolver. Por otra parte, los aceros al molib-deno (Mo) y los aceros sobre carburados, son mássensibles al sobrecalentamiento y a la descarbura-ción que los pertenecientes al grupo de aceros ale-ados con volframio (W).

En el caso de herramientas que hayan de trabajar aaltas temperaturas, necesariamente se precisa quetengan una gran resistencia al desgaste, una alta du-reza en caliente y una elevada resistencia al reveni-do. Para ello dichas herramientas han de templarsea más alta temperatura, aunque el tamaño de granosea un poco más grosero que el de aquellas otras he-rramientas que necesiten de una mayor tenacidad,como característica principal, en su trabajo mecáni-co; p.ej.: útiles y herramientas que trabajan a com-presión: troqueles, punzones de conformado, matri-ces para corte fino de chapa en frío, etc.

12.4.3. Enfriamiento

En el diagrama TEC de enfriamiento en continuo–ver figura 5– podemos observar las exigencias deun enfriamiento controlado. En general, en los ace-ros rápidos la temperatura de transformación mar-tensítica (Ms) se encuentra entre 160 y 205 ºC; nive-les éstos de temperatura que corresponden, almismo tiempo, a las temperaturas de austenizaciónmás bajas. Para temperaturas de austenización ma-yores el punto de transformación Ms baja sensible-mente; y, lo encontramos entonces en una banda detemperaturas comprendida entre 130 y 150 ºC.

Los aceros rápidos por su baja velocidad crítica deenfriamiento pueden enfriarse, después de su calen-tamiento de austenización, en aire, en aceite y en ba-ños calientes de sales o de plomo; en los hornos devacío el enfriamiento se realiza engas o mezcla de gases a presión.En la tabla I se dan los valores delas distintas intensidades de tem-ple –coeficientes de transmisión tér-mica α– de los principales mediosde enfriamiento que, normalmen-te, se utilizan en el temple de losaceros para herramientas.

Tabla I. Coeficiente de transmisión térmicade los principales medios de enfriamientosque normalmente se utilizan en el templede los aceros de herramientas en general.

Figura Nº 13. Influencia del parámetro de enfriamiento (Ï), so-bre la precipitación de carburos proeutectoides en ese rango detemperaturas [1.000/800 ºC] y de la dureza final. Temperaturade temple 1180 ºC + revenido a 560 ºC: 3 x 1hora a 560 ºC. Pa-ra evitar la precipitación de carburos y al mismo tiempo el des-censo de la dureza, el parámetro de enfriamiento (Ï) tiene queser mayor de 7 ºC/segundo [λ > 7 ºC/s)]. Aceros: PM 6-7-6-10(C 0 2,30%); 6-5-3-9 y 6-5-3.

puede observar en la figura 14. Tal circunstanciaocasiona una disminución de carbono y de otros a-leoelementos en la masa matricial martensítica; y,por consiguiente, se reduce muy mucho el even-tual potencial de martensita secundaria, productodel revenido.

El grado de precipitación de carburos es funcióndel tiempo que, más o menos, tarda en producirsela bajada de temperatura en ese rango de tempera-turas [1.000/800 ºC]. Parámetros de enfriamientosbajos [λ = (2 ÷ 6 ºC/s)] ocasionarían, entonces, pre-cipitación de carburos en los límites de grano –enmayor o menor grado según sea la intensidad de enfria-miento–; y, en consecuencia, un descenso muy sig-nificativo de los niveles óptimos de dureza y de te-nacidad en acero/herramienta, después de sutemple + revenido; ver figura 14.

El enfriamiento en aire –aire bien seco– tiene el in-conveniente de que sólo es aplicable a herramien-tas con espesores o secciones transversales máxi-mos de 25 mm; ya que en mayores dimensiones nose alcanzaría la intensidad necesaria de enfria-miento [λ > 7 Cº/s], es decir, que no esté dentro delya mencionado rango de temperaturas; y, por tan-to, existe la posibilidad de precipitación de carbu-

ros proeutectoides que empobrecen la masa matri-cial martensítica. Dificultad que modifica y afecta,también, la estabilidad de revenido, así como ladureza en caliente. Es mejor que la precipitaciónde los carburos proeutectoides tenga lugar duranteel revenido previo, con el consiguiente aumento dela dureza secundaria.

Otro inconveniente del enfriamiento en aire, es lafuerte oxidación que se puede producir, y de hechose produce, en las herramientas durante dicho en-fiamiento. Realmente en el enfriamiento con aire,aunque sea a presión, está demostrado que se re-duce la capacidad de corte de la herramienta co-rrespondiente.

Resumiendo: en la práctica industrial, en el enfria-miento de temple de los aceros rápidos se tiende arealizar en aceite y/o en baños de sales. En los últi-mos años se ha incrementado muy mucho, en losimportantes y bien equipados talleres de trata-miento térmico, el temple de las herramientas enhornos de vacío, donde el enfriamiento de templese realiza con gas inerte a una cierta presión.

