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UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS INDUSTRIALES BORACION DE ACEROS TESIS DOCTORAL MILAGROSA GONZÁLEZ FERNANDEZ DE CASTRO Ingeniero Industrial Director de Tesis VÍCTOR MANUEL BLÁZQUEZ MARTÍNEZ Doctor Ingeniero Industrial 1999
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UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS INDUSTRIALES
BORACION DE ACEROS
TESIS DOCTORAL
MILAGROSA GONZÁLEZ FERNANDEZ DE CASTRO Ingeniero Industrial
Director de Tesis
VÍCTOR MANUEL BLÁZQUEZ MARTÍNEZ Doctor Ingeniero Industrial
1999
Expreso mi agradecimiento principalmente a mi Director de Tesis Dr. D. Víctor
M. Blázquez Martínez, por su apoyo y consejo durante todo el tiempo que ha durado la
realización de esta tesis.
Igualmente deseo agradecer su colaboración en el laboratorio a D. Olegario
Pereiro y la información recibida sobre el tema a las siguientes empresas:
"LINDBERG, Heat Traeting Compa?íy" y particularmente a su División Manager en la
persona de Keith M. Stewar; "DURFERRIT" en la persona de Annette Eppler; a A. V.
Kolubaew del Institute of Strength Physics and Materials Science RAS (Tomsk); a
Arnim Kueper de "IWT Bremen", y a la empresa española "Tratamientos Térmicos
Carreras".
Finalmente agradecer también el apoyo y ayuda incondicional de mi marido
Luis Caballero Hamilton y la colaboración inestimable en todo lo referido a
informática de mi amigo y compañero Benito del Rio López.
ÍNDICE
L-RESUMEN /
2.-REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA 3
2.1.- FUNDAMENTOS TEÓRICOS DE LOS TRATAMIENTOS
TERMOQUÍMICOS DE LOS METALES Y ALEACIONES 3
2.1.1- CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LOS TRATAMIENTOS
TERMOQUÍMICOS 3
2 1.2- ETAPAS DEL PROCESO TERMOQUÍMICO 6
2. L3.-DIFUSIÓN 12
2.1.4.- MECANISMOS DE FORMACIÓN DE LAS CAPAS DIFUSIVAS 16
2.2.-BORACIÓN 20
2.2.1-BORACIÓN DEL ACERO 20
2.2.1.1-PREPARACIÓN DE LA PIEZA 20
2.2.1.2- COMPOSICIÓN Y ESTRUCTURA DE LA CAPA HORADA 21
2.2.1.3.-ETAPAS DEL PROCESO 25
2.2.1.4.-MATERIALES FÉRREOS PARA BORACIÓN 27
2.2.1.5.-INFLUENCIA DE LOS ELEMENTOS DE ALEACIÓN 28
2.2.1.6.- CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LAS CAPAS DE
BORO. COMPARACIÓN CON OTROS PROCESOS
TERMOQUÍMICOS 34
2.2.1.6.1.- CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LAS CAPAS DE
BORO 35
2.2.1.6.2.- COMPARACIÓN CON OTROS PROCESOS
TERMOQUÍMICOS 37
2.2.1.6.3.- ESPESORES DE CAPA ACONSEJABLES SEGÚN LA
UTILIZACIÓN 42
2.2.1.7- CARACTERÍSTICAS MECÁNICAS DE LAS CAPAS
BORADAS 43
2.2.1.8-RESISTENCIA AL DESGASTE 44
2.2.1.6.-RESISTENCIA A LA CORROSIÓN 51
2.2.1.7.- CONTROL DE LA FORMACIÓN DEL BORURO 52
2.2.1.7.1-MÉTODOS FISICOQUÍMICOS 54
2.2.1.7.2.-Métodos mecánicos 58
2.2.1.8- TRATAMIENTOS TÉRMICOS ANTES DE LA BORACIÓN 60
2.2.1.9-TENSIONES RESIDUALES TRAS LA BORACIÓN 62
2.2.1.10-TRATAMIENTOS TÉRMICOS POST-BORACIÓN 64
2.2.2- BORACIÓN DE MATERIALES NO FÉRREOS 66
2.2.3.- PROCEDIMIENTOS DE BORACIÓN 79
2.2.3.1-BORACIÓN EN MEDIO SÓLIDO 80
2.2.3.1.1-POR COMPACTACIÓN O MEZCLA DE POLVOS 80
2.2.3.1.2." CON PASTAS 86
2.2.3.2.-BORACIÓN CON LÍQUIDOS 87
2.2.3.2.1-BORACIÓN LÍQUIDA CON ELECTRÓLISIS 88
II
2.2.3.2.2- BORACION LIQUIDA SIN ELECTRÓLISIS 96
2.2.3.3.-BORACIÓN CON GAS 97
2.2.3.4- BORACIÓN POR PLASMA 97
2.2.4- APLICACIONES DE LA BORACIÓN 99
2.2.5- BORACION MULTICOMPONENTE: UN TRATAMIENTO
ESPECIAL 105
3.- DESARROLLO DEL MÉTODO EXPERIMENTAL 107
3.1.- RESUMEN DEL MÉTODO EXPERIMENTAL 107
3.2.-BORACIÓN 108
3.2.1.-PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS 112
3.2.2.-TRATAMIENTOS EFECTUADOS 113
3.3.- OBSERVACIÓN METALOGRÁFICA DE PROBETAS 114
3.4.- MEDIDA DEL ESPESOR DE LAS CAPAS BORADAS 118
3.5.-MEDIDA DE MICRODUREZAS 120
3.6.- ENSAYOS DE CORROSIÓN 121
4.-RESULTADOS EXPERIMENTALES 124
4.1.- MICROESTRUCTURA DE LAS PROBETAS BORADAS 124
4.1.1-MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS 126
4.1.1.1.- MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 825°C 127
4.1.1.2.-MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 850°C 133
4.1.1.3- MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 875°C 139
III
4.1.1.4.- MICROGRAFIAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 900°C 145
4.2.- ESPESOR DE LAS CAPAS BORADAS 151
4.2.1.-ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS 152
4.2.1.1.- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 825°C 153
4.2.1.2- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 850°C 158
4.2.1.3.- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 875°C 163
4.2.1.4- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 900°C 168
4.2.1.5-RESUMEN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS 173
4.3.- MICRODUREZA DE LAS CAPAS BORADAS 176
4.3.1-MEDIDAS DE MICRODUREZAS OBTENIDAS 177
4.4.- PÉRDIDA DE PESO EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN 179
4.4.1- RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN .180
4.4.2- RESUMEN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS
ENSAYOS DE CORROSIÓN 199
5.-CONCLUSIONES. 202
5.1.- CONCLUSIONES SOBRE EL PROCESO DE BORACIÓN EN BAÑO
DE BÓRAX FUNDIDO 202
5.2.- CONCLUSIONES SOBRE EL ESPESOR DE CAPA BORADA 204
5.3.- CONCLUSIONES SOBRE LA DUREZA DE LA CAPA BORADA 209
5.4.- CONCLUSIONES SOBRE LA RESISTENCIA A LA CORROSIÓN
DE LA CAPA BORADA 209
6.-BIBLIOGRAFÍA 211
IV
7.- LISTA DE FIGURAS Y TABLAS 225
7.1.-LISTA DE FIGURAS 225
7.2.- LISTA DE TABLAS 228
V
1.-RESUMEN
La boración es un tratamiento termoquímico controlado por la difusión. Consiste
en la saturación con boro de la superficie de un metal o aleación, con objeto de
aumentar su dureza y resistencia al desgaste y a la corrosión, principalmente en medios
ácidos.
Este tratamiento puede dar solución a numerosos problemas en servicio de
materiales sometidos a estados de corrosión, desgaste y, lo que es más importante,
estados de corrosión y desgaste combinados.
Dado que se trata de un proceso difiasivo, es fácil entender que las variables de
control, para un metal o aleación dados, son la temperatura y el tiempo.
Este proceso de endurecimiento superficial termoquímico se puede aplicar a una
gran variedad de materiales férreos, no férreos e incluso materiales cerámicos. Así se
pueden borar aceros de casi cualquier tipo (a excepción de los que contienen alto silicio
o aluminio), las superaleaciones base níquel y las aleaciones refractarias, y también
aleaciones de oro, plata, cobre, etc.
El proceso implica un calentamiento del material en un rango de temperaturas
700 a 1000°C, durante 1 a 12 horas, en contacto con un medio de boración adecuado:
sólido (polvo o pasta), líquido o gaseoso. Otros métodos utilizan plasma, lecho
fluidizado o deposición de vapor. También es factible realizar boración
multicomponente.
Más adelante se explican varios procedimientos utilizados para realizar estos
procesoso de boración termoquimica, asi como sus ventajas, limitaciones y
aplicaciones.
Existen procesos alternativos no termoquímicos, como la deposición de vapor
física (PVD, phisic vapor deposition), la deposición química (CVD, chemistry vapor
deposition), el pulverizado con plasma, la implantación de iones. Se describe
brevemente el proceso CVD que surge como dominante entre los procesos de
deposición de boro en metal.
Se incluye además el resultado de una amplía búsqueda bibliográfica, así como
de empresas que se dedican a realizar este proceso. Las escasas que existen se
encuentran principalmente en EEUU, Alemania y Japón. En España sólo se ha
localizado una que se dedique a ello de manera industrial.
Esta tesis tratará principalmente de la boración en baño de sales sin electrólisis,
proceso muy poco estudiado hasta el momento y que, tras la realización de este estudio,
puede concluirse que ofrece grandes expectativas industríales dada la sencillez y
econimía de realización y los buenos resultados obtenidos.
2.-REVISIÓN iiiOOíSRAFiCA.
2.1.- FUNDAMENTOS TEÓRICOS DÉLOS TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS DE LOS METALES Y ALEACIONES.
2.1.1- CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LOS TRATAMIENTOS TERMOQUÍMICOS.
' HJn tratamiento termoquímico (TTQ) combina las acciones térmica y química
con el fin de cambiar la composición química, estructura y propiedades de la capa
superficial de un metal o una aleación.
En el siguiente cuadro se muestra el esquema de clasificación general de los
distintos tipos de tratamientos termoquímicos:
Tratamiento termoquímico |
Saturación por difusión con elanentos no m^álicos
T Saturación por difusión con
metales J \ Un único no h • metal •
', Varios elementos I I no metálicos. I
Saturación conjunta con elementos metálicos y no
metálicos
•,, Caibonitruración
Cianuntciíi«i
•; \ Sulfonitruiación.
K!; Sulfocianüiáción
^ Bcoxisiliciuracióñ I
J Calorización.
Otoñado
Züicado
Titanado'
* :B«ilÍKicíón'
•""Otnreínetales I
Alumiaio en 1 cmjunto con otros metales: Cr,Ti^r,V I
y otros
I Gíómo tó Wjuiító I J* ¿<m btn» ineüiles" I t AtjijSlní^.'ptrós >|
Boro en conjunto con | metales:
O, W, Ti y otros.
I Silicio en coqunto I ^ c<«metaks: I Cr, Mo, W, Ti y otros. I
». Carbocromado I
J • Nitrocromado I
El tratamiento termoquímico se produce como resultado de la saturación por
difusión de un metal o una aleación con no metales (C, N, Si, B y otros) o metales (Al,
Cr, Zn, etc.), en un medio activo saturante a una temperatura determinada.
Para aumentar la vida en servicio de las piezas de gran responsabilidad se usan
ampliamente la cementación, nitrocementación y nitruración. A una escala algo menor
se emplea la saturación superficial con boro, silicio y metales. Pueden servir de ejemplo
las piezas de automóviles y tractores, de máquinas herramientas, agrícolas, textiles y
otras que se someten a cementación, nitrocementación y nitruración. Muchos elementos
de máquinas funcionan en condiciones de desgaste, cavitación, cargas cíclicas y/o
corrosión, a temperaturas altas o criogénicas, de forma que las tensiones máximas se
alcanzan en las capas superficiales del metal, donde se encuentras los concentradores
principales de esfuerzos. Los tratamiento termoquímicos, al elevar la dureza, la
resistencia al desgaste, a la formación de ralladuras, a la cavitación y a la corrosión,
además de crear en la superficie esfuerzos de compresión residuales favorables,
aumentan la fiabilidad y durabilidad de las máquinas.
' '^tos métodos principales de saturación que se utilizan para los TTQ, son:
1.- Saturación con mezclas de polvos. Se trata de un método muy sencillo
tecnológicamente hablando. Se usan en la producción en serie (grandes o pequeñas) en
la cementación, calorización, cromado, etc..
2- Métodos de saturación por difusión en medios gaseosos de flujo directo con
circulación. El método en medio gaseoso directamente permite regular la actividad del
ambiente saturante (potencial de la atmósfera). Se usa ampliamente en la producción en
serie, y en grandes lotes, para la cementación, nitrocementación y nitruración. Este
método asegura una alta calidad de la capa de difusión y de la superficie de las piezas
que se somete al tratamiento, encontrando cada vez más aplicación en la saturación con
metales y silicio.
3.- Saturación por difusión con sales fimdidas. En este método se introducen las piezas
en un baño de sales fundidas que contienen el elemento difusor (con o sin empleo de
electrólisis). Este método permite reducir la duración del proceso, pero no siempre
garantiza una alta calidad de la superficie y un espesor estable de la capa de difusión. Se
aplica a la producción en serie.
4.- Saturación con pastas y suspeitsiones. (método de película en suspensión). Estos
procedimientos no aseguran un grosor uniforme del revestimiento ni una buena calidad
de la capa de difusión. Sin embargo, la saturación con pastas puede ser recomendable
para el endurecimiento local de ciertas zonas superficiales de piezas de gran volumen.
5.- Saturación por difiisión con aplicación de vacío. La saturación se lleva a cabo por
sublimación del elemento difusor en el vacio a altas temperaturas. Las piezas pueden
estar en contacto con la mezcla en polvo que contiene el elemento difusor o distar de
ésta. La saturación en vacío es un método en estudio sin aplicación industrial hoy en día.
En general la elección de uno u otro método de saturación se realiza de acuerdo
con el tipo de producción, las dimensiones exteriores de la pieza a tratar, el grosor
requerido de la capa, coste, etc.
2.1.2- ETAPAS DEL PROCESO TERMOQUIMICO
' ' ''fel proceso termoquimico es heterogéneo, es decir, se efectúa por formación
de capas contiguas, aisladas unas de otras por superficies interfaciales. Los procesos
heterogéneos transcurren en etapas múltiples. El TTQ comprende tres etapas principales
relacionadas entre sí:
1. - Reacciones en el medio saturante. Esta etapa de transferencia de masas se distingue
por dos procesos: el de formación de átomos activos en un ambiente saturante y el de
difusión de éstos hacia la superficie del metal a tratar. (Figura 1)
Figura 1: Reacciones en el medio saturante
2. - Reacciones en el límite de separación de las fases. Adsorción (quimisorción) por la
superficie de saturación de los átomos activos que se han formado. En el proceso de
quimisorción tiene lugar una interacción entre los átomos del elemento saturante y la
superficie sujeta al tratamiento, la cual por su carácter e intensidad se aproxima a una
reacción química. (Figura 2 )
Figura 2: Reacciones en el limite de separación de las fases
3. - ^' Pifusión. Traslación dentro del metal de los átomos adsorbidos; a medida que
se acumulan los átomos del elemento difusor, en la superficie de saturación surge un
flujo difusivo que va desde la superficie hacia el interior del metal (o aleación) a
tratar. El proceso puede ocurrir únicamente a condición de que el elemento difusor
sea soluble en el metal a tratar y la temperatura sea bastante alta para asegurar a los
átomos la energía necesaria. (Figura 3).
La afluencia de átomos activos hacia la superficie de saturación ha de superar el
número de átomos que se trasladan de la superficie hacia el interior debido a la difusión.
Cuando el proceso se desenvuelve en varias etapas su velocidad total se determina por la
de la etapa más lenta, que sirve de control. En el desarrollo de los procesos de TTQ, en
la mayoría de los casos, la velocidad del proceso se controla por la difusión. Todos los
factores que aceleran el proceso de difusión (elevación de la temperatura y del gradiente
de concentración, defectos estructurales, etc.) acortan la duración del proceso
tecnológico del TTQ.
Figura 3: Difusión
La concentración creada en la superficie por el elemento difusor depende de la
correlación entre la velocidad con la que se suministra el elemento difusor a la
superficie y la velocidad con que se traslada al interior. La concentración del elemento
en la superficie depende, por consiguiente, de la actividad del medio saturante
(potencial del medio) y de la velocidad con que se difunden los átomos desde la
superficie hacia el interior del metal: cuanto mayor sea la actividad de la atmósfera
saturante (avance de átomos activos) y menor la velocidad de difusión, tanto más alta
será la concentración. Pero si la velocidad con que se trasladan los átomos del medio
saturante es excesiva, el elemento difusor puede segregarse en la superficie a tratar (por
ejemplo, el hollín durante la cementación, el cromo en el cromado, etc.), lo cual
obstaculiza la saturación posterior y rebaja la velocidad del TTQ.
El desarrollo del proceso de difusión hace que se forme una capa difusiva, que
comprende la zona del material de la pieza situada junto a la superficie de saturación, y
que se diferencia de la inicial por su composición química como consecuencia del TTQ.
La concentración del elemento difusor se reduce desde la superficie hacia el interior del
metal . Naturalmente la variación de la composición química hace que cambien la
estructura y las propiedades de la capa de difusión.
En una capa de difusión, (figura 4), cualquier parámetro del material que, en un
ensayo dado, sirve de criterio de cambio de la propiedad en función de la distancia
desde la superficie de saturación se denomina parámetro de base. Como parámetro de
base se toma bien la concentración del elemento difusor, bien una propiedad (dureza,
etc.), o bien un principio de cambio estructural.
La zona de la pieza que se halla bajo la capa de difusión y que no está afectada
por la acción del ambiente activo saturante se denomina núcleo. La distancia más corta
entre la superficie de saturación y el núcleo constituye el espesor total (xt) de la capa de
difusión.
El espesor efectivo (xe) de la capa de difusión se determina para las muestras
cilindricas como la relación 2x/D, y para las muestras planas como 2x/H, donde D es el
diámetro de la muestra y H el espesor de la muestra, ambos en mm. En caso de que la
capa de difusión tenga varias fases, el espesor de cada una de las fases se expresa en
relación al espesor total de la capa : x/xt, donde Xics el espesor de fase i.
La parte de la capa de difusión próxima al núcleo y cuya extensión se determina
por la diferencia entre los espesores total (xt) y eficaz (xe) (ver figura 4), recibe el
nombre de zona transitoria. La zona de la capa que posee una estructura clara
diferenciada de las partes contiguas es la zona de difusión. La parte de esta situada
directamente bajo la superficie de saturación se denomina zona exterior.
['"'La variación de la concentración (tomada como parámetro de base) a través de
la capa de difusión se determina por métodos de análisis químico (por capas, espectral,
radioespectral, etc) o midiendo las características que dependen de la concentración
(dureza microscópica, rozamiento interno, etc.).
En esta tesis se presenta un método para la medida del espesor de la capa, ideado
para la ocasión, basado el análisis de imagen de micrografías obtenidas de las muestras
tratadas.
10
La capa de difusión y sus propiedades se pueden caracterizar por los siguientes
parámetros: estructura y composición fásica; espesor total o efectivo; distribución de las
concentraciones del elemento difusor a través de la capa; fragilidad superficial
(capacidad de destrucción frágil por la acción de una carga local); homogeneidad,
continuidad y uniformidad de distribución de la capa de difusión a lo largo de la
configuración de la pieza (efecto de configuración); profiandidad de temple
(templabilidad) en caso de cementación, etc.
Zona externa de difusión
Zona de difusión
Zona transitoria a,
Nutleo
i
a« a„
Xt
Xe ZT
distancia desde la superñcie de saturación
Figura 4: Esquema de la capa difitsivd [60]
Esquema de la capa dijusiva:
ZT—> zona transitoria de la capa difusiva
N—> núcleo
Xt —> espesor total de la capa dijusiva
11
Xe--> espesor efectivo de la capa difusiva
as —> valor del parámetro de base cerca de la superficie
ae--> valor límite del parámetro de base establecido para xe
a„ --> valor del parámetro de base para el núcleo.
2.1.3.-DIFUSIÓN
[6,60]gj fgj ¿jfjgj Q ¿Q la difusión consiste en una transferencia neta de sustancia.
Fue Parrot, en 1815, el primero en observarlo en la mezcla de dos gases. Es fácil
entender que los fenómenos de difusión tienden a anular los gradientes de
concentración. Adolfo Fick en 1855 y Graham en 1865, fueron los primeros que
cuantificaron la difusión mediante las leyes de difusión (leyes de Fick), y Robert Austen,
en 1896, fue el primero que calculó la velocidad de difusión del plomo en el oro.
Aunque lo fácil de comprender es que la difusión disminuye el gradiente de
composición en un material, también mediante un proceso difiísivo se puede conseguir
el efecto contrario, es decir, aumentar el gradiente de composición. Se habla entonces de
difusión ascendente o inversa.
Los mecanismos de difusión están basados en las ideas fundamentales de la
cinética física y la termodinámica de no equilibrio y tienen como fuerza motriz el
potencial químico y no la concentración.