El temple en aceite ofrece buenos rendimientos,mejores que con aire o en gas a presión, pero existeel peligro de mayor deformación y, al mismo tiem-po, que se produzcan una elevada cantidad de aus-tenita retenida e importantes tensiones residuales,en las herramientas templadas. Se obtienen los me-jores resultados, cuando el baño de aceite está a unatemperatura comprendida entre 60 y 80 ºC.

Para evitar deformaciones, y a veces posibles ro-turas, las herramientas se suelen sacar del bañode aceite en el momento que hayan alcanzado,durante su enfriamiento de temple, una tempe-ratura próxima a los 300 ºC; continuando su en-friamiento posterior en aire tranquilo. Esto per-mite el enderezado de las herramientas a 300 ºC,ya que a esta temperatura su estructura es com-pletamente austenítica y, por tanto relativamen-te plástica.

El método de enfriamiento que ha gozado de bas-tante popularidad, por su eficacia, seguridad y fácilejecución, es sin duda el enfriamiento o apagadoen baño de sales y/o, también, el enfriamiento enbaños de plomo; ya que con dicho procedimientose eliminan al máximo los riesgos de distorsionesy oxidaciones de las herramientas durante el tem-ple; y, obteniéndose al mismo tiempo iguales omejores rendimientos y resultados que si se enfría

Figura Nº 14. Efecto de la precipitación de carburos proeutec-toides sobre la tenacidad: (a) microestructura de temple, líneade referencia [λ = 2 ºC/s], precipitación de carburos proeutectoi-des en los límites de grano; (b) microestructura de temple, líneareferencia [λ > 50 ºC/s], carburos bien repartidos dentro de lamasa matricial poliédrica de martensita y austenita: una es-tructura de temple correcta alcanza mayor tenacidad. Temple a1.180 ºC + revenido a 560 ºC: 3 x 1 hora a 560 ºC.


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¡Observaciones es importantes a tener en cuenta!…

Hay que recordar que cuando las herramientas secalientan a tan altas temperaturas de temple, po-seen una muy baja resistencia, por lo que se pue-den deformar, incluso con su propio peso, si no es-tán soportadas correctamente en los hornos detemple.

Advertimos, por su importancia, que cuando se re-alice el temple de las herramientas, hay que tenerla certeza de que no hayan sido antes ya templa-das y revenidas; dado que para volverlas a tem-plarlas es esencial y muy necesario realizarles unrecocido previo, con un calentamiento lento y a u-na temperatura comprendida entre 790 y 830 ºC.Dos temples sucesivos, sin un previo recocido in-termedio origina, normalmente, un engrosamientodiscontinuo del tamaño de grano.

Para que esto no ocurra, antes de volver de nuevo atemplar las herramientas, hay que recocer a unatemperatura que sea capaz de formar nuevos lími-tes de grano en la masa matricial austenítica de laherramienta afectada. Sin un recocido previo; y si,al mismo tiempo, la nueva temperatura de templees menor (50 ºC <) que la primitiva de austeniza-ción, –temperatura del temple primero– tendrá lugar,reiteramos, un crecimiento anormal del tamaño degrano, que enfragiliza muy mucho la herramientadoblemente templada.

En la fractura de la herramienta templada por se-gunda vez, –sin recocido previo– junto al tamaño degrano grosero, se observan como una especie de¨escamas de pez¨ –FIHS-SCALE*– muy frágiles. Elcrecimiento anormal de grano tiene lugar en el ca-lentamiento del nuevo temple, cuando se utilizantemperaturas de 50 ºC, aproximadamente, por de-bajo de la temperatura correcta del primer temple.El mismo accidente ocurre si se forjan herramien-tas ya tratadas, sin precauciones intermedias derecocido y de un calentamiento controlado.

También favorece la formación de este fenómeno,–FIHS-SCALE– en un segundo o tercer temple, lapresencia de estructuras aciculares bainíticas oca-sionadas en un primer temple, las cuales aparecencuando la velocidad de enfriamiento, en dicho tem-ple, ha sido relativamente baja.

(Continuará)

en aceite. Resultados que son más fáciles de con-seguir, siempre que se regule la temperatura delbaño de acuerdo con la composición del acero de laherramienta a templar y de su intensidad de en-friamiento. Intensidad de enfriamiento que esmuy importante en el rango de temperaturas1.000/800 [λ > 7Cº/s];ver figura 19.

Las herramientas, ya calentadas y austenizadas, seenfrían en un baño de sales que, normalmente, es-tán a una temperatura comprendida entre 500 y 550ºC. En el baño de enfriamiento sólo permanecerán eltiempo mínimo y necesario para que se iguale latemperatura de la herramienta con la de dicho ba-ño; tiempo que, en la práctica, es de un minuto porcentímetro de espesor (1 minuto x 1 cm). Luego sesacan las piezas del baño, y sigue su enfriamientoen aire tranquilo; para que, lentamente, se produz-ca la transformación de la austenita en martensita;y consiguiéndose entonces, una transformación u-niforme de toda la masa templada.