12
Debe recordarse que un sistema heterogéneo formado por un conjunto de fases
a,|3,y,... que no reaccionan químicamente entre sí, y que se encuentra en un estado fuera
de equilibrio alcanza éste cuando la presión y la temperatura son iguales para cada fase,
y cuando el potencial químico de cada componente es igual en todas las fases.
Sin embargo, para simplificar el problema, se considerará la difusión como un
proceso cuya fuerza motriz es el gradiente de concentración.
Sea cual sea la fuerza motriz de la difusión está claro que existe un transporte
neto de masa entre dos partes de un sistema homogéneo. Este transporte se explica por
un movimiento neto de átomos gracias a saltos a posiciones inmediatas, favorecido por
la agitación térmica. Aunque estos saltos existen siempre, independientemente de la
temperatura y homogeneidad del sistema, sólo conducen a un transporte neto de masa
en una dirección cuando existe un gradiente de concentración, considerada ésta como
fuerza motriz única de la difusión.
Los mecanismos de intercambio de átomos que pueden dar lugar a la difusión
son:
1. Simple intercambio entre átomos vecinos. Es un mecanismo con poca probabilidad
de producirse en sistemas compactos, pues, aunque no produce deformaciones
permanentes en la red, éstas son muy elevadas en el momento del salto; su
probabilidad en sistemas abiertos, de menor compacidad, debe ser mayor.
13
2. Anillo de zener o intercambio cíclico. Cada átomo va ocupando el lugar del anterior y
el último el del primero. Es también más probable en redes abiertas y en algunas
aleaciones con redes ordenadas. Este mecanismo se ha caracterizado en la red Cúbica
Centrada ordenada del compuesto intermetálico P-AgMg.
3. Movimiento por vacantes. Éste mecanismo tiene muchas probabilidades de
producirse por la baja energía de activación que requiere y las pequeñas
deformaciones que provoca. Sin duda, su aportación es mayoritaria en la difusión de
soluciones sólidas de sustitución.
4. Movimiento simple intersticial. Consiste en el paso de un átomo de un hueco
intersticial a otro próximo.
5. Mecanismo mixto. En este mecanismo un átomo intersticial pasa a una posición
nodal y luego a un intersticio posteriormente. Lógicamente tiene mayor probabilidad
de producirse que el anterior. Se ha observado en la difusión de la plata en el
compuesto iónico BrAg.
6. Movimiento "craudiónico". Palabra que proviene de "crowd" (agolpamiento),
consiste en una difusión unidireccional de un grupo de átomos, llamado craudión,
comprimido por la existencia de un átomo de más en la fila. La difusión transcurre
por pequeños desplazamientos de cada átomo en la fila, siendo similar a la
14
propagación de ondas: cada átomo se desplaza poco pero la perturbación se propaga
rápidamente. La energía de activación que requiere es, por tanto, pequeña.
°o8o°o°oOo°oO ° r\4n\ ns n) m 0*0 O O m o o
O O O OsO :~.
o^o o o^o o^oo o¿^ o o ^ o o
°o°o°c^o°o°o°oo Figura 5: Mecanismos de dijusión
2.1 A.- MECANISMOS DE FORMACIÓN DE LAS CAPAS DIFUSIVAS.
' °'La teoría de la formación y crecimiento de las capas difusivas en el proceso
TTQ ha sido objeto durante muchos años de investigaciones y discusiones científicas. El
mecanismo de formación de la capa difusiva dentro de los límites de solubilidad de un
elemento en otro (formación de soluciones sólidas de concentración variable) fue
establecido rápidamente y de modo univoco; además, la aplicación de la teoría de
dislocaciones permitió resolver este problema a nivel atómico.
15
Se encontraron problemas a la hora de explicar el mecanismo inicial de la
difusión por reacción, cuando en la superficie de saturación surge una formación
laminar constituida por compuestos intermetálicos o de otras combinaciones del
elemento difusor con el metal a saturar. Aparecieron dos hipótesis acerca de esta
primera etapa. La primera de ellas consiste en que, al principio, en la capa superficial el
elemento difusor se acumula hasta el límite de solubilidad y luego se forman
compuestos (fases). Según la otra hipótesis, en el momento inicial se produce la
reacción química de formación del compuesto en la superficie de separación. La
formación posterior de las capas difusivas, según ambas hipótesis, se debe a la difusión
de los elementos que reaccionan entre sí.
Más tarde se demostró por observación microscópica, o con rayos X, que la
secuencia de formación de nuevas fases de la capa difusiva no puede dar respuesta a la
cuestión de si surgen estas fases como resultado de una interacción química o a
consecuencia de la saturación de la superficie por el elemento que se introduce.
La formación de la capa difusiva durante el tratamiento termoquímico depende
de muchos factores.
El método de saturación por difusión determina el aporte del elemento difusor a
la superficie de saturación e influye en la estructura del revestimiento difusivo. Para que
el proceso TTQ sea determinado por la etapa de difusión, es preciso que el medio inicial
suministre una cantidad suficiente de elemento difusor en estado activo, el cual, después
16
de absorbido, penetra en las profundidades del metal o aleación a saturar. Está
establecido que durante la saturación difusiva prolongada de un elemento por otro,
surgen de modo sucesivo capas monofásicas, que corresponden en principio al corte
isotérmico del diagrama binario a la temperatura de difusión.
En algunos casos, como se muestra en la figura 6, se observa una concordancia
total de la estructura del revestimiento por difusión con el diagrama de estado de
equilibrio. Al principio se forma la capa difusiva de solución sólida y de concentración
variable. Cuando la concentración del elemento B alcanza su valor límite,
correspondiente al punto 1, en la superficie de saturación surgen núcleos de
germinación y, a continuación, capas de fase a.
Después de la exposición isotérmica ii a la temperatura de difusión (tdif), en la
superficie se forma una capa de fase a de cierto espesor. Cuando en la superficie la
concentración llega al punto 3, surge la fase P, que representa un compuesto
intermetálico con una zona de homogeneidad reducida y luego se produce la fase CT.
Durante un periodo de tiempo T3 se forman cuatro capas con determinado salto
de concentración cada una de ellas.
Como es sabido, la fuerza motriz de los procesos de difusión es el cambio brusco
de concentraciones o potenciales químicos en las fases. Este hecho explica la ausencia
de zonas bifásicas, que representan una mezcla de fases de concentraciones límites. Así,
17
por ejemplo, de acuerdo con el diagrama, en las aleaciones entre los puntos 3 y 4 en
condiciones de equilibrio se forma una mezcla de dos fases de composición constante
a3 y P4, mientras que en el revestimiento por difusión esta mezcla no se forma.
Figura 6:Diagrama de equilibrio y difiísión
En muchos diagramas de estado binarios las fases intermetálicas con una zona
reducida de homogeneidad se representan con lineas. Esta representación es
convencional, ya que un análisis más riguroso permite poner de manifiesto la zona de
homogeneidad.
18
Además, el proceso de saturación por difusión transcurre en condiciones de
desequilibrio y la zona de homogeneidad del compuesto intermetálico puede resultar
algo mayor de lo mostrado en el diagrama de estado.
La composición estructural del revestimiento por difusión también puede no
corresponder al diagrama de estado de equilibrio, si las velocidades de crecimiento de
las capas difusivas son diferentes entre sí. Las capas de crecimiento rápido se forman a
costa de las capas de crecimiento lento. Por otro lado las capas muy delgadas son
difíciles de revelar por medio del análisis metalográfico.
2.2.- BORACIÓN.
2.2.1.- BORACIÓN DELACERO.
2.2.1.1.- PREPARACIÓN DE LA PIEZA.
' La formación de la capa borada produce un crecimiento de la superficie, que
varía entre el 15 y el 30% del espesor de la capa por unidad de superficie dependiendo
de la composición del metal base.
Las piezas deben estar mecanizadas y acabadas para producir este crecimiento.
No se pueden usar superficies fundidas o forjadas.
19
Un acabado superficial de 32 rms no varía durante el proceso. Los acabados más
finos se hacen ligeramente más rugosos. No se recomienda un acabado mayor de 64
rms.
Las piezas boradas no se pueden mecanizar para rectificar los errores
dimensionales, pues se produciría la rotura de la capa.
Para un metal dado, el crecimiento se puede prever, siempre que la
reproducibilidad se mantenga durante el proceso de fabricación.
Debido a las altas temperaturas del proceso (700-1000°C), los metales
seleccionados para la boración deben ser térmicamente estables y libres de toda tensión
procedente del mecanizado. (Se recomienda la eliminación térmica de tensiones por
recocido). Sin embargo, deben comprobarse y corregirse las dimensiones tras este
tratamiento. Para los metales que van a recibir tratamiento posterior de endurecimiento,
un endurecimiento previo a la boración minimiza los cambios dimensionales.
Debido a que las esquinas y salientes pronunciados de las piezas pueden saltar
tras la boración, el radio de las esquinas debe ser una o dos veces mayor que el espesor
de la capa. Deben eliminarse todos las rebarbas y prever radios de acuerdo
convenientes.
20
2.2.1.2.- COMPOSICIÓN Y ESTRUCTURA DE LA CAPA BORADA.
[17,34,55,71,83,84,111] ^^g^j^ ^ 1 ^ . hieiTo dc acucrdo con el diagrama Fe-B (figura
7) el recubrimiento consta de boruro rómbico FeB y boruro tetragonal Fe B, que forman
cristales columnares característicos.
El crecimiento de las fases de boruro indica que éstos tienen regiones de
homogeneidad no señaladas en el diagrama de estado Fe-B. Por debajo de la capa de
boruros se sitúa la capa transitoria de solución de boro en hierro. Durante el
calentamiento los boruros son estables: el FeB hasta 800°C y el Fe,B hasta 1000°C. -' 2
^ ' ' ' A diferencia de los tratamientos de cementación de aceros, donde hay una
disminución gradual en la composición de la superficie rica en carbono hacia el interior,
la boración de materiales férreos produce la formación de, bien una capa monofásica, o
bien una bifásica de compuestos horados con composiciones definidas. La capa
monofásica consiste en Fe2B, mientras que la bifásica está compuesta por una fase
exterior oscura de FeB y una fase interior brillante de Fe2B. La formación de una u otra
depende de la disponibilidad de boro.
[23,24]j ^ propiedades típicas del FeB son:
- microdureza entre 19 y 21 Gpa.
- módulo de elasticidad de 590 Gpa.
- densidad de 6,75 g/cm^
21
- coeficiente de dilatación de 23-10 °C entre 200 y 600°C
- composición del 16,23% en peso de boro
- red de cristalización ortorrómbica con 4 átomos de Fe y cuatro de B por
celda.
- parámetros de red: a= 4,053 Á ; b=5,495 Á ; c=2,946 A
o 20 30 40 50 60 70 ao 2300 J . l . . l . . . t T ' . . . . ' . . . r ' ' " ' !•••'••'
80
2100-
leoo-
a H
1500
1300
1100
MO'
700'
-isnn B
:'1Z*C
(7re)
(are)
10 " I " 20
1500°C
Fe 30 40 &0 80
Porcentaje en peso de Boro
70
10
20a2*C_
-=fia2i^ (B)
• ' I " ao eo 100
Figura 7: Diagrama de equilibrio Hierro-Boro^^^'^'^^
Las propiedades del Fe2B son;
- microdureza entre 18 y 20 Gpa
- módulo de elasticidad entre 285 y 295 Gpa.
22
- coeficiente de dilatación de 7,65-10" °C' entre 200 y 600°C y 9,2-10"
°C^ entre 600 y 800°C.
- densidad de 7,43 g/cm
- composición del 8,83 % en peso de boro
- red tetragonal centrada en el cuerpo con 12 átomos por celda
- parámetros de la malla a=5,078 Á y c=4,249 A
La capa que resulta más interesante es la formada por FeJB que presenta una
morfología de diente de sierra debido a la dirección de difusión preferente. La fase FeB,
rica en boro, se considera indeseable, entre otras cosas porque es más frágil.
' ' Capas de Fe2B: Una fase simple de Fe2B se puede obtener con una fase
doble FeB-Fe2B por tratamiento en vacío o en baño de sales durante varias horas por
encima de 800°, que puede continuarse con un enfriamiento en aceite para mejorar las
propiedades del sustrato.
Puesto que ambas capas se forman bajo esfuerzos de tensión (FeB) y compresión
residual (FeaB), es habitual la formación de grietas en los alrededores de la superficie
entre FeB y Fe2B. Estas grietas pueden llevar a roturas cuando se aplica un esfuerzo
mecánico, o incluso llegar a la separación cuando un componente está sometido a un
golpe térmico o mecánico. Por tanto debe evitarse o minimizarse la formación de la fase
FeB.
23
Sin embargo, se ha observado que las propiedades tribológicas dependen de la
microestructura de la capa horada. La capa bifásica FeB-Fe2B no presenta peor
comportamiento que la monofásica, dado que la zona de superficie porosa que aparece
justo debajo de la superficie se puede eliminar.
En general, es preferible una capa fina pues presenta una menor fragilidad y
formación de zonas porosas y placas.
La solubilidad del boro en la ferrita y en la austenita es muy pequeña (<0,008% a
900°C), según el diagrama Fe-B. Según Brown y Nicholson, en base al descubrimiento
de una mayor solubilidad del boro en la ferrita que en la austenita, el diagrama de fases
muestra una reacción peritectoide a unos 912°C. Sin embargo un trabajo posterior revela
que existe una mayor solubilidad del boro en la austenita comparado con la ferrita,
sugiriendo que la reacción es de naturaleza eutectoide.
2.2.1.3.- ETAPAS DEL PROCESO
proceso de boración consta de dos reacciones o etapas:
• La primera reacción tiene lugar entre la sustancia portadora del boro y la superficie
del metal. El ritmo de nucleación de las partículas en la superficie es una función del
tiempo y la temperatura de boración. Las partículas se concentran en la superficie y
los núcleos formados aumentan rápidamente con el tiempo de boración, hasta que se
24
forma una capa horada compacta. El tiempo necesario para este proceso depende de
la temperatura de boración. Por ejemplo, a 900°C esta etapa dura unos 10 minutos. El
tiempo de incubación se puede ignorar, pues es muy pequeño respecto al tiempo total
del proceso.
• La segunda reacción o etapa es una difusión controlada. En esta etapa el crecimiento
total del espesor de la capa borada, para una temperatura dada, se puede calcular con
la ley parabólica en el tiempo:
d '=kt
donde d es el espesor de la capa en cm, k es una constante que depende de la
temperatura (tabla Y) y t es el tiempo en segundos a una temperatura dada.
MATERIAL (DIN) Hierro puro Ck15 C45 C60 C100
1000°C
3.40 2.88 2.45 2.29 1.69
k en cm^ s^ x 10'^ 950°C
2,16 1,87 1,56 1,44
0,982
900°C
1,22 1,06 1,02
0,924 0,497
SOO'C
0,33 0,319 0,283 0,262 0,207
Tabla 1: Valores de lP^^
25
En la tabla 1 se muestra el valor de k para varios aceros sin alear habituales. La
difusividad del boro a 950°C es 1,82 -10' cmVs para la capa horada y ],53-10'' cmVs
para la zona de difusión. Como resultado la zona de difusión con contenido en boro se
extiende más de siete veces la profundidad del espesor de la capa de boro en el sustrato.
Se ha sugerido que el gradiente de concentración suministra la fuerza inductora para el
crecimiento de la capa de difusión controlada.
El espesor es de unos 0,3 mm aproximadamente para aleaciones férreas,
dependiendo de la composición y configuración. Para los aceros de herramientas de alto
contenido en carbono y/o muy aleados se necesita una profundidad menor que para
aceros de bajo o medio contenido en carbono. Cuando la profundidad está entre 320 y
350 mieras no se realiza un tratamiento de calentamiento posterior.
Las capas formadas están constituidas por una estructura típica en diente de
sierra. La formación de dientes se debe a la alta anisotropía del coeficiente de difusión
en la malla tetragonal de la fase Fe2B. Puesto que la orientación [100] representa la
orientación de la malla con la máxima velocidad de difusión del átomo de boro, a mayor
tiempo de difusión, se forma una textura [100] más sólida.
2.2.1.4.- MATERIALES FERREOS PARA BORACION
Con la excepción de los aceros con altos contenidos en aluminio o silicio, la
boración industrial se puede realizar en la mayoría de los materiales férreos, tales como
26
aceros de construcción, de herramientas, inoxidables, hierro Armco, fundición gris y
fundición dúctil, y aceros sinterizados. Puesto que la boración se produce en el campo
austenítico, los aceros autotemplables se pueden endurecer y borar al mismo tiempo.
Los templables en agua no son horados debido a la susceptibilidad de la capa de boro al
choque térmico. De forma similar, los aceros resulfurados, con o sin plomo, no deberían
usarse porque tienen tendencia a fragilizarse.
2.2.1.5.- INFLUENCIA DE LOS ELEMENTOS DE ALEACIÓN.
' '''' 'Las propiedades mecánicas de las aleaciones horadas dependen mucho de la
composición y estructura de la capa horada.
La característica forma de diente de sierra de la capa horada aparece en el hierro
puro, aceros de bajo carbono sin aleación y aceros de baja aleación. Cuando los
elementos de aleación y/o el contenido en carbono del acero aumentan, el desarrollo del
sustrato horado en diente de sierra desaparece, y para aceros de alta aleación se forma la
denominada intercara (figura 8).
El hecho de alear disminuye, por tanto, el espesor de capa debido a la difusión
restringida del boro en el acero, por la formación de una barrera de difusión.
La explicación es que el carbono no se disuelve en la capa horada y tampoco se
difunde en ella. Durante la boración el carbono se transmite desde la capa horada hacia
27
la matriz, y forman, junto con el boro, borocementita Fea (B, C) (o, más adecuadamente,
Fe3 (Bo,67 Co,33) en el caso del acero con 0.08% de C) como una capa separada entre
Fe2B y la matriz. Se concluye que para mayor contenido en carbono la capa borada será
más fina.
1.45% C-1 5%Cr 0.4% C-t3% Cr 18% Cr-8% N I
Figura 8: Tipo de capa formada con la boración ' ^
' ^ Además del carbono, el silicio y el aluminio tampoco son solubles en la capa
borada. Estos elementos son expulsados de la superficie por el boro y se desplazan por
encima de la capa borada en el substrato, formando hierro-silicoborados - FeSio,4 Bo,6 y
Fe5SiB2 - debajo del Fe2B de capa.
[24] En la figura 9 se muestra la forma en que se distribuyen estos elementos en un
acero sin alear.
28
La eficiencia con que se produce este hecho se puede reflejar en una muestra
siliciurada que posteriormente fue borada (figura 10). Todo el silicio es arrastrado bajo
la capa borada. Algo semejante ocurre con al carbono.
[69,7o,85]j ^ acumulación de Si se puede alcanzar en altas proporciones. Esto
produce la formación de una zona ferrítica blanda bajo la capa borada en aceros
cromados con bajo contenido en carbono (Fiedler y Hayes,1970). Este problema sólo se
puede solucionar reduciendo el contenido en silicio.
a>
IR
V.
9 -
4 •
FeB _ Fe,G Sustrato
B
3
2
3
Mn
Cr
1
y.
hA' ^ V,
> — ^ ^ ^
1 . 1
0.1 0.2 0.3 Distancia a la superficie
0.Í 05 mm 0.6
O.B
0.6
O.t
0.2
Figura 9: Distribución de elementos en acero sin alear^''^
El enriquecimiento en carbono puede producir una saturación de austenita. El
carbono precipita en forma de cementita o borocementita (por ejemplo, Fe3Bo,8Co,2).
29
Además de la capa borada hay una zona de difusión de boro bajo ésta que puede
ser diez veces más gruesa que aquella. A veces ésto se puede observar por el cambio en
la estructura del metal base y el aumento de su dureza debido al boro.
Figura 10: Estructura y distribución del silicio en un F-1140 que primero se siliciuró a POO^C durante 5 horas y después se boro a la misma temperatura durante el mismo
tiempo pasta de borar comercial. aJCapa obtenida por siliciuración. b) Capa obtenida por siliciuración + boración y c) Distribución del silicio tras la boración. ^ ^
El silicio durante la boración se difunde de la zona de boruros hacia el interior y,
en cantidad suficiente, puede formarse grafito y ferrita en la zona transitoria. Entonces la
capa de boruro se cizalla.
Los aceros con contenidos altos de elementos alfágenos no deben usarse para la
boración, porque éstos reducen la resistencia al desgaste que presentaría la capa borada
normal, debido a la formación de una zona ferrítica, considerablemente más blanda.
30
bajo la capa horada. Cuando la superficie está sometida a una presión alta la capa
borada se incrusta en la capa ferrítica subyacente, inutilizándose la pieza.
Con aceros con un alto contenido en níquel puede ocurrir que se reduzca la
estructura dentada y el espesor de capa.
' ÍEl níquel se ha utilizado para homogeneizar el espesor de la capa borada. Se
disuelve en el Fe2B y, en algunos casos, provoca la precipitación de NÍ3B desde el FeB
de capa. También lo segrega fuertemente a la superficie desde la zona subyacente que
corresponde al Fe2B. Este fenómeno es bastante pronunciado en el Fe-14Ni y en aceros
inoxidables austeníticos. Por este motivo, la boración con gas es el método más
adecuado para aceros austeníticos de baja porosidad, ya que forma una capa única
homogénea de FeíB, debido a la baja actividad del boro en la mezcla gaseosa.