Desde que se sacan las herramientas del baño deapagado, es decir, desde los 500 Cº hasta los 300 ºC,el acero tiene una cierta plasticidad; ya que el ma-terial todavía está en estado austenítico y la herra-mienta, entonces, se puede enderezar sin riesgo derotura. El baño de enfriamiento o de apagado ha deestar, siempre, a una temperatura inferior a 600 ºC,para evitar riesgos de fragilización en las herra-mientas templadas; por la posible precipitación decarburos en los límites de grano del acero templa-do a esa temperatura.

Una práctica habitual de enfriamiento en baño desales, es el temple escalonado. La mecánica delproceso consiste en utilizar: (1) un primer baño desales neutras, donde se enfrían las herramientas–ya austenizadas– hasta una temperatura aproxi-mada de 800 ºC, y mantener un tiempo para quese igualen las temperaturas herramienta-baño –eltiempo tiene que ser el más corto posible, para evitaruna eventual precipitación de carburos–; (2) paso delas herramientas ya enfriada hasta 800 ºC a un se-gundo baño a temperatura entre 500 y 550 ºC,donde permanecerán el tiempo necesario, tam-bién, para que se igualen las temperaturas herra-mienta-baño; se sacan a continuación y se dejanenfriar en aire tranquilo. Con este tratamiento sereducen en gran medida las tensiones de templey se minimizan las distorsiones: Tratamiento ésteque es muy interesante efectuarlo en herramien-tas de difícil geometría, y/o de formas muy com-plejas. * Denominación en los países anglosajones.

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30 € 40 €206 páginas 316 páginas

E stos libros son el resultado de una serie de charlas impartidasal personal técnico y mandos de taller de un numeroso grupo

de empresas metalúrgicas, particularmente, del sector auxiliardel automóvil. Otras han sido impartidas, también, a alumnos deescuelas de ingeniería y de formación profesional.

E l propósito que nos ha guiado es el de contribuir a despertarun mayor interés por los temas que presentamos, permitien-

do así la adquisición de unos conocimientos básicos y una visiónde conjunto, clara y sencilla, necesarios para los que han de uti-lizar o han de tratar los aceros y aleaciones; no olvidándonos deaquéllos que sin participar en los procesos industriales están in-teresados, de una forma general, en el conocimiento de los ma-teriales metálicos y de su tratamiento térmico.

No pretendemos haber sido originales al recoger y redactarlos temas propuestos. Hemos aprovechado información

procedente de las obras más importantes ya existentes; y, funda-mentalmente, aportamos nuestra experiencia personal adquiriday acumulada durante largos años en la docencia y de una dilata-da vida de trabajo en la industria metalúrgica en sus distintos sec-tores: aeronáutica –motores–, automoción, máquinas herramien-ta, tratamientos térmicos y, en especial, en el de aceros finos deconstrucción mecánica y de ingeniería. Por tanto, la única justifi-

cación de este libro radica en los temas particulares que trata, suordenación y la manera en que se exponen.

E l segundo volumen describe, de una manera práctica, clara,concisa y amena el estado del arte en todo lo que concierne

a los aceros finos de construcción mecánica y a los aceros inoxida-bles, su utilización y sus tratamientos térmicos. Tanto los que hande utilizar como los que han de tratar estos grupos de aceros, en-contrarán en este segundo volumen los conocimientos básicos ynecesarios para acertar en la elección del acero y el tratamientotérmico más adecuados a sus fines. También es recomendablepara aquéllos que, sin participar en los procesos industriales, es-tán interesados de un modo general, en el conocimiento de losaceros finos y su tratamiento térmico.

E l segundo volumen está dividido en dos partes. En la primeraque consta de 9 capítulos se examinan los aceros de construc-

ción al carbono y aleados, los aceros de cementación y nitru-ración, los aceros para muelles, los de fácil maquinabilidad y demaquinabilidad mejorada, los microaleados, los aceros para de-formación y extrusión en frío y los aceros para rodamientos. Lostres capítulos de la segunda parte están dedicados a los aceros i-noxidables, haciendo hincapié en su comportamiento frente a lacorrosión, y a los aceros maraging.