El níquel reemplaza al hierro para formar (Fe,Ni)B y (Fe,Ni)2B. Bajo
condiciones semejantes de boración, a mayor contenido en Ni, menor es el espesor de la
capa, aunque este efecto es menos marcado que con cantidades equivalentes de Cr. Hay
menos Ni en la capa borada que en la matriz. En consecuencia, el Ni se acumula más
allá del frente de crecimiento de la capa. A diferencia del Cr, la adición de Ni no sólo no
aumenta la dureza de la capa, sino que incluso la disminuye un poco. El Ni ajoida a
hacer más lisa la interfase y da una textura más fina. Además el Ni es adecuado para
impedir la formación de FeB.
31
cromo modifica apreciablemente la estructura y propiedades de los
compuestos de boro y hierro. El cromo sustituye al hierro para formar (Fe,Cr)B y
(Fe,Cr)2B. Su solubilidad máxima en el Fe2B tetragonal es del 15%. Si el contenido en
cromo en la matriz es mayor los boruros Cr2B precipitan con el (Fe, Cr)2B. A mayor
contenido en cromo, más decrece el espesor máximo posible de la capa. La reducción
del espesor de la capa debido al cromo es mayor que la debida a la misma cantidad en
níquel.
La adición de Cr a las fases (Fe, M)B y (Fe,M)2B sirve para incrementar la
dureza de forma considerable. A mayor contenido en cromo más se difunde el boro por
los bordes de grano.
En general, con el aumento del contenido en cromo del material base se observan
las siguientes mejoras:
- la formación de productos de reacción ricos en boro
- disminución de la profundidad de la boración
- achatamiento de la intercara blanda revestimiento/sustrato.
También se nota una reducción del espesor de la capa horada en el diagrama
temario Fe-12Cr-C con elevado contenido en carbono.
32
El manganeso, wolframio, molibdeno, y el vanadio también reducen el espesor
de capa y aplanan la morfología en diente del acero al carbono.
La distribución de titanio, cobalto, azufre, y fósforo en la capa borada aún no
se ha establecido bien.
Está demostrado que el carbono de los aceros se desplaza totalmente de la zona
de boruros hacia el interior y, según el tipo de elementos aleantes, forman en el acero
una zona transitoria de mayor o menor espesor.
En los aceros aleados con elementos carburígenos que, además de formar
carburos, reducen el coeficiente de difusión del carbono en la austenita, se forma una
zona transitoria estrecha. Durante la boración el cromo y el manganeso se difunden en la
zona de boruros, formando (Fe,Mn,Cr)B y (Fe,Mn,Cr) B, cuya estructura es análoga a
la de los boruros FeB y Fe B.
La mayoría de los elementos de aleación del acero son por tanto solubles en la
capa borada (Cr, Mn, etc), por lo que es más lógico hablar de (Fe, M)2B o (Fe,M)B,
donde M representa uno o más elementos metálicos.
33
2.2.1.6.- CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LAS CAPAS DE BORO. COMPARACIÓN CON OTROS PROCESOS TERMOQUÍMICOS.
' ^tourante la boración la difusión y posterior absorción de los átomos de boro en
la red metálica de la superficie forma compuestos intersticiales de boro. La capa
resultante puede consistir bieii en una capa de boro monofásica o bien en una polifásica.
Metal base
Fe
Co
Co-27,5Cr
Ni
Mo
W Ti
TÍ-6AI-4V
Nb
Ta
Hf Zr Re
Fases de la capa horada
FeB FezB CoB C02B C03B CoB C02B C03B NÍ4B3 NÍ2B NísB M02B M0B2 M02B5 W2B5 TiB TÍB2 TiB TÍB2 NbB2 NbB4 Ta2B TaB2 HfBz ZrBz ReB
Microdureza de la capa en I^mm
1900-2100 1800-2000
1850 1500-1600 700-800
2200 (lOOg) 1550 (100g)
700-800 1600 1500 900 1660 2330
2400-2700 2600 2500 3370
3000(1 OOg) 2200
2500 2900 2250
2700-2900
Punto de fusión
1390
2000 2100 2100 2300 1900 2980
3050
3200-3500 3200 3250 3040 2100
Tabla 2: Estructura y microdurezas de las capas boradas^^^^
34
La morfología (figura 8), crecimiento y composición de la capa puede estar
influida por los elementos de aleación del material base. La microdureza de la capa
borada también depende mucho de la composición y estructura de la capa borada y de la
composición del metal base (tabla 2).
2.2.1.6.1.- CARACTERÍSTICAS GENERALES DE LAS CAPAS DE BORO
' •' Las capas boradas tienen un aspecto característico. La estructura en forma de
dientes se debe a la dirección de difusión preferente. La capa muestra estructura [002]
muy marcada (Kunst y Schaaber,1967).
Esta estructura es especialmente clara con hierro puro o aceros de bajo
contenido en carbono y sin alear (figura 11).
Al aumentar el contenido en carbono y/o en elementos de aleación esta
configuración característica se hace menos clara, como se vio en la figura 4.
En el apartado 2.2.1.8, "Resistencia al desgaste", de esta tesis se hace una
comparación de la resistencia al desgaste obtenida por boración y la obtenida por otros
procesos termoquímicos.
35
Figura 11: Estructura en forma de dientes de sierra típica de las capas boradas^^*^
2.2.1.6.2.- COMPARACIÓN CON OTROS PROCESOS TERMOQUIMICOS
2.2.1 •6.2.1 •- Ventajas de la boración
[56] Las capas horadas poseen una serie ventajas sobre las capas endurecidas
convencionales. Una ventaja básica es que las capas boradas tienen valores de extrema
dureza ( entre 1450 y 5000HV) con altos puntos de fusión de las fases constituyentes
(tabla 2). La dureza superficial típica de aceros borados comparado con la de otros
tratamientos y otros materiales duros, se indican en la tabla 3. Esta tabla ilustra
claramente que la dureza de las capas boradas producidas en aceros al carbono es
mucho mayor que la producida por otros tratamientos convencionales. Esta dureza es
36
mayor que la del acero de herramientas endurecido, o que la de las cuchillas
endurecidas con cromo, y es equivalente a la del carburo de tungsteno.
Material
Acero de herramientas para trabajo en caliente X37CrMoSiV5 templado y revenido. Acero indeformable 95MnCrW5 templado y revenido Acero de bajo carbono cementado y templado Acero rápido HSl8115 Acero al carbono nitrurado Recubrimiento de cromo duro Carburo de wolframio Acero de media aleación horado Acero indeformable 95MnCrW5 horado Acero de herramientas para trabajo en caliente X37CrMoSiV5 horado AI2O3 + TiC+ Zr02 (cerámica) TiN Tic SiC B4C Diamante
Microdu rezas (HV) 600
700 750 750 1000 1300 1500 1600 1700 1700 1700 2000 3500 4000 5000 11000
Tabla 3: Durezas comparadas de distintos materiales y tratamientos^ [56]
La combinación de la dureza superficial alta y un coeficiente de fricción
superficial bajo de las capas horadas también contribuye significativamente a la
resistencia frente a los principales mecanismos de desgaste: adhesión, tribooxidación,
abrasión y fatiga superficial.
37
La figura 12 muestra el efecto de la boración en la resistencia al desgaste
abrasivo del acero borado C45, del titanio, y del tántalo en función del número de
revoluciones (o periodo de esfuerzo).
La figura 13 muestra la influencia de la composición del acero en la resistencia al
desgaste abrasivo.
0.12
0.10,
o.os
¡:: o.o;
o
RccM
^
Mo
Sw r \oo— 3
1 1 Acero C.4S
Ten « 1
Bar
1
plMlO
1 — 0 20
, . , Dcsgaste,g
40 60 80 100 120
Revoluciones X10
140 160
0.18
0.16
W 0.14
i °' = 0.08
0.06
0.04
0.02
O
~J" ' 0borado
Tit
na
aiuo
r ^
4 0 BO 1 2 0
Revoluciones x 10
0.28
0.24
0.20
o.ie
0.12
0.08
0.04
o
1 I 1 1
1 Recocido
I
• 1 — • ]
Tántalo
torado
20 40 eO 80 too 120 140 1601B0
Revoluciones x 10^
Figura 12: Efecto de la boración sobre la resistencia al desgaste (test de Faville). a) Acero con O '45%C borado aPOO V durante 3 horas, b) Titanio borado a lOOO^C
durante 24 horas y c) Tántalo borado a lOOOV durante 8 horas, f '
' ^ Otras ventajas de la boración son:
- La dureza de la capa borada se puede mantener a mayores temperaturas que,
por ejemplo, la de los nitrurados.
- Una gran variedad de aceros incluyendo los aceros endurecibles son
compatibles con el proceso.
38
- Puede favorecer considerablemente la resistencia a la corrosión por erosión de
materiales férreos en ácidos diluidos no oxidantes y medio alcalino, por lo que se
utiliza ampliamente en la industria.
- Las superficies horadas tienen una resistencia moderada a la oxidación ( hasta
850°C) y son totalmente resistentes al ataque de metales fundidos. Las piezas
horadas tienen una vida prolongada en situaciones de fatiga, así como en
condiciones oxidantes y corrosivas.
1.-0,45C, templado 2.- 0,34C-1AI-1,15Cr-0,22Mo, nitrurado con gas
3.- 0,42C-1,2Cr-0.5Mo. borado bifásico (lOlnm)
4,-0,42C-1,2Cr-0,5Mo, borado monofásico (102Mrn)
5,- 0,2C-1Xr, borado bifósico (25-40nni)
6,-0,2C-13Cr, borado monofásico (25-40nm)
7,- Acero con Mo, borado monofásico (40nm)
8,-1,45C-0,33\/, borado nmnofásico (40-50 (im)
1 2 3 4 5 6 7 8 9 9.-0,38C-5Cr-1,45Hto-0,4V. borado bifásico (SSjim)
Distintos materiales
Figura 13: Efecto de la composición del acero en la resistencia al desgaste abrasivo. (DP-Ugrinding test, SiCpapel 220, durante 6 minutos) ^^^^
^ ' ^ Desventajas de la horación:
- Las técnicas son poco flexibles y requieren mucho trabajo, lo que hace que el
proceso tenga menor efectividad en coste que otros tratamientos de
endurecimiento superficial, tales como la cementación por gas o la nitruración
por plasma. Estos procesos son flexibles, tienen unos costes reducidos, requieren
39
menos tiempos de procesado, y son relativamente fáciles de aplicar. Por tanto, la
boración es adecuada para componentes especiales que necesitan alta dureza y
resistencia a la corrosión, y/o donde se puede disponer de mano de obra
barata^^l
- El crecimiento en volumen resultante de la boración es de un 5% a un 25% del
espesor de la capa (por ejemplo, para una capa de 25 mieras tendría un
crecimiento de 1,25 a 6,25 mieras). Este valor depende de la composición del
metal base, pero es considerable para una combinación dada de tratamiento y de
material. Sin embargo, se puede predecir para una geometría y un tratamientos
dados. Para el tratamiento de piezas de precisión se debe dar una tolerancia del
20 al 25% de incremento en la dimensión de la capa final.
- La eliminación parcial de la capa borada para cumplir requisitos de tolerancias
más estrictos se hace posible sólo mediante un lapeado con diamante, ya que el
granallado convencional produce fracturas en la capa. Por tanto la boración se
utiliza más para componentes con una sección transversal grande
- La boración de la mayoría de los aceros provoca un incremento pequeño en el
límite de fatiga a flexión, aunque se ha registrado alguna mejora en la dureza a la
corrosión bajo fatiga.
40
- En general, las propiedades de fatiga bajo cargas elevadas (2000 N) de piezas
de acero aleadas y horadas son muy pobres comparados con las de los aceros
cementados y nitrurados. Por ello el tratamiento de boración de los engranajes se
limita a los diseños en los que las cargas transversales sobre los dientes son
mínimas.
- Con frecuencia es necesario endurecer y templar la herramienta tras la
boración, lo cual requiere una atmósfera de vacío o inerte para preservar la
integridad de la capa.
2.2.1.6.3.- ESPESORES DE CAPA ACONSEJABLES SEGÚN LA UTILIZACIÓN.
'^'''^'Está claro que el espesor de capa requerido es función del material que se
esté borando (en el caso de esta tesis el acero), y de las condiciones de servicio de las
piezas a borar.
En aceros de baja aleación el espesor óptimo oscila entre las 90 y las 140 ji
pudiéndose alcanzar hasta 200 \i. Para aceros de alta aleación el espesor es de 40 a 80 ji.
En cuanto a las condiciones de servicio las capas gruesas están recomendadas
para trabajos con erosión (desgaste abrasivo) como, por ejemplo, para extrusión de
materiales plásticos cargados con fibra de vidrio o pigmentos como el óxido de titanio.
41
Las capas delgadas (unas 5 ¡i.) se recomiendan en casos de desgaste adhesivo, y
con aceros de media aleación. Este espesor tan reducido hace que la capa sea muy
elástica y que esté suficientemente adherida.
Para solicitaciones erosión-corrosión se recomienda trabajar con capas
relativamente gruesas, de 30 a 70 ji y muy adheridas. Esto se puede conseguir por
tratamiento posterior de difusión.
2.2.1.7.- CARACTERÍSTICAS MECÁNICAS DE LAS CAPAS BORADAS
Generalmente, la capa de boruro es fi-ágil. El boruro FeB posee en comparación
con el Fe^B una mayor fi-agilidad^^^'^^l
Al borar los aceros para herramientas:
• 0,9-l%C;0,8-l%Mn;0,15-0,35%Si;0,9-l,2%Cr;l,2-l,6%W
• l,45-l,70%C;ll-12,5%Cr;0,5-0,8%Mo
• 0,85-0,95%C;3,5-4,4%Cr;8,5-10%W;2-2,6%V;l%Mo
• 0,7-0,8%C;3,8-4,4%Cr;17-18,5%W,l-l,4%V,l%Mo
la microdureza llega a 2000-2500 HV y se eleva considerablemente la resistencia al
desgaste.
42
La saturación con boro de los aceros al carbono y aleados de construcción
(40X[0,36-0,44%C; 0,8-1,l%Cr], 40T,etc...) conduce al aumento del limite de fatiga en
un 15-30% y la resistencia a la fatiga y corrosión en un 50% . No obstante, después del
temple posterior y el revenido a baja temperatura el límite de fatiga se reduce mucho, lo
cual, probablemente, se debe al agrietamiento de la capa borada, al aumento de la
sensibilidad del núcleo a las concentraciones de tensión, y a la brusca reducción de los
esfuerzos de compresión residuales o incluso a sus cambios de signo.
También se reduce el límite de fatiga en los aceros de alta aleación cuyo núcleo
se templa durante el enfriamiento desde la temperatura de boración, sin embargo la
boración y bonificado posterior da lugar a un límite de fatiga relativamente alto.
2.2.1.8.- RESISTENCIA AL DESGASTE
[15,23,24,38,39,40,42.51,52,64,101] La resistcncia al desgaste de las capas boradas bifásicas
en condiciones de desgaste por abrasión se encuentra al nivel de la resistencia al
desgaste de los aceros cromados y supera considerablemente la resistencia al desgaste
de otros revestimientos.
En comparación con el estado de templado y revenido a baja temperatura la
boración bifásica del acero con 0,42-0,49 %C eleva su resistencia al desgaste por
abrasión en 3,5 a 6 veces y la monofásica en 2 a 3 veces.
43
La alta microdureza de la capa borada, mayor que la microdureza del acero
templado de contenido medio de carbono, se conserva hasta los 700°C, lo que permite
aplicar la boración para elevar la resistencia al desgaste de las piezas que trabajan a alta
r92i temperatura/ '
Esta resistencia al desgaste se prueba mediante el ensayo de Faville (un cilindro
rota sobre un prisma con el mismo tratamiento midiéndose el desgaste sufrido por
ambos), mediante el ensayo PIN-AND-DISK (ensayo que mide el desgaste por adhesión
y tribooxidación consistente en el desgaste sufrido por una bola y un disco girando la
bola sobre el disco. ASTM G99.), y mediante el ensayo de lijado (desgaste abrasivo). Se
muestran algunos ejemplos en las figuras 12 y 13.
Está claro que se puede mejorar la resistencia al desgaste mediante la boración
en todos los casos.
También se observa que en el desgaste abrasivo influye mucho la composición
del acero. Alguna vez se ha observado que las muestras endurecidas se comportan mejor
que las enfriadas lentamente. Esto se debe en parte a los cambios estructurales por el
endurecimiento y/o a la mayor dureza del metal base.
44
TIPO DE TRATAMIENTO QUEMICO-TERMICO
Boración bifásica (en fundido con carburo de boro) Boración bifásica (en fundido con carburo de boro) Boración bifásica (en fundido con carburo de boro) Boración bifásica (en fundido con carburo de boro) Boración bifásica (en fundido con carburo de boro) Boración bifásica (en fundido con carburo de boro) Boración monofásica (en fundido con carburo de silicio) Boración monofásica (en fundido con carburo de silicio) Cromado
Cromado
Siliciuración
Siliciuración
Cromosiliciuración
Cromosiliciuración
Aluminosiliciuración
Titanocalorización
Calorización con vanadio
COMPOSICIÓN DEL ACERO
0,45-0,49%C
0,45-0,49%C
0,I7-0,13%C
0,17-0,13%C
75-0,84%C;0,15-0,40%Mn;0,15%Cr
75-0,84%C;0,15-0,40%Mn;0,15%Cr
0,17-0,24%C
75-0,84%C;0,15-0,40%Mn;0,15%Cr
0,17-0,24%C
75-0,84%C;0,15-0,40%Mn;0,15%Cr
0,17-0,13%C
0,17-0,13%C
0,45-0,49%C
75-0,84%C;0,15-0,40%Mn;0,15%Cr
75-0,84%C;0,15-0,40%Mn;0,15%Cr 75-0,84%C;0,15-
0,40%Mn;0,15%Cr
75-0,84%C;0,15-0,40%Mn;0,15%Cr
COMPOSICIÓN FÁSICA DE LA
CAPA
FeB
FeB 2
FeB
Fe2B
FeB
FeB 2
FeB 2
FeB 2
^'•23^6'''*^''7C3
^'•23^6''"^''7^3
Fase a'
Fase a
(Cr23C6+Cr7C3 )Si
(Cr23C6+Cr7C3 )Si
Fe3(Al,Si)
(Fe,Ti)Al + (Fe,Ti)3Al
(FeV)3Al
RESISTENCIA RELATIVA A
DESGASTE DE LA CAPA 6,75
2,24
5,00
2,07
6,10
1,76
2,65
2,49
4,48
5,60
1,56
0,98
5,17
6,75
1,56
2,17
1,68
Tabla 4 Resistencia al desgaste abrasivo de aceros al carbono después de diferentes
tratamientos quimicotérmicos (p=100N/cm^, v=30m/s) " "
45
Se ha observado un mejor comportamiento al desgaste de las capas horadas
cuando éste tiene lugar en una única fase. Las investigaciones con acero de alta aleación
muestran que esta fase también puede ser la FeB, pero la capa de FeB debe ser lo
suficientemente gruesa para que el desgaste quede limitado a esta fase. Con una capa
fina e interrumpida de FeB, se produce desgaste en ambas fases (figura 14). La
estructura no homogénea puede ser la responsable del gran desgaste.
Figura 14: Desgaste en las capas horadas, a) La capa de FeB es continua y gruesa, mientras que en la b) la capa era fina y queda discontinua. ' '*'
Los coeficientes de fricción disminuyen de forma notable tras un recocido corto
a 750°C como tratamiento post-boración.
Se han hecho estudios que muestran que, debido a su gran dureza y su naturaleza
inerte, las superficies horadas dan gran resistencia al desgaste y a la corrosión a aceros
sometidos a fricción por deslizamiento; sin embargo, si carecen de lubricación extema,
los coeficientes de fricción son altos.
Existe un método nuevo y sencillo para la formación de una película de ácido
bórico autolubricada en superficies de acero horadas.
46
Por ejemplo, en un acero de bajo contenido en carbono y de baja aleación, con
un 0,3% en peso de C, 0,02% de P y 0,5% de Mn, con probetas de forma cuadrada, de
15xl5x3mm, el acabado superficial es de 0,05(im CLA. Las durezas Vickers de los
substratos sin tratar y borado respectivamente son de 2,5 y 20GPa.
Las piezas se boran en baño de sales consistente en 66% en peso de bórax, 14%
de ácido bórico y 20% de ferrosilicio con una temperatura del baño de 940 °C y a
presión atmosférica durante 5-7 horas, realizándose un recocido corto a 750 °C durante
5 minutos en un homo de mufla. Los resultados demuestran que el comportamiento del
acero borado al ser sometido a fricción y desgaste es bastante pobre. Sin embargo, se
puede mejorar considerablemente con un simple recocido corto a alta temperatura,
como 750 °C.
Se considera que las características mecánicas y químicas de las superficies
deslizantes tienen gran importancia a la hora de analizar las pérdidas por fricción y
desgaste de estas superficies. Con una dureza nominal de 22GPa, las bolas de zafiro
presentaron las menores proporciones de desgaste. Las imágenes de barrido electrónico
muestran unas zonas oscuras en las superficies de contacto, que indican que se ha
producido tribooxidación. Esto implica que la oxidación quizá sea uno de los
mecanismos que controla el comportamiento ante la fricción y el desgaste de estos
aceros. Otros estudios previos sobre la tribooxidación (Subrahmanyam, Gopinath,
Takeuchi) mostraron una gran oxidación en las superficies friccionadas del acero
borado. Los investigadores atribuyeron el desgaste y la fricción a la tribooxidación.
47
Aparentemente, las partículas relativamente más duras del óxido de la superficie
producen arañazos en ésta, lo que da lugar a una gran fricción. ^ '
Por inspección visual se observa que las lineas producidas sobre la superficie del
acero borado y recocido son bastante estrechas, y se han formado pocas virutas. Las
superficies de las bolas quedaron cubiertas con una capa fina. Se acumularon algunas
virutas alrededor de las marcas de desgaste circulares. La espectroscopia Raman
microláser del acero muestra una estructura superficial del acero borado y recocido muy
distinta a la del acero sólo borado, pero muy semejante a la del ácido bórico. La
espectroscopia muestra unas lineas Raman muy marcadas a unos 496 y 877 cm"\ que
son las mismas que para el ácido bórico estándar.
Durante un recocido corto a 750 °C la energia de activación de los átomos de
boro, libres o en exceso en la capa horada, aumenta considerablemente. Como resultado
adquieren gran movilidad y se pueden difundir a largas distancias. ( el coeficiente de
difusión del boro en la capa horada es de 3,7 x 10''° cm s'* a 750 °C). Algunos átomos
de boro se desplazan a la superficie donde reaccionan instantáneamente con el oxígeno
para formar una capa de óxido. Otros átomos, como los del hierro, también van hacia la
superficie y forman óxidos.
Sin embargo, se considera que la mayor parte de ellos se une al boro para formar
el FeB y/o el Fe2B. Incluso si estuvieran libres y disponibles para la difijsión, debido a
su tamaño mucho mayor, tienen mucha menos movilidad que los átomos de boro. Es
48
más, los calores standard de reacción para la formación de los óxidos de hierro son
mayores que los del óxido bórico a 750 °C.
FeO
FeaOí
Fe203
B2O3
-265.8 kJ
-1092 W
- 806.7 kJ
-1218 kJ
Tabla 5: Energías de activación de los distintos óxidos ^ '
Debido a que el tiempo de recocido es corto, los átomos de hierro no tienen
tiempo de difundirse por la superficie en cantidades suficientes como para formar óxido
de hierro u óxidos complejos de hierro y boro. Estos óxidos complejos se forman
cuando se aumenta la temperatura de recocido por encima de los 750 °C o se incrementa
el tiempo a 8-10 min. En consecuencia, no se forman superficies lubricantes en la
superficie.
Durante el enfriamiento tras el recocido corto, la capa de óxido bórico reacciona
espontáneamente con la humedad del aire.
De acuerdo a la siguiente secuencia de reacciones químicas, el producto final es
una capa de ácido bórico (H3BO3) '^'':
49
2B + 3/202 -^ B2O3 AHio23= -1218 kJ mol-1
I/2B2O3 + 3/2H2O ^HsBOs AH298= - 45 kJ mol-1
Ya se demostró por espectroscopia Raman que se forma esta capa de ácido
bórico cuando se somete el acero horado a recocido corto.
La gran posibilidad de lubricación del ácido bórico se puede explicar por el
hecho de que el ácido bórico cristaliza en una estructura de triclínica laminar.
Los átomos de cada capa están íntimamente unidos entre sí. La distancia entre
cada capa es de 0,318 nm y están unidas por las débiles fuerzas de Van der Waals.
En cierto sentido, esta estructura es similar a la del M0S2 o el grafito, y es la que
comunica carácter lubricante al ácido bórico.
Cuando hay cargas deslizantes, las capas cristalinas se alinean con la dirección
del movimiento relativo y deslizan unas sobre otras con cierta facilidad, dando lugar a
bajos coeficientes de fricción .
2.2.1.6.- RESISTENCIA A LA CORROSIÓN
[23,24] jg^ general, la boración mejora sensiblemente la resistencia a la corrosión en
soluciones acuosas de ácido clorhídrico, sulfúrico y fosfórico. Además, para igual
50
espesor, las capas horadas monofásicas tienen una resistencia a los ácidos mayor que las
bifásicas.
En las soluciones diluidas y concentradas de ácido nítrico las capas boradas son
poco resistentes. Sin embargo, la velocidad de rotura de los aceros borados es de 1,5 a 5
veces menor que la de los no borados en dicho medio.
La resistencia del acero FU40 en una solución de ácido fluorhídrico al 10%
aumenta 50 veces debido a la boración. La resistencia a la corrosión en ácido acético al
50% es menor en las capas boradas que en los revestimientos de cromo y de cromo-
silicio únicamente. Las capas boradas en los aceros al carbono son resistentes a la
acción de las soluciones acuosas hirvientes de NaCl, NaOH y KOH, como también de
las masas fundidas de Zinc, estaño, plomo y cadmio.
En condiciones de corrosión atmosférica o en aguas naturales e industriales los
aceros borados son poco resistentes.
La estructura en diente de sierra puede aislarse introduciéndolo en una solución
caliente con un 18% de HCl. El material base se disuelve, quedando inalterados los
dientes borados (figura 15). En atmósferas húmedas las piezas boradas aparecen
corroídas en la superficie, pero esta "corrosión" se puede eliminar fácilmente.
51
2.2.1.7.- CONTROL DE LA FORMACIÓN DEL BORURO
La boración es un proceso controlado por la difusión cuyos parámetros
fundamentales son, la temperatura y el tiempo.
Figura 15: Dientes de capa horada aislada por ataque con clorhidrico^^'^^
Los resultados experimentales indican que después de la saturación durante 2 ó 6
horas el espesor de la capa difusiva en los aceros al carbono y de baja aleación es,
respectivamente; 30 a 90 mieras a 850°C; 55 a 200 mieras a 950°C y 85 a 300 mieras a
1000°C. En el acero de alta aleación (0,3-0,4%C;0,15-0,4%Mn;0,15-0,4%Si;2,2-
2,7%Cr;7,5-9%W;0,2-0,5%V) el espesor de la capa, en las mismas condiciones de
52
saturación, es menor: 20 a 30 mieras a 850°C; 40 a 95 mieras a 950°C, y 75 a 170
mieras a lOOOT.
Se pueden realizar diferentes test fisicoquimicos y mecánicos para caracterizar la
naturaleza, morfología, distribución de elementos y resistencia mecánica de los
productos de la boración.
[ 3,24,37] j ^ ^ extensión de la boración se puede controlar mediante:
• Métodos fisicoquímicos
• Difracción de Rayos X
• Metalografía
• Método de la corriente de Eddy
• Métodos mecánicos
• Medidas de microdurezas
• Test de torsión
• Ensayos de tracción
2.2.1.7.1.- MÉTODOS FISICOQUIMICOS
Difracción de Rayos-X:
53
Todas las aleaciones pueden ser estudiadas con Rayos-X para analizar las fases
presentes.
Para este estudio se utiliza anticátodos de cobalto o molibdeno. Con este método
se puede obtener información sobre la naturaleza de las fases así como su textura. Se
obtiene así que la textura normal consiste en planos (002) perpendiculares a la dirección
de crecimiento de la capa.
Los boruros de hierro FeB (ortorrómbico) y FeaB (tetragonal) tienen una
morfología columnar, alineada a lo largo de las direcciones [OOz]. El grado de
desorientación de esa dirección se estudia usando el ratio R de picos de intensidad
refractados que corresponden a dos planos perpendiculares (200) y (002): R= 1.26 para
capas no orientadas, R=6.5 para capas muy orientadas.
De esta forma se puede demostrar que en aceros al carbono aparece una capa
muy fina de mezcla de FeB-Fe2B (espesores menores de 10 mieras) no orientadas, y
debajo una capa monofásica de Fe2B fuertemente orientada.
Metalografía
La determinación del espesor de la capa de boruros en aceros al carbono de baja
y media aleación se suele realizar por mediciones en micrografías obtenidas por
microscopía óptica clásica tras un pulido y ataque, por ejemplo con Nital-3 o picrato
54
sódico en caliente, pudiéndose distinguir entre la capa de FeB marrón y la amarilla de
FeaB.
En la figura 16 se muestra el espesor estimado mediante metalografía. La
distancia entre la superficie y la interfase capa-base se determina cada cierto intervalo
(por ejemplo, cada 2 mm).
El espesor d se calcula por media aritmética.
Boruros de hierro
Solución sólida de boro
. Material no afectado
Figura 16: Cálculo estimado del espesor de capa por micrograjlas^^^' '
Como ya se mencionó, se requiere obtener capa monofásica de FeaB. A menudo
es difícil evitar la formación de FeB. Por lo tanto, se determinará la relación FeB/FeaB,
y/o la composición se especificará como en la figura 17.
Las fases FeB y FeaB tienen distintos coeficientes de expansión térmica. El FeB
se forma bajo tensión, mientras que el FeaB se forma bajo compresión.
55
En la interfase entre ambos se producen grietas. Estas grietas son paralelas a la
superficie y pueden producir exfoliación cuando hay carga. Por tanto, es deseable una
capa monofásica.
En esta tesis se propone en un capítulo posterior, (3.1.3 Medida de capas
boradas), un método para medir el espesor de capa basado en la micrografía pero
apoyado en un análisis de imagen diseñado expresamente para este fin.
nii B
G
M
B T — J = -
H Explicación
y í—
T~ K
E FeB FeaB Zona de dijfusión
Figura 17: Relación comparativa entre capas [23,24]
Métodos de las corrientes de Eddy
Mediante el método de las corrientes de Eddy se puede medir el espesor de la
capa sin destruirla. En la figura 18 se muestra un esquema del equipo necesario para
56
realizarlo. Su partes principales son el sensor y el microprocesador. Los resultados
quedan descritos mediante la impedancia del sensor:
Z=U/I
donde U es la tensión inducida, I es la corriente de inducción, que es función de la
permeabilidad, la conductividad eléctrica específica y el espesor de la capa.
El espesor de capa se mide en función de variables físicas determinables sin
destruir la capa y sin preparar probeta alguna. Esto supone una facilidad grande, pero se
ha de contar con el equipo adecuado para obtener resultados fiables.
[>
Wl
are «/I
c
, S •a
es •3
i" 1
¿q>
s
,
Figura 18: Esquema del equipo necesario para medir el espesor de capa por corrientes deEddf'^-"'^
2.2.1.7.2.- Métodos mecánicos
Medidas de microdurezas
57
Se realizan mediante la determinación de microdurezas, bien en la superficie,
bien en la sección transversal. La dureza en aceros sin alear es de 1100-1400HV 0.2.
Con aceros cromados se pueden alcanzar los 1900 o 2000 HV 0.2.
La dureza de la capa TÍ2B en la aleación TÍ-A16-V4 es mayor que 3000 HV 0.2.
En los boruros de tántalo, las capas son de 3200 HV 0.2. La dureza del boruro INIOO es
de unos 1700 HV 0.2.
Ensayos de torsión
El ensayo de torsión se utiliza para comprobar la adherencia de la capa
nitrurada. En el caso de las capas boradas en aceros al carbono se ve que las tensiones
pueden incrementarse de un 15 a un 20% y que las bandas de Lüders se suprimen.
Ensayo de tracción
En la práctica el momento en el que se produce la ruptura macroscópica se puede
determinar por ampliación óptica de bajos aumentos. Los resultados obtenidos en el
acero XC38 (0,35-0,40%C; 0,50-0,80%Mn; <0,4%Si) y el Z200 C12 (1,78%C;
0,27%Mn; 0,25%Si; 0,010%S; 0,025%P; 0,35%Ni; ll,7%Cr; 0,61%Mo; 0,09%V;
0,63%W) borados durante 2 y 4 horas a 950°C se muestran en la tabla 6.
Se observa en la tabla que las tensiones de rotura son claramente mayores en los
aceros de herramientas, la explicación está en la aparición de los carburos de cromo,
parcialmente sustituido por boro.
58
Material
XC38(1000°C) 1h XC38(1000°C) 4h Z200C12 1h Z200C12 2h Z200C12 4h XC38 (930°C) 8h
Tensión kgf/mml
39'5
44'8
86'2 91'4 94'3 387
Deformación Plástica %
0'26
0'30
0'51 0'54 0'54
iniciación de grietas
Total deformación
%
0'58
0'67
1'12 1'23 r 2 3
iniciación de grietas
Tabla 6: Test de tensión para diversos aceros borados^^^
2.2.1.8.- TRATAMIENTOS TÉRMICOS ANTES DE LA BORACION
[ , 4,44] £j j-gcocido para disminución de tensiones se utiliza en piezas que
presentan muchas tensiones superficiales debidas al mecanizado, y que pueden producir
exfoliación de la capa horada. Para ello, las piezas se calientan durante 1 hora a 600 °C.
Las piezas soldadas que presentan tensiones en las zonas de soldadura reciben el mismo
tratamiento.
El endurecimiento por temple se aplica en piezas que no deben sufi"ir cambios
apreciables durante la boración. Se realiza antes de la última fase de mecanizado, y es
semejante al tratamiento térmico tras la boración.
59
Las piezas a borar deben limpiarse. Si son susceptibles de deformaciones por
tensiones deben ser tratadas. Además, para obtener una buena calidad superficial, la
superficie debería ser previamente preparada.
Deben eliminarse los salientes y esquinas para evitar el efecto doble de boración
por dos lados. Se favorecería la formación de FeB (figura 19), y habría rotura al aplicar
una carga.
Generalmente hay un aumento dimensional con la boración, ésto es debido a la
diferencia de volúmenes específicos entre el sustrato y la capa. Estos cambios se pueden
estimar para tomar las medidas oportunas en la pieza base. Esta variación es del 15 al
30% del espesor de la capa y depende de la composición del metal base.
Como ya se dijo antes un acabado superficial de 3,2 Rms no variará durante el
proceso. Los acabados más finos se harán ligeramente más rugosos. No se recomienda
un acabado mayor de 6,4 Rms. En el caso de esta tesis, como se mostrará mas adelante,
en los capítulos de experimentación se realizó la boración con rugosidades cercanas a
4,5 Rms, que se consiguen mediante chorreado con arena de sílice fina (80-90 AFA).
Sin embargo, las piezas horadas no se pueden rectificar para corregir los errores
dimensionales, pues se produciría la rotura de la capa. El crecimiento en volumen
resultante de la boración es de un 5 a 25% del espesor de la capa (por ejemplo para una
capa de 25 (j,m tendría un crecimiento de 1,25 a 6,25 \im), su valor depende
60
principalmente de la composición del metal base, pero puede ser importante para una
combinación dada de tratamiento y de material.
^ • V í •' í.v?;- -->
Figura 19: Efecto de borde en boraciórP^'^'*^
61
2.2.1.9.- TENSIONES RESIDUALES TRAS LA BORACION.
[25,30] j ^ ^ interfase entre la capa de boruro y el acero es muy irregular, de hecho ya
se ha comentado que presenta un aspecto de diente de sierra. Las tensiones residuales en
la capa borada a temperatura ambiente son principalmente de compresión, y pueden ser
medidas por métodos mecánicos (figuras 20 y 21).
-10 -
"a
e •o
O 0.2 0.4 mr
Distancia desde la superficie
Figura 20: Tensiones residuales en capas boradas^^^^
La razón de la aparición de tensiones residuales es la diferencia entre el
coeficiente de expansión entre la capa borada y el acero. La dilatación en el acero es
mucho mayor que en la capa borada que quedará comprimida tras el enfi-iamiento.
62
Es importante señalar también que la microestructura del acero obtenida después
del enfriamiento tras la boración afecta a las tensiones residuales. Las tensiones
aumentan en el orden martensita, martensita revenida, y perlita-ferrita. (ver figura 21).
Se observa que la estructura martensítica revenida a 200°C produce tensiones de
tracción en la capa borada.
*200
O
1 - 2 0 0
I -too s -m tí
| - 8 0 0
-1000
_. ._4- . . . . .-. 1 Ff,a 1
* . _ n ^ ' • "
1 y^'^
/ I : 1
t
j - - f „8 - í—-
' " ^
\ 1 VI
I
I
I fíjB i _
20 U 100 UO 20 U 100 l U 20 60 DO KO 20 U UQ i;0 20 60 100 UOtm
Distancia desde la superficie (im
Figura 21: Tensiones residuales en un acero F-1140 horado. El tratamiento posí enfriamiento JUe: a) ninguno, b) normalizado, cjnormalizado, templado y revenido a
450''C, e) normalizado, templado y revenido a 200°C ^ °l
2.2.1.10.- TRATAMIENTOS TÉRMICOS POST-BORACION.
1,24,44] gj objetivo del recocido difusivoes eliminar el FeB producido en la
boración. Sólo es necesario en aleaciones de hierro, puesto que el FeB no aparece en la
mayoría de los aceros al carbono. Si las piezas requieren endurecimiento tras la
boración, el recocido difusivo sustituye a la austenización
63
Las piezas horadas se pueden templar, el calentamiento debe realizarse en
atmósfera de gas protector libre de oxigeno, o en sales fundidas neutras (las capas
horadas se oxidan en atmósfera gaseosa a temperaturas mayores que 700 °C). La
máxima temperatura de endurecimiento debe ser de 1050 °C (eutéctico, 1174 °C). Debe
evitarse el amoniaco, pues los horuros de hierro se transforman en nitruros a 600 °C. El
FeB resiste el amoniaco hasta los 400 °C, y el Fe2B hasta los 352 °C.
Se recomienda como medio de temple el aceite, baño de sales y el aire. Deben
escogerse bien los parámetros de temple para evitar la rotura. Con cambios grandes de
volumen en el sustrato se producen grietas perpendiculares a la superficie.
Las piezas se deben templar sólo si van a estar sometidas a cierta presión
superficial.
Las piezas horadas pueden recibir tratamientos térmicos para mejorar sus
propiedades en el núcleo, sin afectar a la dureza de la superficie. Las aceros aleados de
alta dureza se pueden templar en aceite. Se debe tener cuidado con la oxidación de la
capa para temperaturas mayores de 700°C. Son adecuados los hornos de vacío usados
para el temple de los aceros de herramientas. También se pueden utilizar hornos al vacío
con temple de aceite especialmente diseñados.
El tiempo de estancia a la temperatura de temple debe ser bajo. Un tiempo largo
puede producir la difiísión de la capa horada, disminuyendo la dureza. Un temple al
64
agua severo, usado para endurecer el acero al carbono, puede producir la fractura de la
capa, debiendo utilizarse aceros aleados de temple en aceite o aire.
o Antes de borar
• Después de borar
3 4 5
Tipo de acero
1) C15:0.12-0.18%C;0.25%Si;0.40%Mn;0.(M5%P;0.045%S 2) C45:0.42-0.5%C;<0.35%Si;<0.80%Mh;0.045%P;<0.(M5%S 3) ClOO: 0.95-1.05%C;0.1O-0.25%Si;0.10-O.25%Mn;0.025%P;0.025%S 4) 61CrSiV5:0.57-0.65%C;0.7O-1.00%Si;0.60-O.90%Mn;0.035%P;0.035%S;l-1.30%Cr,0.07-0.I2%V 5) 100Ci6: 0.9-1.05%C;<0.35%Si;<0.40%Mn;0.030%P;<0.025%S; 1.40-1.65%Cr 6) X40Crl3:0.4-0.5%C;l%Si;l%Mn;0.045%P;0.03%S;12-14%Cr 7) X15CrNil8.9:0.12-0.17%C;<l%Si;<l%lkfa;0.045%P;0.030%S;18-19%Cr,<l%Ni
Figura 22: Rugosidad de aceros antes y después de borar^^^^
Se puede realizar un proceso de recocido que produce la formación de
una capa de oxido de aspecto cristalino en la superficie del acero. El recocido se realiza
a 750 °C durante 5 minutos. Durante el enfriamiento, la capa de oxido de boro reacciona
65
con la humedad del ambiente para formar ácido bórico, que como se explicó
anteriormente ejercerá de lubricante a la hora de un trabajo a desgaste.
2.2.2.- BORACION DE MATERIALES NO FERREOS
'' ' ^ Se pueden borar materiales no férreos base níquel, cobalto, molibdeno,
metales refractarios y sus aleaciones, materiales cementados y carburos.
El cobre puro no puede borarse, debido a que presenta una barrera considerable
para el boro.
De especial interés es el horado del niquel, titanio y sus aleaciones.
Comúnmente, el horado del niquel se ha hecho en la mezcla de gases BCl3-H2-Ar en la
gama de temperaturas de 500 a 1000 °C,
Para el Permalloy (45%Ni, 55%Fe) el horado se hace con 85% B4C y 15%
Na2C03, o 95% B4C y 5% Na2B407 mezcla de polvo a 1000°C durante seis horas en
atmósfera de hidrógeno.
' ' ^ La boración del titanio y sus aleaciones se efectúa preferiblemente entre
1000 y 1200°C. Debe hacerse en una atmósfera libre de oxígeno, en alto vacío (0,0013
Pa, o 5-10 torr) y atmósfera de Hj-BCU-Ar de gran pureza. El espesor de la capa TÍB2 es
66
de \2\Lm a las 8 horas, y de 20 |j,m tras 15 horas de tratamiento a 1000 °C. Se obtendrían
20|im a las 8 horas si la temperatura fuera de 1200 °C. La capa horada queda
fuertemente unida al metal base.