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RESUMEN

El titanio presenta una combinación de propieda-des única, como la elevada resistencia específica,excelente resistencia a la corrosión y biocompati-bilidad. Sin embargo, su utilización está todavía li-mitada a sectores de alto valor añadido, como el a-eronáutico, debido a sus altos costes de extraccióny procesado. Las ventajas intrínsecas del empleode técnicas pulvimetalúrgicas (PM) para su obten-ción podrían resultar en una disminución de loscostes de fabricación y en la aplicación del titanio yde sus aleaciones a sectores más comerciales obienes de consumo. La aleación Ti–6Al–4V obteni-da por técnicas convencionales está perfectamen-te caracterizada, al igual que sus tratamientos tér-micos, pero no existen estudios sobre piezasfabricadas por PM. En este trabajo se estudia la res-puesta a los tratamientos térmicos de la aleaciónTi–6Al–4V fabricada por PM, utilizando dos enfo-ques diferentes: a partir de polvo prealeado y me-diante el empleo de una aleación maestra. Las pro-piedades analizadas, tanto físicas como mecánicasasí como su caracterización microestructural, indi-can que hay una notable influencia del procesadoen la respuesta frente a los tratamientos de tem-ple, revenido y recocido.

1. INTRODUCCIÓN

El titanio se emplea en sectores de altas prestacio-nes, como el aeronáutico, gracias a su combina-ción de propiedades, es decir, resistencia a fracturacomparable a la de los mejores aceros, baja densi-

dad, bajo modulo de elasticidad, buena resistenciafrente a diferentes tipos de corrosión, biocompati-bilidad y resistencia en caliente[1, 2].

Siendo un metal de transición y debido a su parti-cular ubicación en la tabla periódica, el titanio escapaz de formar soluciones sólidas con la mayoríade los elementos substitucionales que tienen unfactor de tamaño de ± 20% además de reaccionarcon diferentes elementos intersticiales[3]. Esta pe-culiaridad, junto con su alotropía, ya que presentauna estructura cristalina hexagonal compacta (α)estable a bajas temperaturas y cúbica centrada enel cuerpo (β) a partir de 882 °C hasta el punto de fu-sión, permite obtener un amplio espectro de com-posiciones, microestructuras y, consecuentemen-te, propiedades mecánicas.

Los elementos de aleación suelen ser clasificadosen función del efecto estabilizador sobre una u otrafase, por lo tanto, se encuentran elementos alfáge-nos (Al, O, N y C), elementos neutros (Zr y Sn) y ele-mentos betágenos. Estos últimos se subdividen enisomorfos (V, Mo, Nb y Ta) o eutectoides (Fe, Mn Cr,Cu y H) en función del diagrama de fases que gene-ran y, por lo tanto, la formación de nuevas fases,especialmente intermetálicos[4].

Una de las primeras aleaciones de titanio desarro-lladas y, seguramente, la más ampliamente emple-ada a lo largo de los años, es la aleación Ti–6Al–4Vque, siendo una aleación α + β se caracteriza porsu excelente resistencia a fractura, resiliencia y re-sistencia a corrosión. Esta aleación fue desarrolla-da con el propósito específico de ser utilizada para

Estudio de los tratamientostérmicos de la aleación Ti-6Al-4Vobtenida por pulvimetalurgiaPPoorr LL.. BBoollzzoonnii((11)),, ÁÁ.. VVaazz--RRoommeerroo((11)),, EE.. MM.. RRuuiizz--NNaavvaass((11)),, EE.. GGoorrddoo((11))

((11)) DDeeppaarrttaammeennttoo ddee CCiieenncciiaa ee IInnggeenniieerrííaa ddee MMaatteerriiaalleess ee IInnggeenniieerrííaa QQuuíímmiiccaa,, IIAAAABB,,UUnniivveerrssiiddaadd CCaarrllooss IIIIII ddee MMaaddrriidd;; LLeeggaannééss ((MMaaddrriidd))

2. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL

Para la investigación llevada a cabo se han fabrica-do muestras de Ti–6Al–4V, tanto a partir de un pol-vo prealeado hidrurado–dehidrurado (HDH), comomediante la mezcla convencional de un polvo detitanio elemental (HDH) con una aleación maestrade Al:V. La principal diferencia entre los dos polvosconsiderados es que, en el caso del polvo prealea-do los elementos de aleación están ya disueltos enla matriz de titanio, lo que conlleva que el polvo,endurecido por la presencia de estos elementos,resulte más difícil de prensar pero no haya proble-mas en cuanto a distribución de los elementos. Porotro lado, la mezcla de polvos elementales se pren-sa mejor pero suele necesitar mayor temperaturay/o tiempo de sinterización para alcanzar la difu-sión y la homogenización de los elementos de ale-ación. Las propiedades más relevantes de los pol-vos de partida se muestran en la Tabla 1.

la construcción de estructuras tanto móviles comoestáticas de aviones y, consecuentemente, estámuy bien caracterizada cuando es producida me-diante metalurgia convencional.

La microestructura y, por lo tanto, las propiedadesfinales de la aleación Ti–6Al–4V dependen del por-centaje relativo, de la morfología y de las caracte-rísticas de las dos fases constituyentes. Estas pro-piedades varían en función del enfriamiento, quese puede llevar a cabo tanto desde la zona de coe-xistencia de las dos fases como a partir de la zonade estabilidad de la fase β, y de la deformación fi-nal aplicada, como en el caso de los tratamientostermo–mecánicos[5].

Con el fin de expandir el mercado del titanio a sec-tores donde el elevado coste de extracción y fabri-cación que caracteriza este material es un factorcrítico, como el automovilístico, en los años 1970[6]se empezó a considerar el empleo de las técnicaspulvimetalúrgicas (PM) para su procesado, aprove-chando las ventajas intrínsecas de estos métodos.Sin embargo, los resultados de las extensas inves-tigaciones llevadas a cabo se veían afectados por lapresencia de cloruros que quedaban tras la obten-ción del titanio mediante el método Kroll, clorurosque suelen disminuir la resistencia a la fatiga yprovocar problemas durante la soldadura. En losúltimos años se están desarrollado nuevas técni-cas de obtención de polvos de titanio[7] permitien-do eliminar los problemas relacionados con la pre-sencia de los cloruros y reducir el contenido de loselementos intersticiales. Esto abre la posibilidad deobtener aleaciones de titanio PM más fiables, loque se ha reflejado en un interés creciente por elestudio y desarrollo de aleaciones de titanio pulvi-metalúrgicas. Sin embargo, no se encuentran estu-dios sobre los tratamientos térmicos de aleacionesde Ti PM, si bien es conocido que el procesado PMpuede afectar a la respuesta de los materiales fren-te a dichos tratamientos.

En este trabajo se estudia el efecto de diferentestratamientos térmicos en la microestructura y enlas propiedades de la aleación de titanio Ti–6Al–4Vobtenida mediante el proceso pulvimetalúrgicoconvencional de prensado uniaxial y sinterizaciónen vacío. Además, los materiales se han prepara-do a partir de polvo obtenido por dos vías diferen-tes, que suponen los dos enfoques básicos de lapulvimetalurgia del titanio, es decir a partir depolvo prealeado y añadiendo aleaciones maes-tras[8].

Tabla 1. Resultados del análisis del tamaño de partículas y delanálisis químico de los polvos de partida.

La distribución del tamaño de partículas se ha de-terminado mediante un analizador láser Matersi-zer 2000, mientras que el contenido de O[9] y N[10]mediante técnicas de fusión en gas inerte (LECOTC500) y el C[11] mediante técnicas de combustión(LECO CS 200).

Una vez caracterizados, los polvos se han emplea-do para prensar muestras de flexión en tres puntosmediante una prensa uniaxial y una matriz flotan-te, usando estearato de zinc como lubricante paralas paredes del molde. Las muestras han sido sin-terizadas en un horno tubular de alto vacío (10-5mbar) a una temperatura de 1.250 ºC durante 2 ho-ras y empleando una velocidad de calentamiento yenfriamiento de 5 ºC/min. Tras la sinterización, lasmuestras tienen una densidad relativa media de92,5%±0,4% cuando se emplea el polvo prealeado(Ti64–PA), y 95,1%±0,1% cuando se utiliza el polvode aleación maestra (Ti64–MA)[12]. La menor den-


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sidad relativa alcanzada en probetas de polvo pre-aleado se debe principalmente a la menor presiónempleada durante su conformado. Debido al lentoenfriamiento desde la temperatura de sinteriza-ción, e independientemente del método de fabrica-ción del polvo, la microestructura de las muestrasse puede asimilar a la de la aleación Ti–6Al–4V enestado de recocido, que es la forma comercializadaconvencionalmente.

Los componentes sinterizados han sido sometidosa diferentes tratamientos térmicos de temple +maduración o temple + recocido. Más en detalle, seconsideraron dos temperaturas de solubilizaciónpara estudiar el efecto de la fase de partida: se eli-gió 1.050 ºC que se encuentra en la zona de estabi-lidad de la fase β, ya que la β transus de la aleaciónTi–6Al–4V es 996 ºC[13], y 850 ºC donde coexisten lafase α y la fase β. El calentamiento a 5 ºC/min y lameseta de 1 hora se llevaron a cabo bajo atmósferaprotectora de argón para evitar la oxidación de lasmuestras, y el temple se realizó en agua. La Figura1 muestra un esquema de los tratamientos térmi-cos estudiados. Los tratamientos de maduración sellevaron a cabo en una mufla considerando lastemperaturas de 480 ºC y 540 ºC durante 4 horasseguido por un enfriamiento en aire, mientras quepara el recocido se evaluaron las mismas tempera-turas empleadas para la solubilización, es decir 850ºC y 1.050 ºC, durante 2 horas con enfriamiento enhorno y en argón. Las temperaturas y los tiemposelegidos son los típicamente empleados para la a-leación Ti–6Al–4V obtenida mediante metalurgiaconvencional[1].

Tras los tratamientos térmicos, las muestras fue-ron caracterizadas mediante la medida de las pro-piedades mecánicas (dureza Vickers y resitencia aflexión en tres puntos) así como la evaluación de lamicroestructura mediante microscopía óptica. Pa-ra la caracterización microestructural las muestrasfueron previamente embutidas, desbastadas con

lijas de SiC, pulidas con gel de silica y atacadas me-diante ataque Kroll.