Para el tántalo se puede aplicar lo mismo. Se obtiene una capa monofásica de
boruro de tántalo en la capa. El espesor es de 45 \\m tras 8 horas a 1000 °C (figura 23).
Figura 23: Capa horada del tántalo^^^^
[44,45,46] j ^ ^ boración de las aleaciones de níquel se puede realizar a 940 °C. En
las aleaciones Nimonic 80 (0.05%C; 0.70%Mn; 0.50%Si; 20%Cr; 76%Ni; 2.30%Ti;
1%A1; 0,5%Fe) y Nimonic 90 (0.08%C; 0.50%Mn; 0.40%Si; 20%Cr; 58%Ni; 16%Co;
2.30%Ti; 1.40%A1; 0,5%Fe), se obtienen 60 \ím de espesor a las 8 horas a 940 °C
(figura 24). Al igual que las muestras de titanio las capas en aleaciones de níquel no
presentan dientes de sierra. Las capas forman una superficie lisa sobre el metal base.
67
'*''' Las microdurezas de las capas horadas en el titanio y los metales refractarios
son muy altas comparadas con las formadas sobre el cobalto y el níquel. Las
propiedades de desgaste de los carburos sinterizados pueden aumentarse por la boración
en el caso del níquel y el cobalto. Las capas formadas sobre el tántalo, niobio, tungsteno
y molibdeno, y no presentan tampoco los dientes de sierra.
El diagrama de fases Ti-B indica que se pueden obtener tres boruros: TiB con
18% en peso de boro, TÍ2B con 30-31%, y TÍ3B4, que ha sido descubierto recientemente.
Figura 24: Capa horada a 940V (8 horas) de la aleación de níquel INIOO. ^ '"
68
En la figura 25 se muestra una aleación de titanio con capa horada. La capa clara
está formada de compuestos ricos en boro y la parte oscura corresponde al TiB. El TÍ2B
tiene malla hexagonal y el TiB es ortorrómbico.
En general los metales puros y sus aleaciones se pueden clasificar en los que son
fácilmente borables y los que no. Así tenemos los pertenecientes a los grupos IVa
(Ti,Zr,Hf), Va (V,Nb,Ta), VIa(Cr,Mo,W) , VIII (Fe,Ni,Co), inoxidables y aleaciones
resistentes a temperaturas altas, que se boran fácilmente, y los grupos Ib (Cu, Ag, Au) y
Illb (Al) que son difíciles de borar. Sin embargo cuando los elementos presentan una
gran afinidad con el boro y están aleados con metales de los grupos Ib y IlIb se pueden
borar.
Figura 25: Aleación de titanio horada. (xlOOO) ' ' '*'
69
' ' Esto es aplicable a aleaciones de oro, plata y cobre. F.Matsuda y K.Nakata
explican unas experiencias sobre este tema:
a) Grupos IVa, Va, Vía (fácilmente borables) Tabla 7:
Todos los materiales se pudieron endurecer por boración. Sin embargo, el grupo
IVa requiere mayor tiempo de tratamiento. La figura 26 muestra la distribución de la
dureza en la sección borada.
Metales reactivos y refractarios
IVa
Va
Via
Ti Zr
Hf
V Nb
Ta
Cr
Mo
W
¿Se endurecen
7 Si Si
Si
Si Si
Si
Si
Si
Si
Tratamie nto
rc)*(h)
1000*23.5
1000*6
1000*6
Superfície HVs
3300 2960
1540
2960 2200
2700
2190
2410
2250
Dureza Base HVB
200 160
290
260 130
150
210
290
440
Ratío HVS/HVB
16,5 18,5
5,31
11,38 16,92
18
10,42
8,31
5,11
Zona endurecida en mieras
10 15
10
20 10
30
20
30
30
Color después de
borar gris gris brillante gris brillante gris gris brillante gris brillante plata blanca plata blanca plata blanca
Tabla 7: Grupos IVa, Va, Vía (fácilmente borables) [72]
No se produjeron roturas de la capa en los metales de los grupos IVa y Va. Pero
apareció cierta porosidad en la interfase entre el sustrato y la capa en los del grupo Vía y
entre capas en el grupo IVa.
70
3000
Metales reactivos y refractarios (Vo) Boración : 1273K. 21.6 Ks
íj=Tn 1 1
~-v
2000 •>Nb
I 1000
y TQ
V
: V
. Nb
; To
"T35-
• • • ' • • • • I •
50 100 ISO 200 Distancia a la superficie (um)
Figura 26: Distribución de la dureza en la sección horada de los metales reactivos y refractarios. ^''^^
b) Grupo VIII:
b.i.) Fe, Ni, Co, Fe-Ni y aceros inoxidables . Tabla 8.
Las capas obtenidas en el níquel son menores que las obtenidas en el
hierro, pero las durezas son superiores en el caso del níquel.
La porosidad aparece en el hierro pero no en el níquel. En el caso de los
aceros inoxidables la porosidad es máxima para los inoxidables ferríticos.
En las figuras 27 y 28, se puede ver la distribución de la dureza en estos
dos grupos, aleaciones base hierro y níquel y en aceros inoxidables.
71
Metales
Aleaciones
Fe y Ni
Aceros
Inoxidables
Fe Fe36Ni
Ni
304
31 OS
316
321
347 430
¿Se endurecen?
Si Si
Si
Si
Si
Si
Si
Si Si
Tratam. ("0*0»)
1000*3
Dureza Superficie
Hvs
1350 1220
800
1600
1480
1430
1380
1200 1350
Base HvB
120 170
150
230
170
160
170
180 150
Ratio Hvs/HvB
11,25 7,17
5,33
6,95
8,70
8,93
8,11
6,66 9
Zona endurecida en mieras
30 30
80
20
30
50
50
50 50
Color después de
borar gris gris brillante gris brillante gris brillante gris brillante gris brillante gris brillante gris gris brillante
Tabla 8: Grupo VIII [72]
2000
ISOO
z d •1000
á 500
Aleaciones de hierro y niqucl Borac ión : I 2 2 3 K , lO.Sks
-T 1
: Fe
Ff-3fiNI
t . . . . l I 1 I I 1—< L .
0 50 100 150 200 Distancia desde la superficie (pm)
Figura 27: Distribución de la dureza en aleaciones base hierro y níquel [72]
72
2000
1500-
304 / 3I0S
tó'«0
Aceros inoxidables Boración: I223K. 10 8ks
T
O
A
o
• A
m
SUS Mí
SUS310S
SUS316
SUS321
SUS.J47
SUS 4 30
_] I I I I • • I I I 1_^ I I I I 1 L. 0 50 too 150 200
Distancia desde la superficie (pm)
Figura 28: Distribución de la dureza en aceros inoxidables. ^^
b.ii) Aleaciones resistentes a temperaturas altas. Tabla 9.
También es importante conocer como se comportan las aleaciones
que van a realizar su trabajo a altas temperaturas cuando las boramos.
La tabla 9 muestra los resultados de la boración para aleaciones
resistentes en caliente.
73
Todas las aleaciones estudiadas fueron horadas con facilidad. La
distribución de durezas obtenidas para el níquel y sus aleaciones se
muestran en la figura 29.
Metales resistentes al calor
Base Fe
Base Ni
Base Co
Incoloy 800
Inconel 600
U-500 H-B ZCo
UMCo Co
¿Se endurecen?
Si
Si
Si Si Sí Si Si
Tratam. rc)*(h)
1000*3
Dureza Superfície
HVs
1190
1030
1070 1410 1400 1900 1300
Base H V B
180
190
230 210 490 370 290
Ratío HVS/HVB
6,61
5.42
4,65 6.71 2.86 5,14 4,48
Z«na endurecida en mieras
40
20
40 30 30 20 50
Color después de borar
gris brillante
plata blanca
gris brillante gris brillante gris gris brillante gris brillante
Tabla 9: Grupo VIII. Aleaciones resistentes a temperaturas altas^^^\
La boración de este tipo de aleaciones se utilizará en un futuro
relativamente próximo. Sólo limita esta utilización el precio del níquel en
comparación con otros metales. Sin embargo, su utilización en algunos
casos es necesaria e insustituible.
c) Grupo Ib (Au,Ag,Cu) y Illb (Al)
No se pueden borar los metales puros pertenecientes a estos
grupos. Sin embargo se han realizado estudios que muestran que es
posible la boración de estos metales mediante la aleación con elementos
con gran afinidad por el boro.
74
2000
Aleaciones resistentes al calor (base Ni) Boración: 1223K. 10.8 ks
1 1
1500
TJ. O O
Vicx»
I 500-
5 H-B
o
& • •
Inconel 600
U-500(U<*me1 500)
HBtHosleloy BI
Ni
J . . I 1 I I I I
o 50 100 150 200 Distancia desde la superficie (um)
Figura 29: Distribución de dureza en aleaciones resistentes al calor tras la boración. [72]
c.i.) Au:
En el caso de ciertas aleaciones de oro sí se pueden conseguir superficies
duras por boración. Por ejemplo las aleaciones Au-Cr horadas consiguen los
siguientes resultados (figura 30).
En la figura 31 se puede ver la influencia que se consigue con
diferentes elementos de aleación.
75
Está claro que los más efectivos son el cromo y el titanio. De todas
maneras tampoco es deseable una dureza extrema ya que el sustrato es muy
blando.
2000
^1500
8 z in r«í Q ^ 1000
X
s 3
Q 500
0
Aleaciones Au-Cr Boración 1223K. 21.6ks
' 1 1 1 1 1 1 I T "T"!- I I I I 1 I
—"
1
:
lOCr 7Cr
^'•^^' 0 : Au - t Cr • : A u - 3Cr
A : A u - 5Cr • : A u - 7Cr
T:Au-10Cr
1] ICr 3Cr 5Cr 7Cr lOCr
ICflII _ ^ ^ ^ j j ^ * '
SO 100 150 Distancia desde la superficie ( >J m)
-
-
-
-
-
-
m zoo
Figura 30: Distribución de durezas de aleaciones Au-Cr después de bora/^^\
c.i.i.) Ag:
Se pueden añadir aleantes a la plata para poder borarla. Por
ejemplo los resultados obtenidos con aleaciones Al-Mn son bastante
aceptables.
76
Boración 1223K,21.6ks <3?oa),
T 1 ^ r-
Au-Ni( l l73K.2l .6ks)
J O 10 20 30 Cantidad de elemento de aleación (% en peso)
40
Figura 31: Dureza cerca de la superficie enfitnción de el % de elemento de aleación en orcP^^
c.i.i.i) Cu
No se puede borar cobre puro, sin embargo es posible borar
aleaciones con Ni, Mn, Zr, Ti y bronces-aluminio.
Las figuras 32 y 33 muestran la influencia del níquel en el cobre a
la hora de borar asi como la temperatura de tratamiento.
77
2.2.3.- PROCEDIMIENTOS DE BORACION
[17,21,22,23,24,56] ^^ implantación de iones en la superficie de matrices, utillajes y
herramientas ha evolucionado de tal forma en los últimos años, que actualmente
constituye la tecnología punta en el campo de los tratamientos térmicos.
a o —I
z in
> Z
ua
o. 3
1000
soo •o
Boración de aleaciones Cu-Ni 21,6ks — , , 1
Ó^-o
O Cu
20
hordníss)
J • ' I 1 L. AO 60
Ni in Cu^psso 60 100
Ni
Figura 32: Influencia del níquel en el cobre para bora/^^^
r72i Figura 33: Micografias sobre la influencia del Ni en el Cu para borar.
78
Se pueden borar en medio sólido (polvos, pastas), en líquido (sales fundidas) y
en gaseoso (gas, plasma).
En el hemisferio occidental se suele borar por compactación, mientras que el
oriental se prefiere la boración en líquidos. El medio gaseoso no se usa apenas a escala
industrial, dado que se trata de un tratamiento muy reciente.
2.2.3.1.- BORACIÓN EN MEDIO SOLIDO
2.2.3.1.1.- POR COMPACTACIÓN O MEZCLA DE POLVOS
[60,76,102] gg suele realizar con polvos de boración comerciales, que
consisten en un 5% de B4C (como donante de boro) + 5% de KBF4 (como
catalizador) + 90% de SiC (como diluyente). Las piezas a borar se disponen en
una caja al igual que en la cementación. Es importante cubrir toda la superficie a
borar con polvo suficiente (10-20 mm). La parte superior de la caja debe estar
rellena de algún material inerte (como el SiC), con un espesor de al menos 100
mm.
La caja se cierra con una tapa y se introduce en el homo. La caja no debe
ser mayor que el 60% del espacio de la cámara del homo, y debe ajustarse lo más
posible a la forma de la pieza a borar para aumentar el rendimiento.
79
El rango habitual de temperaturas es de entre 840 y 1050 °C, aunque el
valor más habitual es de 900 °C. Durante el calentamiento, el tiempo de paso
entre los 700 °C y la temperatura de boración debe reducirse para evitar la
formación de FeB. Cuando termina el proceso las cajas se retiran del homo y se
enfrían al aire.
Si un acero F-1127 se bora con este método durante 3 horas a 900 °C se
consigue una capa de BFe y BFe2 de 100 mieras de profundidad.
Maarels y Wetterich (1985) mostraron que la reacción es la siguiente:
KBF4 -> KF + BF3
4BF3 + 3SiC + 3/2 O2 -> 3 SÍF4 + 3 CO + 4B
3 SÍF4 + B4C + 3/2 O2 -> 4 BF3 + SÍO2 +C0 +2 Si
B4C + 3 SiC + 3 O2 -> 4 B + 2 Si + SÍO2 + 4 CO
Reacción 1 ' '*'
Hay divergencias entre distintos investigadores en el orden en que se
producen estas reacciones pero parece que, al menos a altas temperaturas, el
carburo de silicio es uno de los reactivos.
80
Se puede observar en las fórmulas que el oxígeno es necesario para la
reacción. El componente KF es liquido a la temperatura de boración y es el
responsable de la sinterización de los polvos de boración. Geouriot propuso la
utilización de BF3 en vez de KBF4 como catalizador y desarrolló un proceso
especial de boración llamado Borudif.
Como ya se mencionó, es deseable la formación de una capa monofásica
de subboruro de hierro. Esta no se puede obtener con metales de alta aleación
cuando se usan polvos comerciales. La tabla 10 muestra la influencia del
contenido en B4C de la mezcla de polvos en la formación de la capa borada
sobre diferentes aceros.
Acero C15
C45
42CrMo4
61CrSiV5
C100
100Cr6
145Cr6
X40Cr13
Inox 18/8
% B4C
2.5
NoFeB
NoFeB
NoFeB
NoFeB
NoFeB
NoFeB
sólo esquinas
capa cerrada
capa cerrada
5
NoFeB
NoFeB
sólo esquinas
sólo esquinas
sólo esquinas dientes indiv.
capa no cerr. capa
cerrada capa
cenrada
7,5
sólo esquinas
sólo esquinas dientes indiv.
dientes indiv.
dientes indiv.
capa no cenr. capa
cerrada capa
cerrada capa
cen-ada
10
dientes indiv.
dientes indiv.
capa no cen'ada
capa censada
capa cerrada
capa cerrada
capa cenrada
capa cerrada
capa cerrada
Tabla 10: Influencia del contenido de B4C de la mezcla de polvos en la formación de la capa horada ^^''^''''^
81
En la figura 34 se muestra la influencia del contenido de B4C en la
formación de la capa horada del acero 42 CrMo 4 (0,42% C, 1% Cr, 0,25% Mo).
[103] Disminuyendo el contenido en B4C al 2,5% se puede obtener una
capa horada sin FeB. Con aceros más aleados este método no es efectivo. En
estos casos se recomienda añadir entre un 5 y un 15% de polvos de cromo a la
mezcla (de 10 al 15% para aceros con mucho contenido en Cr).
Dehido a la gran afinidad entre el horo y el cromo, se formará un horuro
de cromo Cr2B muy estable, por lo que la disponibilidad del polvo para ceder
horo queda reducida.
Figura 34: Influencia del contenido en B4C en la formación de la capa horada del acero 42CrMo4.^^^^
Una nueva variante de boración en medio sólido es la técnica del lecho
fluidizado. El medio fluidizado es un polvo de boración especial que debe ser
82
tratado con un gas sin oxígeno (como la mezcla N2/H2; von Matuschka y
Trausner, 1986). ' ^
Cuando se realiza la boración con pasta, se necesita un gas protector o un
homo de vacío. Este proceso es especialmente interesante si sólo se desea una
boración parcial de la pieza.
La principal dificultad del método es que requiere un utillaje específico y
el consumo de producto de boración es muy elevado.
El espesor de la capa borada depende de la temperatura, el tiempo de
boración, y la composición del acero (figuras 35 y 36). En la tabla 11 se
muestran recomendaciones sobre el grosor de la capa para varios aceros y sus
temperaturas de boración y endurecimiento.
2S0
I 200
100
I ¿ 8 12
Tiempo de boración
Cí.5 CKX)
X)0Cr6
xcocn3
»6
Figura 35: Influencia delacero en el espesor de capa borada. Se boro en pasta comercial a POOT^^"^^
83
300 pm
250
200
as
2 « 150 c aj u u O
1 100 50
0
Tiempo de horado 4 horas
(ÍOO 650 950 "C Temperatura de boración
C45
ClOO WOCrS
XA0Crl3
1050
Figura 36: Influencia del tipo de acero y de la temperatura de boración en el espesor de la capa horadcP'^^
Acero
C45
42CrMo4
90MnCrV8
105WCt€ X165CrMoV12 X210CrW12
Temperatura de boración
Sin Enfriamiento
920
920
880
900 880 880
Con Enfriamiento
880
880
840
840 1020 980
Temple después del enfriamiento de la
boración Temperatura
(°C) 840
840
800
820 1020 950
IVIedio
aceite/ sales
aceite/ sales
aceite/ sales sales sales sales
Espesor de la capa borada (nm)
Sin Temple 40-200
20-150
40-100
40-100 20-80 20-80
Con Temple
60
60
40
50 40 40
Tabla 11: Recomendaciones para borar dependiendo de los aceros y de la capa conseguida^^'^^
84
Se pueden también borar por este método, además de aleaciones base Fe,
las aleaciones base Ni, Cr y Mo. Y no se pueden borar por este método debido a
la gran sensibilidad frente a los gases (nitrógeno, hidrógeno, oxigeno y vapor de
agua) las aleaciones base titanio, circonio, tántalo y hafnio.
Existen polvos comerciales como los propuestos y patentados por
Lindberg Heat Treating Co. y que se muestran en la siguiente tabla (tabla 12).
Estos polvos son los mayoritariamente aplicados en todas las empresas del sector
tanto en América como en Europa y Asia.
En dicha tabla se da el nombre del producto, el tamaño de grano de las
partículas, la densidad y finalmente se hacen comentarios sobre las características
del producto obtenido tras la boración.
Se explica igualmente cuál es el método para aplicarlo y qué tipo de
atmósfera es la apropiada para realizar el tratamiento.
2.2.3.1.2.-CON PASTAS
[60,90,91] gg realiza con pastas aportaderas del boro. Éste método tiene
ventajas como la facilidad de aplicación, la posibilidad de hacer boración
selectiva, facilidad de eliminar los residuos y ser relativamente barato.
85
Para la aplicación de este método es importante la preparación de la pieza
a borar. Debe de dejarse sin polvo, grasa u óxido. Tras el pulido y la limpieza se
impregna de pasta borurante, se seca y se procede a la difusión. Las
temperaturas están entre los 900 y 1050°C.
El tiempo vendrá fijado en función de la capa deseada. En general está
entre 2 y 5 horas.
Agente borante
EKabor-1 EKabor-2
EKabor-3
EKabor-HM
Tamaño de grano
<150 <850
¿1400
¿150
EKabor-Paste
EKabor-WB
EKrit
200-400
<420
Densidad de compactación
(g/cm^) 1,8 aprox 1,5 aprox
0,95 aprox
0,95-1,5 aprox
1,9 aprox
0,95 aprox
1,55 aprox
Comentarios
Muy alta calidad Excelente superficie y muy fácil de eliminar después de la boración Muy buena superficie,relativamente fácil de eliminar tras el tratamiento Para metales duros, piezas pequeñas y capas estrechas. Muy buen acabado de la superficie Aplicable universalmente, por inmersión, spray. (se necesita gas inerte) Previsto para lecho fluidizado sin oxígeno, en atmósfera de gas Cubre el metal evitando la penetración del oxígeno durante la boración con agentes sólidos.
Tabla 12: Tabla con datos suministrados por la empresa por Lindberg Heat Treating Co, que cuenta con varias patentes comerciales de productos para
borar. ^ 1
2.2.3.2.- BORACIÓN CON LÍQUIDOS
Se realiza en sales fundidas con bórax (Na2B407) con o sin electrólisis. Se usa el
compuesto Na2B407 líquido, sin agua, y se le añaden B4C y SiC.
86
En esta tesis la boración se ha hecho en baño de sales fundidas sin electrólisis,
que es precisamente el método del que no se habla prácticamente en la literatura
encontrada.
En este apartado solamente se hace una breve descripción del método con
electrólisis.
2.2.3.2.1.- BORACIÓN LIQUIDA CON ELECTRÓLISIS
[12,28,34,56,104,105,106] T • . ' ' . . j ' j rr^
' 'La pieza actúa como cátodo; como ánodo se usa graiito
o platino.