3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN

En la Figura 2 se presenta un esquema para los trata-mientos térmicos de la aleación Ti–6Al–4V, donde sepuede apreciar que a la temperatura de solubiliza-ción de 1.050 ºC se encuentra en la región monofási-ca la fase β y un enfriamiento rápido conlleva el cru-zar la línea de inicio de la transformación adifusional(Ms), permitiendo la formación de la martensita (α’).Por el contrario, eligiendo una temperatura de 850 ºCla aleación se encuentra en la región bifásica α+β,donde queda una parte de α primaria, y por debajode la Ms, por lo tanto teóricamente, no se puede lle-gar a formar martensita mediante enfriamiento rápi-do sino a obtener fase β metaestable.


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Figura 1. Esquemade los tratamientostérmicos considera-dos para la alea-ción Ti–6Al–4V.

Figura 2. Esquemapara los tratamien-tos térmicos de laaleación de titanioTi–6Al–4V[1].

Los resultados obtenidos se presentan como com-paración entre los dos tipos de polvo utilizados,para cada temperatura de solubilización estudia-da. La Figura 3 muestra los resultados de resisten-cia a flexión de los materiales sometidos a distin-

más rica en vanadio en comparación a la alcanza-da a una temperatura de solubilización más al-ta[1].

El análisis microestructural de las muestras tem-pladas (Figura 4) no destaca diferencias significati-vas, sino que parece que la aleación Ti64–MA llegaa formar una cantidad de β metaestable intergra-nular ligeramente superior. Por otro lado, se apre-cia claramente el mayor porcentaje volumétrico deporosidad residual de la aleación Ti64–PA aunqueel tamaño parece ser inferior.

El tratamiento de maduración posterior al templeinduce la precipitación de la fase β a partir de la fa-se β metaestable, donde a una temperatura másalta y un tiempo más largo corresponde un mayorporcentaje de β transformada y un mayor espesorde las láminas de α. Según los datos de TRS (Figura3), la maduración induce una disminución de la re-sistencia máxima. Las microestructuras obtenidastras el tratamiento de maduración se presentan enla Figura 5.

tos tratamientos térmicos desde la temperatura desolubilización de 850 ºC, y se compara con la res-puesta del material en estado sinterizado.

Como se puede apreciar en la Figura 3, las mues-tras sinterizadas obtenidas a partir de polvo prea-leado (Ti64–PA) tienen menor resistencia que lasobtenidas a partir de polvo de aleación maestra(Ti64–MA), lo que puede deberse al mayor porcen-taje de porosidad residual. La solubilización a 850ºC durante una hora seguida de temple en aguaprovoca e induce un aumento de la TRS de apro-ximadamente unos 250 MPa en ambos casos, pro-bablemente debido a la presencia de la fase β me-taestable que se retiene templando la aleaciónTi–6Al–4V en el campo α+β, hasta una temperatu-ra inferior a la MS[1] ya que la microestructura es-tá constituida por α primaria y β retenida como sepuede apreciar en la Figura 4. Ya que la tempera-tura de solubilización elegida se encuentra en laparte medio–baja del intervalo de coexistencia deα y β, se produce una cantidad, en volumen, de βmetaestable relativamente pequeña pero mucho


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Figura 3. Comparación de laTRS para las dos aleaciones deTi–6Al–4V solubilizadas a 850ºC y sometidas a temple (T),temple y maduración (M) y tem-ple y posterior recocido (R).

Figura 4. Microestruc-tura de la aleaciónTi–6Al–4V tras solubi-lización a 850 ºC du-rante una hora y tem-ple en agua: a) Ti64–PAy b) Ti64–MA.

Como se puede observar en la Figura 5, el trata-miento de maduración induce la transformaciónde la fase β metaestable hacia una estructura esta-ble de α primaria y colonias de α+β, siendo estatransformación más efectiva al aumentar la tem-peratura. Además, comparando el tipo de polvoempleado, parece que el polvo prealeado permitealcanzar una microestructura más fina, lo que jus-tifica la menor caída de la TRS en comparación a laaleación Ti64–MA que posee una mayor densidadrelativa.

La aplicación de un tratamiento de recocido debe-ría permitir obtener nuevamente la microestructu-ra de partida, sin embargo se puede apreciar unadiferencia significativa en términos de TRS conrespecto a las muestras sinterizadas, lo que se de-be principalmente a dos factores: la ubicación de latemperatura de recocido en el diagrama de fases yla velocidad de enfriamiento. Más en detalle, unatemperatura de recocido de 850 ºC se encuentra enla región bifásica α+β, por lo tanto, la microestruc-tura se caracteriza por una cantidad importante deα primaria que no llega a transformarse en β y,consecuentemente, una mayor resistencia encomparación a la obtenida con una temperatura derecocido de 1.050 ºC donde el enfriamiento se llevaa cabo desde la región en la que es estable sólo lafase β. La Figura 6 muestra las microestructuras dela aleación Ti–6Al–4V pulvimetalúrgica sometida alos dos tratamientos de recocido descritos.