La boración líquida con electrólisis se realiza con sales fundidas de bórax,
al las que se añade B4C o SiC. En la figura 37 se muestra la capa horada
obtenida con sales fundidas de bórax al que se le ha añadido un 30% de SiC. Se
obtiene una monofase Fe2B.
El método electrolítico tiene algunos inconvenientes, como que el espesor
de la capa no es uniforme debido a diferentes densidades de corriente o debido al
efecto sombra en el lado del ánodo.
Industrialmente se utiliza un proceso llamado Proceso T.D. (Toyota
Deposition) ^^^'^^\ El método se basa en la implantación de un ion contenido en
87
el seno de un baño fundido, el cual reacciona con el carbono del acero para
formar el carburo correspondiente.
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Figura 37: Capa de boro obtenida con sales fundidas de bórax con 30% de SiC. Se trata de un acero C45, está borado 950°C durante 5 horas. ^^
El proceso exige temperaturas de aplicación semejantes a las del CVD (chemical
vapor deposition) (900-1000°C) con las limitaciones propias de este método pero con la
enorme ventaja de su simplicidad y, por consiguiente, menores costos.
FUNDAMENTO TEÓRICO DEL SISTEMA T.D.
Básicamente el baño fundido entre 900-1000°C está compuesto por bórax
al cual se adicionan diversas proporciones de ferroaleaciones de los elementos a
implantar V,Nb,Cr...
88
Con este método se intenta formar carburos en la superficie (carburos de
vanadio, niobio, cromo, etc.). No es, por tanto, una boración, tal y como se está
estudiando en esta tesis, pero explica cual es el procedimiento y en que se basa la
disociación y posterior implantación de un cierto ion en un metal base. Además,
da información sobre la energía de activación requerida para disociar el boro del
bórax, lo cual es necesario también en el caso estudiado.
Los elementos que es posible implantar vienen condicionados por la
energía libre de formación del óxido correspondiente frente a la del B O
procedente de la disociación del bórax.
En la figura 38 se puede observar cuales son las energías libres de
formación de diferentes óxidos que puede ser usada para elegir el ion a
implantar.
Así elementos tales como el calcio, el magnesio o el aluminio, en el seno
del baño de bórax producen la disociación del Na,B O, con formación de boro ^ 2 4 7
libre capaz de producir la boración de la aleación sumergida en el baño; mientras
que elementos como el vanadio, niobio y cromo forman el carburo
correspondiente en presencia del carbono contenido en la aleación.
89
Esto significa que en el caso que de la boación, se deberá añadir al baño
elementos como calcio, magnesio o aluminio, y en general cualquiera que
disocie el bórax produciendo boro libre.
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Energía libre de (or.-nación del óxido (Kc/atmgrde 0)
A Solución sólida X No reacciona o Boruros • Compuesto Fe
Figura 38: Energías libres deformación de diferentes óxidos ''^'
En la figura 38 se pueden observar los elementos capaces de producir la
formación de capas de boruros dada su baja energía libre para la formación del
óxido (frente al B O ), gracias a la fuente de alimentación de boro que implica
la reducción del citado compuesto.
90
Si los elementos adicionados al baño con baja energía libre para la
formación de carburos, tienen además una menor energía libre para la formación
del óxido que la del B O3, se obtienen capas mixtas de carburos y boruros. Son
elementos de este tipo el Ti, Ta y el Mn.
En la figura 39 se pone de manifiesto que el aditivo agregado al baño, así
como el porcentaje de carbono del acero, son los factores determinantes de la
capa obtenida.
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Contenido en carbono del acero
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0 Boruro • Carburo
•
Figura 39: Influencia del aditivo del baño y del tipo de acero ' '
En un baño que contiene elementos con altas energías libres para la
formación de carburo así como para la formación de óxido, no se obtienen capas
ni de carburos ni de boruros.
91
Sin embargo si los elementos presentes tienen pequeño tamaño atómico
se obtienen capas de solución sólida.
Aún en el caso de elementos formadores de carburos pueden obtenerse
capas de solución sólida según sea el contenido en carbono de la aleación base y
la temperatura del baño (figura 40)
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Figura 40: Influencia de la presencia de elementos formadores de carburos^^^^
En la figura 41 se muestra gráficamente la relación existente entre los
tipos de capa formados en un acero de alto contenido en carbono y las energías
libres de formación de carburos y óxidos.
La figura 42 permite identificar que tipo de capa se puede obtener en el
caso de que en el baño se tenga al mismo tiempo un elemento formador de
carburo y un elemento con baja energía libre de formación de óxido.
92
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Energía libre de formación del óxido Kcal/átonrx) gr de 0
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Figura 41: Relación entre la energía deformación de las capas en un acero de alto contenido en carbono y las energías necesarias para formar óxidos y
carburos ' l
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5 10 15 Fe-Al % en pesó
• Carburo O Boruro K No reacciona
Figura 42: Tipo de capa se puede obtenei^^^^
93
Los espesores de las capas obtenidas pueden ser controladas con gran
precisión, en función del tiempo de inmersión, la temperatura del baño y la composición
del metal base.
Propiedades de las capas obtenidas por el proceso T.D. [18,50]
Las capas obtenidas por el proceso T.D. tienen propiedades de resistencia
al desgaste, resistencia al gripaje y resistencia a la corrosión comparables a las
obtenidas por procesos similares como el CVD (deposición de vapor química), o
PVD (deposición de vapor física), con la ventaja adicional de garantizar una
excelente adherencia de la capa.
El gran interés tecnológico del sistema PVD reside en la posibilidad de
operar por debajo de los 500°C y, por tanto, sobre piezas totalmente terminadas.
Sin embargo, este proceso en medio líquido presenta varias desventajas:
- La eliminación excesiva de la sal al sacar la pieza y la reposición del
boro es esencial después del tratamiento.
- Para lograr la reproducibilidad de la boración, no debe permitirse que la
viscosidad del baño aumente. Se tratará, por tanto, de regenerar el baño
de sales, lo cual supone un coste alto de mantenimiento.
94
- En algunas ocasiones puede ser necesaria la protección contra vapores
corrosivos.
La boración en baño de sales de materiales férreos se efectúa en una
mezcla de bórax fundida a una temperatura entre 900 y 950 °C, a la cual se le
añade un 30% en peso de B4C. La boración puede mejorarse reemplazando un
20% en peso de B4C con ferroaluminio, que es un reductor más efectivo. Los
mejores resultados se han conseguido usando una mezcla de baño de sal que
contiene 55% de bórax, 40 a 50% de ferroboro, y 4 a 5% de ferroaluminio.
Se ha demostrado también que la mezcla 75:25 KBF4-KF se puede usar
con temperaturas superiores a los 670°C para borar aleaciones de níquel, y con
temperaturas más altas para aleaciones férreas, permitiendo el desarrollo de la
capa con un espesor adecuado.
En el caso de boración electrolítica en bórax fundido, la pieza se dispone
como cátodo usándose grafito como ánodo. En este caso la temperatura será de
940°C durante cuatro horas. Las piezas se enfrían al aire.
En general, las piezas deben girar durante el tratamiento para obtener una
capa uniforme.
95
2.2.3.2.2.- BORACION LIQUIDA SIN ELECTRÓLISIS
No se ha encontrado información en ninguna de las referencias estudiadas
respecto a este método, que es precisamente el que se ha aplicado en esta tesis.
Se desarrollará más ampliamente el proceso seguido en el apartado 3.1 titulado
"Proceso de boración".
2.2.3.3.- BORACION CON GAS
[8,9,19,20,36,43,56,59,60,86,87,96,97,98,107,1151 c . . . , , -ui u J
' ^ En prmcipio, solo es posible borar usando
ciertos medios gaseosos, como BCI3 y BjHe, aunque no se han establecido a nivel
industrial. Esto se debe a que los gases son tóxicos y/o corrosivos, lo que dificulta su
aplicación.
Hegewaldt descubrió que se podía aplicar la boración gaseosa a los aceros
aleados a una temperatura de unos 650 °C. La figura 44 muestra una representación
esquemática del equipo necesario para realizar la boración gaseosa. Se trata de un
homo PIT-TYPE sellado al vacio en el que las zonas en contacto con el gas tienen un
recubrimiento de protección.
El gas necesario para la boración consiste en una mezcla de N2/H2 y BCI3. La
proporción de BCI3 es muy pequeña, para impedir la formación de FeCb (corrosión).
96
2.2.3.4.- BORACION POR PLASMA
[4,7,418,26,35,41,47,49,53,62,65,68,78,79,80,82,88,93,94,112,114] T- • x- i
'• ' Este proceso tiene lugar en
un medio similar al de la boración gaseosa.
Se han realizado diversas investigaciones (Casadesus y Gantois, 1978;
Deamley, 1986), aunque con pocos resultados aplicables a nivel industrial. El
único proceso con cierta aplicación es el denominado P.V.D (Phisic vapor
deposition) que está basado en la extracción por medios físicos (evaporación o
pulverización) del metal a implantar y su combinación con un gas reactivo en
medio plasmático para obtener los compuestos deseados.
BCi , - [v} -CÍ3 -
Figura 43: Esquema del homo necesario para borar con gas. a).-piezas a borar, b). resistencias para calentar y c).-paredes del homo^^"'^
97
Entre las técnicas de evaporación se encuentra el efecto Joul, el bombardeo
electrónico, la inducción o el arco eléctrico.
Las piezas a recubrir son polarizadas negativamente a un alto potencial para
crear el régimen de descarga luminiscente necesario para las reacciones en fase gaseosa.
La pulverización catódica utiliza la aceleración de iones no reactivos (Ar+ por
ejemplo) para extraer el metal a implantar de la fuente suministradora, la cual está
sometida a un fuerte potencial negativo.
El metal o compuesto se deposita a continuación en la pieza a tratar.
Industrialmente también se aplica el llamado proceso C.V.D (Chemical vapor
deposition), que utiliza la descomposición a alta temperatura de un halogenuro del metal
a implantar y la combinación del mismo con un gas reactivo, para formar los
compuestos característicos buscados.
Su principal limitación reside en que la temperatura necesaria para efectuar el
proceso y los condicionantes técnicos del mismo exigen, para la mayor parte de los
aceros, un tratamiento térmico posterior generalmente en homo de alto vacío.
98
2.2.4.- APLICACIONES DE LA BORACION
[23,24,33], actualmente la boración se aplica para elevar la resistencia al desgaste
de las piezas de máquinas y herramientas. Así, por ejemplo, en Rusia la boración se
aplica a las piezas de máquinas que trabajan en condiciones de desgaste por abrasión:
piezas de vehículos oruga, cadenas, bombas de sondeos y de lodos,
turboperforadores,etc, para las piezas de los moldes para fundición de las aleaciones de
aluminio, troqueles estampados en frío y en caliente, etc. En Inglaterra, a las
herramientas cortantes se las somete a boración seguida de nitruración. En los EEUU, la
boración con gas se aplica en la industria espacial.
En función de las condiciones de trabajo, del material de base y del proceso de
boración se obtiene un aumento de entre dos y diez veces de la resistencia al desgaste.
^ ' '' A continuación se describen algunos de las muchas aplicaciones ya
probadas en la práctica:
• Las matrices superior e inferior de las herramientas de presión usadas para producir
crisoles cerámicos. La boración aumenta tres veces la vida de estas matrices.
Los discos de molido para las plantas de tostado de café. Se incrementa en cinco
veces la vida de los F-1141.
99
• Los tambores para la maquinaria textil.
• Los engranajes de las bombas diesel de aceite. El 42CrMo4 borado se endurece
hasta 52-55 HRC para reducir el desgaste adhesivo y por fricción.
• Las válvulas modulantes de alimentación de agua. El acero X12Crl3 borado y con
tratamiento térmico dura nueve veces más que el no borado.
• Las matrices de estampación sujetas a desgaste adhesivo. El X165CrMoV12 borado
de forma selectiva para reducir las soldaduras en frío aumenta la vida de las matrices
entre ocho y diez veces.
• Los taladros, tambores y componentes de las matrices para extrusión e inyección,
para reducir la fricción y aumentar su vida útil.
• La vida útil de los tomillos de extrusión, que se usan para procesar plásticos que
contienen fibras minerales o de vidrio, aumenta considerablemente tras ser sometidos
a proceso de boración.
• En equipos de tamizado para seleccionar granos abrasivos, la grasa de los cojinetes
se inunda de granos de todos los tamaños. En condiciones normales, un plato de
acero st 37, que se usa para la preparación de carburo de silicio, está tan desgastado
después de 3000 horas que las ranuras de lubricación han desaparecido. Esta placa
100
tiene que ser desmontada y mecanizada. Sin embargo, otra placa con una capa horada
de 200|im de espesor se utilizó en condiciones semejantes durante 9000 horas y
todavía estaha en buen estado. La experiencia muestra que la vida útil de estas placas
de St 37 usadas en el tamizado de granos de carburo de silicio es cinco veces mayor
(15000 horas) con una capa horada de 0,2mm de espesor.
La primera aplicación de la horación a gran escala tuvo lugar con las cajas de
cambios de motores de gasolina en 1979. También se ha aplicado a engranajes
helicoidales de vehículos y motores estáticos.
La vida útil de los discos de molido de plantas de tratamiento de café ha aumentado
cinco veces. También se boran pequeños discos de molido, como por ejemplo los
discos de acero sinterizado de los molinillos de café.
Las uniones encadenadas de los equipos colectores de silos están forjadas. Se está
investigando la aplicación de la horación en las cintas transportadoras. Las
investigaciones continúan, pero los resultados para la abrasión y la corrosión son ya
claros.
Los tubos para los equipos de fundición en continuo del zinc tienen una vida útil 15
veces mayor si son horados.
101
• La boración protege las bolas de las válvulas de bola de acero inoxidable contra
desgaste abrasivo. Estas válvulas boradas se usan para las conducciones de gases o
líquidos con contenidos altos de sólidos abrasivos, como en depuradoras con áridos
en las aguas y la industria petrolífera. De igual interés es la boración de equipos de
transporte neumáticos, donde se transportan gases con polvos abrasivos.
• Las matrices para abrazaderas de tuberías de acero se hacían de acero
32CrMoCoV12 tratado térmicamente y cromado. Estas matrices se reemplazaban tras
una producción de 10.000 piezas. Si este material se bora y se trata térmicamente
hasta alcanzar los 58-60 HRC, la herramienta presenta una superficie pulida y con las
dimensiones especificadas tras la producción de 20.000 piezas.
• La boración de conos de acero X40Crl3 para la industria del vidrio se basa en las
propiedades de NON-STICK de la capa horada para fundir vidrio. Este tipo de cono
es más barato que, por ejemplo, el cono reforzado con estellite.
• Las válvulas que anteriormente estaban construidas en acero tipo inoxidable
austenítico con recubrimiento estellite y duraban en condiciones severas 7500 horas,
actualmente se les estima una duración de 18000 horas gracias a una capa horada de
30 a 60 mieras.
102
Un punzón y matriz de acuñación en frío construidos en acero F-522 perdían el
relieve después de 7000 unidades. Actualmente, después de ser horados con 50
mieras de espesor de capa se superan las 35000 unidades.
• Una aplicación excelente de las capas horadas lo constituye el proceso de roscado por
rodillos. Los rodillos con 15-30 mieras de capa horada tienen una duración 2 o 3
veces superior a los convencionales.
• Para el caso de inoxidables austeníticos para tamices para sustancias abrasivas y alto
poder corrosivo el horado aumenta su rendimiento un 300%.
Material (DIN) St37
C15(Ckl5) C45 St50-1 45S20 Ck45
C60W3 X210Crl2
115CrV3 40CrMnMo7 X38CrMoV51 X40CrMoV51
X32CrMoV33
X155CrVMol21 105WCr6 X210CrW12 60WCrV7
APLICACIONES^^^^ Cojinetes, hulones, inyectores, tuberías, chapas base, tomillos, cuchillas, guías para roscas. Engranajes, ejes de bombas. Ejes, pernos, husillos, arandelas, discos de esmerilar, hulones. Toberas, llaves. Manguitos, cigüeñales. Toberas o inyectores para quemadores, rodillos, ejes, puertas de chapa. Mandriles, barras guías Cojinetes, herramientas de prensar, chapas, cigüeñales, punzones, troqueles Troqueles, expulsores, guías, pasadores Matrices para curvar Pistones, cilindros de inyección Moldes para lingotes, matrices machos y hembras para trabajo en caliente, discos. Punzones de inyección (moldeo), roscas, matrices macho y hembra para trabajo en caliente, herramientas para prensas Rodillos de conformado y prensas, matrices de prensas. Rodillos Rodillos para doblar Matrices de dibujar y de prensas, troqueles, revestimientos,
103
X165CrVMol2 56NiCrMoV7
X45NiCrMo4 90MnCrV8
lOOCró Ni36
X50CrMnNiV229 42CrMo4
50CrMo4 17CrNiMo6
16MnCr5 50CrV4
X12CrNil88 X5CrNiMol810
G-X10CrNiMol89 XlOCrlS X40Crl3
X35CrMol7 Fundición dúctil y gris.
troqueles, casquillos. Matrices de dibujar, rodillos para laminación en caliente Matrices de extrusión, cojinetes, casquillos, punzones para forjar, punzones de forjar. Matrices de embutir, amortiguadores y troqueles de prensas Moldes, plegadoras, herramientas de prensas, rodillos, cojinetes, ejes, guías, discos, troqueles perforadores. Rodamientos, rodillos, guias. Partes de los equipamientos para fundiciones de materiales no férreos. Herramientas no magnetizables (tratables térmicamente) Herramientas de prensas, tomillos de estirado, rodillos, tambores de laminación, válvulas antirretomo. Bases para toberas Engranajes cónicos, engranajes de tomillo sin fin, ejes, componentes de cadenas Engranajes helicoidales, guías Platos de empuje, empalmes, muelles de válvulas, muelles de contacto. Tomillos, cojinetes Tomillos de cabeza ranurada, partes de la industria textil y de goma Válvulas, parte de la industria química y textil
Componentes de válvulas, herrajes Componentes de válvulas, émbolos, herrajes, partes de plantas químicas Ejes, válvulas, husillos Partes de la industria textil y moldes, camisas y troqueles.
2.2.5.- BORACION MULTICOMPONENTE: UN TRATAMIENTO ESPECIAL
' Se trata de un tratamiento termoquímico que consiste en la difusión
consecutiva de boro y uno o más elementos metálicos. Este método fue propuesto por
primera vez por Zemskov y Kaidash (1965). Se realiza en dos etapas:
104
1. Boración de la forma habitual, produciendo una capa compacta de al menos 30[im de
espesor. Se tolera la presencia de FeB, incluso puede ser útil en algunos casos, pues
los boruros de los metales difundidos en la superficie borada pueden necesitar mas
boro que hierro en la segunda etapa.
2. Difusión de los elementos metálicos en la superficie borada, mediante mezclas de
polvos (como la mezcla de ferrocromo -como donante de Cr-, NH4CI -catalizador-, y
AI2O3 -diluyente-) o en bórax fundición (Chatterjee-Fischer, 1986). La temperatura
varía entre 850 y 1050 °C.
Los recubrimientos más interesantes se obtienen mediante:
• borocromado: los recubrimientos son resistentes al desgaste y a la corrosión.
• borovanadizado o borocromovanadizado: recubrimientos muy resistentes al desgaste
• borocromotitanizado: recubrimientos muy resistentes al desgaste abrasivo y a la
corrosión
• boroaluminizado: recubrimientos con gran resistencia a la corrosión especialmente en
ambientes húmedos.^'''
Las capas borovanadizadas y borocromovanadizadas son muy dúctiles, a
pesar de que su dureza supera los 3000HV 0.015. Por tanto, hay pocas posibilidades de
que se produzca exfoliación en condiciones de cargas de impacto.
105
MDESÁRROLLO DEL MÉTODO EXPERIMENTAL
3.1.- RESUMEN DEL MÉTODO EXPERIMENTAL
El objetivo de esta tesis era doble, por un lado el estudio del proceso de boración
en baño de bórax fundido sin electrólisis, precisamente aquél del que no existen
prácticamente referencias bibliográficas y que, sin embargo, parece inicialmente el más
económico y de menor complejidad técnica en comparación con el resto de
procedimientos descritos anteriormente; por otro, analizar la influencia que la boración
tiene sobre la respuesta frente a la corrosión electroquímica en diferentes medios, ya que
si bien también existe numerosa bibliografía sobre la influencia de la boración en la
dureza y resistencia al desgaste y a la abrasión, aquella es casi inexistente sobre la
resistencia a la corrosión.
Para la realización del estudio se boraron, en las condiciones que se indican más
adelante, tres aceros de construcción de gran utilización industrial. Una vez comprobada
la viabilidad de borar en baño de bórax fundido con buenos resultados técnicos, se
amplió el estudio utilizando ahora sólo uno de los tres aceros cara a optimizar el
procedimiento y establecer experimentalmente la cinética de la boración, en las
condiciones prefijadas, a diferentes temperaturas.
Posteriormente se realizó el estudio metalográfico de las capas boradas,
obtenidas en diferentes condiciones de temperatura y tiempo, y se determinó su espesor
106
mediante análisis de imagen. Naturalmente también se midió la dureza alcanzanda tras
los diferentes tratamientos.