Analizando las microestructuras obtenidas tras losrecocidos (Figura 6) se puede apreciar que el reco-cido a 850 ºC conlleva la formación de zonas típicasde la microestructura de cesta (Widmanstátten)especialmente visibles en la aleación Ti64–MA, sibien el constituyente predominante es la fase αprimaria. En el caso de la aleación Ti64–PA las zo-nas con microestructura de cesta tienen un tama-ño significativamente menor como se puede apre-ciar en la magnificación en la parte izquierda de laFigura 6 a), lo que justifica que la Ti64–PA presentauna TRS directamente comparable con la de lasmuestras sometidas a maduración, y superior a ladel sinterizado. La microestructura de las mues-tras recocidas a 1.050 ºC se compone de granos de ·crecidos por difusión a partir de los bordes de gra-nos de la fase β más una cantidad más importantede α+β en forma de cesta donde, nuevamente, estaresulta ser más fina en la aleación Ti64–PA.

La Figura 7 muestra la comparación de la resisten-cia a flexión obtenida en las aleaciones Ti64–PA yTi64–MA sometidas a los diferentes tratamientostérmicos tras la solubilización a 1.050 ºC.

La TRS de las muestras templadas desde la tempe-ratura de solubilización de 1050 ºC (Figura 7) debe-ría aumentar notablemente debido a la formaciónde la martensita, ya que esta temperatura se en-cuentra en la zona de estabilidad de la fase β y, porlo tanto, a temperatura superior a la de inicio de latransformación adifusional o martensítica. Este


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Figura 5. Microestructuras obteni-das tras el tratamiento de temple a850 ºC y de maduración a: a) 480ºC–4h, Ti64–PA; b) 480 ºC–4h,Ti64–MA; c) 540 ºC–4h, Ti64–PA;y d) 540 ºC–4h, Ti64–MA.

transforma en alfa acicular (α’) o beta transforma-da (βtr) y quedan pequeños bordes de granos de lafase β originaria. Sin embargo, en el caso de la ale-ación Ti64–MA (Figura 8 b) el porcentaje de fasemartensitica que se ha formado es significativa-mente menor y, consecuentemente es mucho ma-yor el porcentaje de beta en los bordes de grano, loque explica la menor TRS obtenida, aunque sólojustificable debido a un temple incorrecto.

La aplicación de un tratamiento térmico de madu-ración a las muestras templadas desde 1050 ºCproduce una caída importante de la resistencia aflexión, siendo esta disminución tanto más pro-nunciada cuanto mayor es la temperatura de ma-

comportamiento se observa en el caso de la alea-ción Ti64–PA, que alcanza una TRS de 1.400 MPasuperior tanto a la obtenida tras la sinterizacióncomo a la de después del temple desde 850 ºC. Sinembargo, en el caso de la aleación Ti64–MA se al-canza una TRS superior a la del sinterizado peroinferior a la del temple desde 850 ºC. En la Figura 8se muestran las microestructuras de las muestrastempladas a partir de la región de estabilidad de lafase β.

El análisis microestructural de las muestras solubi-lizadas a 1.050 ºC y templadas en agua (Figura 8)confirma que la aleación Ti–6Al–4V enfriada rápi-damente desde la región de estabilidad de β se


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Figura 6. Microestructuras de laaleación Ti–6Al–4V P/M obteni-das tras el tratamiento temple a850 ºC y recocido a: a) 850 ºC–2h,Ti64–PA; b) 850 ºC–2h, Ti64–MA;c)1050 ºC–2h, Ti64–PA y d) 1050 ºC–2h, Ti64–MA.

Figura 7. Comparación de la TRSpara las dos aleaciones deTi–6Al–4V solubilizadas a 1050ºC y sometidas a temple (T), tem-ple y maduración (M) y temple yposterior recocido (R).

duración. Este comportamiento se debe a que du-rante el tratamiento de maduración la fase α’ setransforma en la fase alfa. Siendo la fase establedel diagrama de fases, la transformación α’ → α selleva a cabo de forma más rápida y eficiente cuan-to más alta sea la energía disponible en el sistema,la cual aumenta al incrementar la temperatura detratamiento.