Por último, utilizando diferentes electrolitos, se determinaron la pérdida de peso
de probetas boradas y no horadas con el fin de comparar la resistencia a la corrosión
obtenida.
3.2.- BORACION
El proceso de boración requiere, como cualquier proceso termoquímico, un
crisol adecuado y un medio que proporcione un potencial de boro activo suficiente para
difundirse en el acero. Evidentemente, la elección del crisol depende de las
características del medio.
Como medio ya se ha indicado que se iba a utilizar bórax comercial (tetraborato
sódico decahidratado, B2O7Na4'10 H2O), producto de bajo precio, 145 pta/kg, que se
vende comercialmente en forma de polvo blanco.
La mayor dificultad para la utilización del bórax consiste en su baja densidad en
la forma de polvo, por lo que es aconsejable fundir previamente el polvo para obtener
un sólido verdoso con apariencia de cristal, exento de agua de hidratación, y que se
presta mucho mejor al proceso de boración.
107
Para disociar al bórax en estado fundido y obtener boro activo, pueden emplearse
diferentes metales: magnesio, calcio, silicio, aluminio, etc. Tras las pruebas efectuadas
se mostró como más efectivo la mezcla de aluminio y silicio, en concreto se utilizó la
aleación de aluminio con 12% de silicio L-2521, y cuya temperatura de fusión, 577°C,
es mucho menor que las temperaturas utilizadas en el proceso la cantidad añadida al
abaño fue la definida estequiometricamente para disociar completamente el bórax.
Debe indicarse que el Al-Si no se disuelve en el baño y, una vez enfriado éste, se
puede recuperar aislado del bórax en el fondo del crisol por su mayor densidad.
En cuanto al crisol para introducir el bórax se ha mostrado como fundamental en
el proceso cara a la aplicación industrial. Por un lado el crisol debe tener la suficiente
resistencia mecánica y tenacidad como para ser utilizado industrialmente y no sólo a
escala de laboratorio. Estos requisitos eliminan los crisoles cerámicos y los de grafito,
que además tampoco han mostrado resistencia a la corrosión por el bórax fundido
suficiente. Sin duda la resistencia a la corrosión por el bórax fundido a alta temperatura
(700-1000°C) es el parámetro de diseño del crisol, aunque no cabe olvidar la
importancia de las propiedades mecánicas. Los crisoles de acero dulce y los de aceros
inoxidables y refractarios mostraron comportamientos inaceptables tanto para la
utilización industrial como para simple de laboratorio. Unas pocas utilizaciones a
temperaturas de 850°C conducían a la perforación del crisol y a pérdidas de peso
inaceptables como resultado de la corrosión generalizada. Es de destacar que la
corrosión en el crisol a la altura de la superficie libre del bórax fundido conducía a un
108
"escalonamiento" en el crisol de más de Imm, producido por un único tratamiento.
Igualmente el ataque por corrosión química a alta temperatura de las paredes exteriores
del crisol se mostraba como otro factor no despreciable a la hora de elegir el material.
Los mejores resultados se obtuvieron con un crisol fabricado por moldeo con una
fundición de tipo "silal" de la siguiente composición química:
%C 2.5
%Si 6
%Mn 0.5
%P 0.04
%S 0.02
En primer lugar debe indicarse que estas fundiciones son del tipo gris ferrítica
con carbono tipo ínterdendrítico. Su utilización industrial está justificada por su buena
resistencia a la corrosión a alta temperatura, no sufrir problemas de "hinchamientos" por
calentamientos repetidos a estancias prolongadas a temperatura, excelente colabilidad y
aceptable resistencia mecánica (10-16 kg/mm ).
El alto contenido en silicio de esta fundición justifica también la elección de este
material, ya que se sabe que las aleaciones férreas altas en silicio no se boran o lo hacen
con mucha dificultad, lo que evita un horado del crisol que se traduzca en una alteración
del horado de la pieza.
109
Por último, con respecto al calentamiento se efectuó en un homo de mufla con
resistencias eléctricas. Para evitar la rápida corrosión de las resistencias por el bórax es
aconsejable disponer el crisol con tapa, y utilizar bórax previamente fundido con objeto
de no precisar adiciones de bórax en polvo al crisol para su llenado, lo que da lugar al
vertido de bórax sobre las resistencias de la solera en caso de disponer el homo de ellas.
Más aconsejable que las muflas paralelepipedas son las muflas cilindricas con
resistencias aisladas del crisol. Al realizarse el tratamiento durante varias horas en un
baño líquido de sales fundidas no existe riesgo de heterogeneidades térmicas aún
teniendo en cuenta la alta viscosidad del baño fundido. Con respecto a la viscosidad del
baño se ha mantenido la del bórax fundido, sin tratar de disminuirla utilizando
diluyentes como es práctica común en los tratamientos termoquímicos.
Para la práctica industrial será aconsejable disminuir la viscosidad del baño
fundido con objeto de reducir al mínimo las sales pegadas a la pieza tras el tratamiento y
por tanto, facilitar su limpieza por los métodos que más adelante se explican.
Al igual que en otros tratamientos termoquímicos es muy conveniente disponer,
junto a la pieza a tratar, probetas testigo de idéntico material y que, sacadas tras los
tiempos oportunos del baño, muestran el avance real del tratamiento.
Es importante indicar que, como ya se ha dicho antes, aluminio por su mayor
densidad se deposita en el fondo del crisol y que las probetas no deben estar en contacto
110
con el aluminio pues éste impediría la boración. Para ello debe evitarse que las probetas
toquen el fondo del crisol, bien disponiendo un enrejado o por cualquier otro
procedimiento que se juzgue oportuno.
3.2.1.- PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS
Para la boración se han utilizado probetas cilindricas obtenidas de redondo
calibrado de 15 mm de diámetro. Inicialmente, y como ya se dijo anteriormente, se
boraron probetas de los siguientes aceros de construcción
%C %Mn %Si %P %S %N¡ %Cr %Mo
F-1110 0'15 0'55 0'30 <0'035 <0'035
F-1140 0'45 0'65 0'30 < 0'035 < 0'035
F-127 0'35 0'70 0'27 <0'035 <0'035 1'80 0'80 0'25
Puede decirse que estos aceros se utilizaron para la puesta a punto del proceso de
boración: material del crisol, composición del baño, temperaturas y tiempos más
adecuados, etc. Una vez comprobada la viabilidad del procedimiento con los tres aceros
citados, se desarrolló el método experimental utilizando exclusivamente el acero F-
1140.
111
Las probetas se obtenían por tronzado del redondo sin medidas especiales de
refrigeración, dadas las dimensiones del redondo y que la temperatura del tratamiento de
boración es muy superior a la que se podía alcanzar durante el tronzado.
Las dimensiones de las probetas obtenidas eran de 15 mm de diámetro y 15 mm
de altura. Una vez cortadas y eliminadas las posibles rebarbas las probetas se chorreaban
con arena de granulometría 80-90 AFA (American Foundry Asociation) con objeto de
obtener una rugosidad adecuada y similar para todas ellas. De los perfiles de rugosidad
obtenidos se deduce que la rugosidad alcanzada es de 4,5 Rms.
Una vez boradas las probetas se sacan del baño líquido y se enfi-ían al aire
tranquilo quedando recubiertas de una capa de ácido bórico de consistencia parecida a la
de un cristal. Este ácido bórico es muy frágil y podría eliminarse por chorreado con
arena, aunque se correría el riesgo de desconchar la capa horada en las zonas más
críticas: esquinas, entallas, etc. Por ello se prefirió eliminarlo por disolución en agua
hirviendo durante 15 minutos. Este tratamiento, por su baja temperatura, no afecta ni a
la estructura del acero ni a las características de la capa horada.
3.2.2.- TRATAMIENTOS EFECTUADOS
Con objeto de establecer la cinética de la boración, con este procedimiento de
baño de bórax fundido sin electrólisis, se efectuaron un conjunto de tratamientos entre
825°C y 900°C, de 25° en 25°C, con diferentes tiempos comprendidos entre 1 y 7 horas,
112
tomados de hora en hora. En conjunto se reaUzaron un total de 28 tratamientos
utilizando en cada uno de ellos tres probetas.
Los resultados obtenidos en cada tratamiento son, pues, la media de los valores
determinados en las tres probetas.
El criterio de selección de tiempos y temperaturas viene determinado por los
condicionantes prácticas del procedimento. En cuanto a las temperaturas se comprobó
experimentalmente que el baño de bórax fundido era sumamente viscoso para una
temperatura de 800°C, lo que conlleva un exceso de sales depositadas sobre las
probetas, con el coste económico que ello conlleva en la práctica industrial, y
dificultades para la introducción y extracción de las probetas en el baño.
Lógicamente podía disminuirse la viscosidad del baño por adición de diluyentes,
pero la menor cinética obtenida a temperaturas más bajas desaconsejó esa gama de
temperaturas.
En cuanto a los tiempos utilizados era lógico empezar por un tiempo de una hora
y ver la evolución de la boración de hora en hora para obtener la cinética del proceso a
cada temperatura. La estancia máxima de siete horas vino fijada por las primeras
pruebas efectuadas que mostraron que la saturación con boro se producía alrededor de
las seis horas de mantenimiento a temperatura.
113
3.3.- OBSERVACIÓN METALOGRAFICA DE PROBETAS
Ya se indicó anteriormente que las probetas utilizadas en la boración eran
cilindros de 15 mm de diámetro y 15 mm de altura obtenidos de barra calibrada de acero
F-1140.
Para la preparación de probetas metalográficas para observación en microscopía
óptica de la capa borada podían utilizarse dos procedimientos: el corte transversal del
cilindro mediante tronzadora metalográfica o el que se indicará más adelante que fue el
finalmente adoptado.
La razón de desechar el método habitual de tronzado transversal reside en la
dificultad de cortar capas de dureza bastante superior a 1000 HV sin que se produzcan
desconchamientos de la capa borada. Un método alternativo que evita totalmente estos
desconchamientos consiste en el siguiente: se encapsula la probeta en resinas,
preferiblemente del tipo termoendurecible y de alta dureza, con una generatriz tangente
a la base metálica del molde de la prensa metalográfica. Una vez obtenida la pastilla se
elimina con una desbastadora de cinta, procurando evitar los calentamientos, el material
necesario para llegar a una morfología de la probeta como la indicada en la figura 44.
No es preciso desbastar mucho material pues, como puede observarse en la figura 44,
con sólo 0,5 mm de desbaste se descubren 5,38 mm en cada una de las bases de la
probeta cilindrica de acero, longitud más que suficiente para el análisis metalográfico y
la medida de microdurezas.
114
La zona blanca corresponde a la zona horada mientras que la obscurecida es la
no afectada por el tratamiento y atacada por el nital-3 como reactivo de ataque.
Con este procedimiento, incluso menos penoso y costoso que el tronzado clásico,
se evitaron totalmente los desconchamientos de la capa horada y como dato valioso
añadido se podían observar los efectos de esquina.
7min
7,5 mm
Figura 44: Esquema de la probeta preparada para observación metalográfica
Como reactivo de ataque se utilizó siempre el nital-3 que permite resaltar
suficientemente la estructura del acero frente al blanco típico de la capa horada. Debe
resaltarse que la capa horada, con los espesores obtenidos, es distinguible a simple vista.
115
Aquí debe indicarse también que el hecho de la elección del acero F-1140 frente
a los F-1110 y F127, vino motivada también por ofrecer capas horadas más uniformes
que los otros dos.
La observación por microscopía óptica se realizó con un microscopio
OLYMPUS VANOX-T que está dotado de cámara de vídeo HITACHI VK-C150ED
que permite obtener microfotografías con una videoimpresora en color HITACHI VY-
150, además de los métodos tradicionales de fotografía tradicional o polaroid.
Igualmente la cámara está conectada a un captador de imágenes digital SNAPPY
LOGITECH que digitaliza las imágenes del microscopio óptico en color y las envía a un
ordenador que mediante el software apropiado las capta y almacena en disco.
Este software de captura da la posibilidad de capturar imágenes de diferentes
tamaños y de retocar la luz, el contraste, los colores, etc.
Una vez elegida una configuración esta se mantuvo para todas las
fotomicrografías.
Todas la fotomicrografías que se incluyen en esta tesis han sido obtenidas con el
dispositivo SNAPPY y capturadas por ordenador.
116
3.4.' MEDIDA DEL ESPESOR DE LAS CAPAS BORADAS
El método habitual para determinar espesores de capas mediante análisis
metalográfico es la medida directa con micrómetro del espesor de diversos puntos y la
obtención de la media de las diferentes medidas.
La posibilidad que proporciona hoy día el análisis de imagen hacían más
aconsejable el determinar el espesor de capa a través de la medida directa del área de la
capa horada, obtenida en las dos bases del cilindro, pues resulta más exacta al afectar a
una mayor superficie y no ser medidas puntuales muy dependientes de las
irregularidades de espesor de la capa. En cualquier caso, en esta tesis, se han utilizado
ambos métodos al mismo tiempo pues así se incrementa el número de medidas y se
obtem'an para el espesor resultados ponderados más exactos.
Figura 45: acero F-1140 atacado con nital-3
117
Para la determinación del área de la capa horada mediante análisis de imagen se
necesita una imagen binarizada (blanco-negro), en la que el blanco corresponde a la
capa horada y el negro al acero no horado. El ataque con nital del F-1140 conduce a una
microestructura, como la de la figura 45, que una vez binarizada (figura 46) presenta
puntos blancos en la zona no horada y que, por tanto, conduce a medidas erróneas.
Figura 46: fotomicrografía binarizada
Figura 47: Fotomicrografía retocada
Estos puntos blancos pueden eliminarse retocando manualmente la imagen
(figura 47), o bien se puede atacar la probeta con un reactivo que ennegrezca sólo el
118
acero no horado. Este reactivo puede ser el ácido clorhídrico (1:1) actuando en tiempos
del orden del minuto, de esta forma se hace innecesario el retocado manual sin afectar al
blanco correspondiente a la capa horada.
En el siguiente ejemplo, correspondiente a la zona 2 de la proheta 1 tratada a
850°C, se muestra el espesor conseguido al caho de los diferentes tiempos medido por
los dos procedimientos indicados: medida directa o a través del área.
horas
1 2 3 4 5 6 7
espesor ( m) (directa)
30 55 85 100 110 120 140
espesor ( in) (área) 30.01 55.95 90.25 100.01 106.58 121.25 140.21
3.5.- MEDIDA DE MICRODUREZAS
En capas superficiales de pequeño espesor es ohligada la medida de
microdurezas Vickers para determinar la dureza conseguida. En este caso se empleó un
microdurómetro SfflMADZU A-108.
La escala utilizada fue la HV0,3 con 10 s de aphcación de carga.
119
En todas las probetas la dureza se calculó como media de los valores obtenidos
en tres improntas, y en cada una de éstas como media del valor de las dos diagonales de
la huella.
Igualmente se determinó para cada probeta la variación de dureza en función de
la distancia a la superficie.
3.6.- ENSAYOS DE CORROSIÓN
Uno de los objetivos de esta tesis era cuantificar la influencia que la boración
tiene en el comportamiento frente a la corrosión electroquímica del acero en diferentes
medios, debido a la escasísima o nula información que sobre ello existe en la
bibliografía.
Como ensayo se eligió el de la pérdida de peso tras inmersión en el medio
considerado un cierto tiempo a temperatura ambiente.
Para la realización del ensayo se utilizaron probetas cilindricas de 15 mm de
diámetro y altura cercana alos 10 mm, previamente boradas en idénticas condiciones a
las descritas anteriormente. Como tratamiento se eligió el de 850°C durante 7 horas que
proporcionaba espesores de capa próximos a los 130 |j,m.
120
Como probetas de comparación se utilizaron probetas similares a las anteriores,
en dimensiones y acabado superficial, pero no boradas.
Cada grupo de tres probetas utilizdas de una y otra clase (boradas y no boradas)
se sumergían en cristalizadores de vidrio de 93 mm de diámetro que contenian 237 cm
del reactivo. Tras una semana (168 horas) de inmersión se limpiaban adecuadamente
para eliminar la capa corroída y se pesaban en una balanza de precisión para determinar
la pérdida de peso.
Los 18 medios empleados fueron:
• Ácido clorhídrico concentrado (37%)
• Ácido clorhídrico 1:1
• Ácido fluorhídrico concentrado (40%)
• Ácido fluorhídrico 1:1
• Ácido fosfórico concentrado (85%)
• Ácido fosfórico 1:1
• Ácido nítrico concentrado (65%)
• Ácido nítrico 1:1
• Ácido sulfúrico concentrado (96%)
• Ácido sulfúrico 1:1
• Agua regia (3 CIH + NO3H)
• Mezcla sulfonítrica 50:50
121
• Ácido acético glacial concentrado
• Hidróxido de potasio 50%
• Hidróxdo sódico 50%
• Amoniaco concentrado (5%)
• Cloruro férrico 50%
• Cloruro sódico saturado
122
4.- RESULTADOS ÉXPERIMENTALlES
4.1.- MICROESTRUCTURA DE LAS PROBETAS BORADAS
Las micrografías siguientes muestran las estructuras obtenidas tras los veintiocho
tratamientos efectuados.
Para cada temperatura se muestran conjuntamente las microestructuras
correspondientes a los diferentes tiempos empleados, loq ue permite tener una idea de
conjunto del aumento del espesor de la capa horada con el tiempo. Luego se incluyen
con mayor ampliación, separadamente, las fotomicrografías de cada una de las
veintiocho probetas características.
Las fotomicrografías muestran que la capa blanca horada está formada por el
horuro Fe2B con estructura columnar característica, exenta del boruro FeB indeseables
por su fragilidad, dando lugar a una capa del tipo "abierto".
Bajo la capa blanca horada aparece un sustrato oscurecido que se revela como
una estructura tipo fundamentalmente perlítico casi exenta de ferrita libre. Este sustrato
eutectoide, enriquecido en carbono con respecto al del acero base, es consecuencia de la
difusión inversa o ascendente del carbono para dar lugar a ferrita libre necesaria para
formar el boruro Fe2B.
123
Por debajo del sustrato se encuentra la estructura ferrítico-perlítica típica del
estado normalizado del acero F-1140 empleado en el tratamiento.
124
4.1.1- MICROGRAFIAS DE LAS PROBETAS BORADAS
125
4.1.1.1.- MICROGRAFIAS DE LAS PROBETAS BORADAS A SIB^C
126
]
00
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
825 X
1 h
31,72 i m
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
825 °C
2 h
54,56 ]xm
so
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
825 X
3 h
72,09 |Lim
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
825 X
4 h
88,62 ^m
o
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
825 °C
5 h
90,64 ^m
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
825 X
6 h
97,42 [xm
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
825 X
7 h
101,37 |im
4.1.1.2.- MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 850°C
132
°c^
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
850 X
1 h
30,29 lam
•' - ^ - • • • > . V ' , ' . •,- * V - - ^ • . ' * , - ^ - - : . - • . : » • • * • -
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
850 X
2 h
58,04 jam
U i
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
850 X
3 h
90,55 |im
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
850 X
4 h
100,12 i m
^
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
850 °C
5 h
104,79 |am
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
850 X
6 h
119,54 |Am
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
850 X
7 h
137,07 |um
4.1.1.3.- MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A STS^C
138
)
^^••^;rf..a»F^^x:pT^\ fimmmmmimim ^¡mmmmm^...,.^.^
so J
ü
J
f'^-k
t
' '^•' '-L^.'l^éfZ:'-**^^':*.''}
..-ÍÜI.
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
875 °C
1 h
32,23 |am
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
875 °C
2 h
62,12 ^m
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
875 °C
3 h
93,3 i m
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
875 °C
4 h
101,32 im
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
875 X
5 h
112,36 |um
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
875 X
6 li
129,31 im
4^
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
875 °C
7 h
136,02 i m
4.1.1.4.- MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A SOO C
144
)
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
900 X
1 h
33,73 |um
$;
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
900 °C
2 h
66,47 |im
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
900 X
3 h
93,15 ^m
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
900 X
4 h
114,58 |.im
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
900 X
5 h
136,56 |im
00
tm
m -*
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... j^Ví. tf'ilPjí/i 1
É g U | á b | | y | | | ^ _ ^
¿¿¿i''"''
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
900 X
6 h
139,14 [im
Aumentos:
Temperatura:
Tiempo:
Espesor:
x200
900 X
7 h
153,69 ^m
4.2.- ESPESOR DE LAS CAPAS BORADAS
Para cada una de las tres probetas empleadas en cada uno de los veintiocho
tratamientos, se han determinado el espesor de la capa de Fe2B por los dos
procedimientos indicados anteriormente: medida directa con micrómetro y a través del
área de la capa, y en ambos casos en las dos bases de las probetas cilindricas empleadas.
En las tablas obtenidas para cada temperatura se dan las medidas de estos valores
para los diferentes tiempos. Los gráficos permiten una mejor estimación de los valores
calculados.
La variación del espesor con el tiempo se ha representado para cada temperatura,
efectuándose el ajuste a una ley de tipo e = k-t'' .