Las microestructuras de las muestras sometidas aun tratamiento de maduración después del templea 1.050 ºC aparecen en la Figura 9. Como se puedeapreciar, la microestructura de las muestras some-tidas a un tratamiento de maduración a 480 ºC (Fi-gura 9 a y Figura 9 b) se parecen a las obtenidastras el temple (Figura 8) y se pueden identificar to-davía zonas de β retenida que no han llegado aconvertirse en la fase α estable a esa temperaturasegún el diagrama de fases. En el caso del trata-

miento a 540 ºC, la transformación a la microes-tructura más estable parece prácticamente termi-nada para la aleación Ti64–PA (Figura 9 c), ya queno se pueden diferenciar zonas blancas de β confi-nadas a los bordes de granos. Sin embargo, en elcaso de la aleación obtenida añadiendo aleaciónmaestra, la microestructura obtenida a 540 ºC (Fi-gura 9 d) se parece a la de 480 ºC y sigue siendo po-sible destacar zonas de β no transformada. Esto sedebe al mayor porcentaje de fase β encontrada trasel temple (Figura 8 b). El análisis microestructuraljustifica el hecho que la aleación Ti64–PA sometidaa maduración a 540 ºC presente una TRS menor encomparación a la Ti64–MA cuando, normalmente,alcanza resistencias mayores.

Como en el caso de las muestras sometidas a recoci-do después de un temple a 850 ºC, el recocido de lasmuestras templadas desde 1.050 ºC debería permitir


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Figura 8. Microestructura de la a-leación Ti–6Al–4V tras solubiliza-ción a 1.050 ºC durante una horay temple en agua: a) Ti64–PA y b)Ti64–MA.

Figura 9. Microestructuras de lasmuestras sometidas a un trata-miento de temple a 1.050 ºC y demaduración a: a) 480 ºC–4h,Ti64–PA; b) 480 ºC–4h, Ti64–MA;c) 540 ºC–4h, Ti64–PA; y d) 540ºC– 4h, Ti64–MA.

estructura final, y la microestructura obtenida a1.050 ºC se parece a la de la Ti64–MA si bien el ta-maño de las zonas de α+β parece más fino.

4. CONCLUSIONES

El estudio realizado muestra que la aleación ti-6Al-4V obtenida por métodos pulvimetalúrgicos, res-ponde a los tratamientos térmicos normalmente u-tilizados en esta aleaciones, en la forma esperada, sibien se aprecian algunas particularidades que esnecesario estudiar más en detalle. Se han advertidodiferencias de comportamiento entre las aleacionespreparadas a partir de polvos prealeados y las pro-ducidas a partir de aleaciones maestras.

Por otra parte, la selección de una temperatura desolubilización en el intervalo de coexistencia de lafase α y de la fase β o en la región de la fase β, juntocon una temperatura de maduración más o menoselevada proporcionan una combinación de propie-dades ajustables a una aplicación específica. Por o-tro lado, el tratamiento de recocido después de untemple puede modificar la microestructura y laspropiedades llegando a obtener valores compara-bles a los de partida o, en algún aspecto, mejorados.

5. AGRADECIMIENTOS

Los autores desean expresar su agradecimiento alMinisterio de Educación y Ciencia por su financia-

volver a obtener la microestructura original de lasmuestras sinterizadas. Sin embargo, considerandolos valores de TRS mostrados en la Figura 7, se pue-de apreciar que esto no se cumple, especialmenteen el caso de la aleación Ti64–PA. Claramente, lasconsideraciones expuestas para los recocidos tras eltemple de 850 ºC acerca de la temperatura de recoci-do y del enfriamiento de los componentes, se apli-can al caso de los recocidos después de temple de1.050 ºC. La Figura 10 muestra las imágenes de lamicroestructura obtenidas tras los dos recocidos pa-ra ambos tipos de aleación.

La microestructura de las muestras recocidas a 850ºC (Figura 10 a y Figura 10 b) está constituida porgranos de α primaria y granos de α+β. Sin embargose puede apreciar una notable diferencia entre losdos tipos de aleación, ya que la aleación Ti64–PApresenta un tamaño de α mayor y láminas de α+βmás finas, lo que es coherente con la mayor TRSalcanzada. Esta diferencia es nuevamente debida aque la aleación Ti64–MA presentaba un mayor por-centaje de β en los bordes de grano tras el temple.Cuando se consideran las microestructuras de lasmuestras sometidas a recocido a 1.050 ºC, en el ca-so de la aleación Ti64–MA la diferencia, en compa-ración a los componentes recocidos a 850 ºC, es mí-nima y se centra principalmente en el tamaño delas láminas de α+β, en concordancia con la resis-tencia mecánica. En el caso de la Ti64–PA, la tem-peratura de recocido afecta mucho más la micro-


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Figura 10. Microestructuras de laaleación Ti–6Al–4V P/M obteni-das tras el tratamiento temple a1.050 ºC y de recocido a: a) 850ºC–2h, Ti64–PA; b) 850 ºC–2h,Ti64–MA;c) 1050 ºC–2h, Ti64–PAy d) 1050 ºC–2h, Ti64–MA.

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6. REFERENCIAS

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Ponencia presentada en el XII Congreso Tratermat(Octubre 2010). Publicada con la autorización

expresa de la Dirección del Congreso y los autores.


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