150
4.2.1.- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS
151
4.2.1.1.- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA SaS C
152
825 °C
MEDIDA DE ÁREAS
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
1-1 0
35,21 59,9 73,2
89,43 90,65 99,03 102,68
1-2 0
32,31 52,45 72,35 90,12 90,12 98,56 103,25
2-1 0
33.25 57,52 73,25 91,21 91,25 98,32 102,14
2-2 0
31,25 57,48 71,25 89,99 92,15 97,54 103,21
3-1 0
31,02 52,36 73,21 87,56 93,21 99,95 101,98
3-2 0
32,56 60,01 76,85 90,12 90,31 95,64 103,12
MEDIA 0
32,60 56,62 73,35 89,74 91,28 98,17 102,73
MEDIDA DE ESPESORES
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
1-1 0 30 50 70 80 80 90 100
1-2 0 30 50 70 90 90 100 100
2-1 0
35 55 70 90 90 100 100
2-2 0
30 55 70 90 95 95 100
3-1 0
30 50 70 85 95 100 100
3-2 0
30 55 75 90 90 95 100
MEDIA 0,00
30,83 52,50 70,83 87,50 90,00 96,67 100,00
TIEMPO horas
1 2 3 4 5 6 7
ESPESORES MEDIOS
31,72 54,56 72,09 88,62 90,64 97,42 101,37
153
825 °C
i
í
MEDIDA DE ÁREAS
2-1 2-2 3-1
probeta-zona
MEDIA
horas
I
1-1
MEDIDA DE ESPESORES
1-2 2-1 2 2 3-1
probeta-zona
MEDIA
horas
154
ESPESORES MEDIOS
120,00 T
100,00 -
«" 80,00
20,00
0,00
tiempo (horas)
100 -
<fí (O Ü
E o (O 0) Q. O)
4.2.1.2.- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA SSO C
157
850 "C
MEDIDA DE ÁREAS
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
1-1 0
31,25 65,51 98,65 102,78 105.82 122,15 145,29
1-2 0
30,01 55,95 90,25 100,01 106.58 121,25 140,21
2-1 0
31.02 60.14 92.14 101.47 105,14 120,12 142,31
2-2 0
30.02 59,65
91 99,95 102,41 121,24 139,52
3-1 0
30,12 58,95 89,96 102,14 104,25 123,21 132,51
3-2 0
31,01 61,25 89,54 100,12 103,25 121,56 130,01
MEDIA 0
30,57 60,24 91,92 101,08 104,58 121,59 138,31
MEDIDA DE ESPESORES
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
1-1 0
30 50 90 100 110 110 135
1-2 0 30 55 85 100 110 120 140
2-1 0
30 55 90 100 100 120 140
2-2 0
30 60 90 95 100 120 135
3-1 0
30 60 90 100 100 120 135
3-2 0
30 55 90 100 110 115 130
MEDIA 0.00
30,00 55,83 89,17 99,17 105,00 117,50 135,83
TIEMPO horas
1 2 3 4 5 6 7
ESPESORES MEDIOS
30,29 58,04 90,55 100,12 104,79 119,54 137,07
158
850 °C
MEDIDAS DE ÁREAS
2-2
probeta-zona
MEDIA
horas
140
0) Q. 0)
40
20
0 * -1-1
MEDIDAS DE ESPESORES
1-2 2-1
-A———
22
probeta-zona
3-1 32 MEDIA
horas
159
ESPESORES MEDIOS
Os O
20,00
0.00 6
tiempo (horas)
ON
140 -
120 -
100 (ñ (ü L-Ü
E ^ o (0 0) Q. (0 0
80
60
40 -
20 -
O*
4.2.1.3.- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 875°C
162
875 °C
MEDIDA DE ÁREAS
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
1-1 0
31,23 61,25 91,84 99,27 115,78 124,73 142,56
1-2 0
37,73 62,31 92,12 100,14
128 112,37 132,56
2-1 0
34,13 65,21 94,22 104,71 110,01 125,12 142,56
2-2 0
36,33 60,21 90,47 105
107,9 126,97 125.48
3-1 0
34,8 61,23 92,71 102,5 112,31 145,26 136,52
3-2 0
32,5 65,21 93,27 104,27 109,29 152,22 142,53
MEDIA 0
34,45 62,57 92,44 102,65 113,88 131,11 137,04
MEDIDA DE ESPESORES
horas 0 1 2 3 4 5 6
1-1 0 30 60 90 100 110 120
1-2 0
30 60 95 100 120 115
2-1 0
30 65 100 100 110 120
2-2 0
30 60 95 100 105 125
3-1 0
30 60 90 100 110 140
3-2 0
30 65 95 100 110 145
MEDIA 0,00
30,00 61,67 94,17 100,00 110,83 127,50
7 140 130 140 130 130 140 135,00
TIEMPO horas
1 2 3 4 5 6 7
ESPESORES MEDIOS
32,23 62,12 93,30 101,32 112,36 129,31 136,02
163
875 °C
MEDIDAS DE ÁREAS
2-1 2-2 3-1
probeta-zona
MEDIA
O
1
2
3
4
»—5
1—6
fc-7
horas
MEDIDAS DE ESPESORES
horas
2-2
probeta-zona
MEDIA
164
ESPESORES MEDIOS
140,00 T
120,00
100,00 -M
I 80,00
« 60,00 a (O
tiempo (horas)
D i
a
i • 1
ü O
00
D \
_L
CÓ 1 O 1
' 1 II 1
0 1
D \
D
1 1 1
\ °
. 1 .
a
1 ' 1 " ^
-
a _
-
00
- CD
(O
- ' ^
- CM
O O O O O O O ' ^ CM O 00 CD -^ CN
é O O
(SBJOILU) J0S9dS9
166
4.2.1.4.- ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA SOO C
167
900 °C
MEDIDA DE ÁREAS
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
1-1 0
31,92 80,24 109.3 118,03 158,9 155,44 166,08
1-2 0
35,27 59,2 87
112,01 138,98 161,95 197,52
2-1 0
33,54 74 84
112,13 152,21 131,93 150,82
2-2 0
36,25 72,03 109,95 133,71 162,13 170,21 156,21
3-1 0
32,65 65,07 92,31 128,74 131,21 148,12 162,55
3-2 0
40,17 62,09 100,27 130,38 140,27 " 127,02 141,12
MEDIA 0
34797 68,77 97,14 122,50 147,28 149,11 162,38
MEDIDA DE ESPESORES
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
1-1 0
30 75 100 105 130 125
1-2 0
30 60 80 105 120 130
2-1 0
30 65 90 105 125 125
2-2 0
35 65 90 110 130 135
3-1 0
30 60 85 105 125 130
3-2 0
40 60 90 110 125 130
MEDIA 0,00
32,50 64,17 89,17 106,67 125,83 129,17
150 150 140 150 140 140 145,00
TIEMPO horas
1 2 3 4 5 6 7
ESPESORES MEDIOS
33,73 66,47 93,15 114,58 136,56 139,14 153,69
168
900 °C
0 4 -1-1
MEDIDA DE ÁREAS
1-2 2-1 2 2
probeta-zona
3-1 32 MEDIA
horas
MEDIDAS DE ESPESOR
2-2
probeta-zona
3-2 MEDIA
horas
169
ESPESORES MEDIOS
o
tiempo (horas)
160
140 -
4.2.1.5.- RESUMEN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS
172
RESULTADOS DE LOS TRATAMIENTOS DE BORACIÓN
horas 0 1 2 3 4 5 6 7
825 °C 0,00
31,72
54,56
72,09
88,62
90,64
97,42
101,37
850*>C
0,00
30,29
58,04
90,55
100,12
104,79
119,54
137,07
875°C 0,00
32,23
62,12
93,30
101,32
112,36
129,31
136,02
900°C 0,00
33,73
66,47
93,15
114,58
136,56
139,14
153,69
160,00
140,00
120,00
100,00
80,00
60,00
40,00
20,00
0,00
173
150 =
-ío 100 as Ü
o (/) (D Q. (O 0) 50
O O 4
t (horas)
A
•
825°C 850°C 875°C 900°C
8
4.3.- MICRODUREZA DE LAS CAPAS BORADAS
Las microdurezas de las capas blancas de Fe2B, así como las del sustrato
perlítico, se expresan en los dos cuadros siguientes.
La dureza media obtenida es de 1390 HV0,3, mientras que la dureza del sustrato
es de 232 HV, siendo la del acero no afectado por el tratamiento de 192 HV, típica del
estado normalizado.
Además, se ha hecho la comparación porcentual de pérdida de peso entre las
probetas horadas y las no horadas. Un resultado positivo supone una mejor respuesta
frente a la corrosión de las probetas horadas con respecto al acero desnudo.
Igualmente se incluye un gráfico de barras que expresa las pérdidas de peso de
las probetas, horadas o no, y la media de las pérdidas.
175
4.3.1.- MEDIDAS DE MICRODUREZAS OBTENIDAS
176
TEMPERATURA
825
850
875
900
1
23
22
22
20
20
19
18
18
19
19
19
18
2
23
21
21
17
19 20
18 19
20
18
17
19
3
21
20 20
18
17
19
17
19
20
17
20
19
h
4
23
22
21
18
19
20
20
17
19
19 20
19
5
21
20
21
20
18 19
20 20
20
18
20
19
6
20
20
19
19
19 20
20 18
17
17
18
20
7
20
21
20
19
19 20
18
20
19
19
19
20
MEDIA: 19,40476
DUREZA: 1390 HV
*-1350HV
232 HV
-192HV
177
4.4.- PERDIDA DE PESO EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN
En las páginas siguientes se muestran las pérdidas de peso absolutas y
porcentuales comparativas entre probetas boradas y no boradas.
Las páginas siguientes están estructuradas de la siguiente manera: la primera
tabla indica las dimensiones en milímetros de las tres probetas boradas (P1,P2,P3) y de
las otras tres no boradas (P4,P5,P6); la segunda tabla recoge los pesos, hasta las
diezmilésimas de gramo, de ambos conjuntos de probetas; por último, en la tercera tabla
se muetran las pérdidas de peso, en gr/mm -h, de cada probeta y la media de estos
valores para cada conjunto.
178
4.4.1- RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN
179
Reactivo: Acido clorhídrico concentrado 37%
P1
P2
P3
DIÁMETRO
13,9
13.9
14,9
ALTURA
10,7
10,5
11,8
DIÁMETRO
15
15
14,9
ALTURA
12
11,5
11,2
P4
P5
P6
Sup. (mm^)
770,3519
761,6227
900,6305
P1
P2
P3
t(horas): 168
Bo radas
Antes
12,7955
12,5463
16,044
Después
12,0208
11,9762
15,843
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes
16,3958
15,9248
15,3763
Después
15,3046
14,8612
14,3181
P4
P5
P6
Sup. (mm^)
918,45
894,9
872,5589
P1
P2
P3
M
Pérdida por corrosión g/fimm'
Boradas
5,98598E-06
4,45556E-06
1,32843E-06
3,92332E-06
No boradas
7,07196E-06
7,07448E-06
7,21878E-06
7,12174E-06
P4
P5
P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,82
8,0E-O6 -
7,0E-06 -
6,0E-06
5,0E-06 -(fí < Q 4,0E-06 -Oí
0. 3,0E-06 -
2,OE-06 -
1,OE-06 -
rví!??^
^^J
BORADAS NO BORADAS
180
Reactivo: Acido clorhídrico 1:1
P1 P2 P3
DIÁMETRO
14,6 13,9 14,9
ALTURA
12,5 10,5 11,3
DIÁMETRO
14,9 13,9 14,9
ALTURA
12,1 11,9 11,6
P4 P5 P6
Sup. (mm^)
907,7112 761,6227 877,2375
P1 P2 P3
t(horas): 168
Bo radas
Antes
16,2296 12,3369 15,3122
Después
15,9243 11,3785 15,1094
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes
16,6478 14,2369 15,9939
Después
14,6493 9,8857 13,4524
P4 P5 P6
Sup. (mm* )
914,6663 822,7271 891,2733
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm ^
Boradas 2,00203E-06 7,49027E-06 1,37607E-06
3,62279E-06
No boradas 1,30057E-05 3,14807E-05 1.69734E-05
2,04866E-05
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 5,65
3.5E-05 -r
3,0E-05 • •
2,5E-05
3 2,0E-05 -9 Q
•^ 1,5E-05 •
1,0E-05 -•
o,oE+oa J — ^ — BORADAS NO BORADAS
181
Reactivo: Ácido fluorhídrico concentrado 40%
P1
P2
P3
DIÁMETRO
14
13,9
13,9
ALTURA
10,9
11,2
10,8
DIÁMETRO
14,9
14,9
14,9
ALTURA
11,8
11,8
11,8
P4
P5
P6
Sup. (mm' ) 786,884
792,1749 774,7165
P1 P2 P3
t(horas): 168
Botadas
Antes 12,8947 13,2663 12,4566
Después 11,3774 11,3971 10,5796
TCC): Ambiente
No boradas
Antes 16,2522 16,0576 16,1897
Después 12,8165 12,6274 12,6672
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 900,6305 900,6305 900,6305
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm"
Boradas 1,14776E-05 1,40451E-05 1,44216E-05
1,33148E-05
No boradas 2,2707E-05 2,26706E-05 2,32806E-05
2,28861 E-05
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,72
2,5E-05 T
2,0E-05
„ 1,5E-05 " < O a m ^ 1,0E-05
5,0E-06 -
0,OE+00 BORADAS NO BORADAS
182
Reactivo: Acido fluorhídrico 1:1
P1
P2
P3
DIÁMETRO
13,9
14
14,9
ALTURA
11,5
10.8
11,4
DIÁMETRO
13,9
13,9
14,9
ALTURA
12,3
10,3
12
P4
P5 P6
Sup. (mm^) 805,2687 782,488
881,9161
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 13,3935 12,8166 15,7259
Después 12,6011 12,1661 14,6506
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes 14,6968 12,3541 16,3893
Después 12,5972 11,4826 13,7449
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 840,1855 752,8935 909,9877
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/fimm
Boradas 5,85726E-06 4,94835E-06 7,2576E-06
6,02107E-06
No boradas 1,48748E-05 6,89008E"06 1,72975E-05
1,30208E-05
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 2,16
2,0E-O5 T
1,8E-05
1,6E-05
1,4E-05
« 1,2E-05 4
g 5 1,0E-05 --ce ^ 8,0E-06 --
BORADAS NO BORADAS
183
Reactivo: Ácido fosfórico concentrado (85%)
P1
P2
P3
DIÁMETRO
14,9
14,9
14,9
ALTURA
11,7
12
12
DIÁMETRO
14,9
13,9
13,9
ALTURA
11,1
11,6
10,9
P4
P5
P6
Sup. (mm^) 895,9519 909,9877 909,9877
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 15,6739 16,3001 16,4591
Después 15,4627 16,0541 16,3699
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes 15,2781 13,9284 12,9929
Después 15,022
13,7846 12,8558
P4 P5 P6
Sup, (mm )
867,8803 809,6333 779,0811
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm"
Boradas 1,40314E-06 1,60913E-06 5,83472E-07
1,19858E-06
No boradas 1,75647E-06 1,05721 E-06 1,04748E-06
1,28705E-06
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,07
BORADAS NO BORADAS
184
Reactivo: Ácido fosfórico 1:1
P1 P2 P3
DIÁMETRO
14,9 14,9 14,9
ALTURA
12 11.9 11,4
DIÁMETRO
13,9 13,9 13,9
ALTURA
10,5 10,1 11,4
P4 P5 P6
Sup. {mm } 909,9877 905,3091 881,9161
P1 P2 P3
t{horas): 168
Boradas
Antes 16,5512 16,5564 15,5664
Después 15,3519 15,7093 14,9461
T("C): Ambiente
No boradas
Antes 12,8368 12,0786 13,6884
Después 11,6727 11,0605 12,5316
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 761,6227 744,1643 800,9041
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm'
Boradas 7,84482E-06 5,56966E-06 4,18664E-06
5,86704E-06
No boradas 9,0979E-06 8,14352E-06 8,59743E-06
8,61295E-06
PA P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,47
1,0E-05 T
9,0E-06
8,0E-06
7,0E-06
(O 6,0E-06 < 5 5,0E-06
^ 4,0E-06
3,0E-06
2,0E-06 -
1,0E-06 -
0,0E+00 BORADAS NO BORADAS
185
Reactivo: Ácido nítrico concentrado (65%)
P1 P2 P3
DIÁMETRO
14,9
13,9
14,9
ALTURA
11,4
10,1
11,8
DIÁMETRO
14,9
14,9
14,9
ALTURA
11,7
10.5
11,1
P4 P5 P6
Sup. (mm^)
881,9161
744,1643
900,6305
P1 P2 P3
t(horas): 168
Bo radas
Antes 15,625
11,9521 16,0885
Después 14,7175 11,7223 15,4722
T{°C): Ambiente
No horadas
Antes 16,0132 14,7628 15,3489
Después 15,9815 14,7161 15,3118
P4 P5 P6
Sup. (mm ) 895,9519 839,8087 867,8803
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm
Boradas 6,12506E-06 1,83811E-06 4,0732E-06
4,01212E-06
No boradas 2,10603E-07 3,30999E-07 2,54451 E-07
2,65351 E-07
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 0,07
7,0E-06 -
6,0E-06 -
5,0E-06 -
2[ 4,0E-06 -O a ce •g 3,0E-a6
2,0E-06 •
1.0E-06 -
¿-¿'"S
m
É^^^-^H A'.'.W'i'T.'.r.^^^H
W?^
MM^M^^ñ Ifv' SI
BORADAS NO BORADAS
186
Reactivo: Acido nítrico 1:1
P1
P2
P3
DIÁMETRO
13,9
14,9
13,9
ALTURA
14,2
12
12,9
DIÁMETRO
13,9
13,9
13,9
ALTURA
11,1
11,5
10,5
P4
P5
P6
Sup. (mm* )
923,1129
909,9877
866,3731
P1
P2
P3
t(horas): 168
Boradas
Antes
16,8433
16,1923
14,93
Después
4,176
4,5082
4,4937
T Í X ) ; Ambiente
No boradas
Antes
13,3297
13,7806
12,6105
Después
8,3843
6,9613
8,0065
P4
P5
P6
Sup. (mm )
787,8103
805,2687
761,6227
P1
P2
P3
M
Pérdida por corrosión g/htnm'
Boradas
8,16808E-05
7,64276E-05
7,17022E-05
7,66035E-05
No boradas
3,73655E-05
5,04069E-05
3,59821 E-05
4,12515E-05
P4
P5
P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 0,54
9,0E-05 -
8.0E-05 -
7,0E-05 -
6,0E-05 -
(fí < 5,0E-05 -O •S 4,0E-05 -
3,0E-05
2,0E-05 •
1,0E-05 -
^
• _•_ ü ^ M ^ ^ r ^ ^ ^ l
• 1 1 BORADAS NO BORADAS
187
Reactivo: Ácido sulfúrico concentrado (96%)
P1 P2 P3
DIÁMETRO
15 13,9 13,9
ALTURA
12,3 10,5 11,5
DIÁMETRO
14,9 14,9 13,9
ALTURA
10,8 11,3 9,7
P4 P5 P6
Sup- {mm ) 932,58
761,6227 805,2687
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 16,9273 12,5618 13,5386
Después 16,906
12,5474 13,5282
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes 14,8312 15,4464 11,5047
Después 14,823
15,4383 11,4931
P4 P5 P6
Sup. (mm ) 853,8445 877,2375 726,7059
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm'
Boradas 1,35952E-07 1,12542E-07 7,68747E-08
1,08456E-07
No boradas 5,71644E-08 5,49615E-08 9,50145E-08
6,9046BE-08
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 0,64
1,6E-07
1,4E-07
BORADAS NO BORADAS
188
Reactivo: Ácido sulfúrico 1:1
P1
P2
P3
DIÁMETRO
14,9
14,9
14
ALTURA
11,9
11,9
9,7
DIÁMETRO
14,9
14
13,9
ALTURA
11,9
10,7
10,2
P4
P5
P6
Sup. (mm^)
905,3091 905,3091 734,132
P1 P2 P3
t(horas): 168
Bofadas
Antes 16.3491 16,3051 11,6035
Después 16,3297 16,2887 11,5823
T(°C): Ambiente
No bofadas
Antes 16,0107 12,8956 12,1524
Después 15,8805 12,8049 12,0655
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 905,3091 778,092
748,5289
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/limm'
Boradas 1,27554E-07 1,0783E-07
1,71891E-07
1,35758E-07
No boradas 8,56061 E-07 6,93087E-07 6,91038E-07
7,46729E-07
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 5.50
9,0E-07 -
8,0E-07 -
7,0E-07 -
6,0E-07 •-
(0 < 5,OE-07 -O o .£ 4,0E-07 J
3,0E-07
2,0E-07 -
1,0E-07
H
1—1
BORADAS NO BORADAS
189
Reactivo: Agua regia
P1
P2
P3
DIÁMETRO
13,9
14
14,9
ALTURA
10,8
11,9
11,9
DIÁMETRO
13,9
13,9
14,9
ALTURA
10,4
11,5
12
P4
P5
P6
Sup. (mm^) 774,7165 830,844 905.3091
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 12,9711 14,191
16,2384
Después 5,1054 5,7368 6,9353
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes 11,9833 13,5167 16,4278
Después 4,3326 4,5603 6,5437
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 757,2581 805,2687 909,9877
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm
Boradas 6,04345E-05 6,05681 E-05 6,11676E-05
6,07234E-05
No boradas 6,01379E-05 6,62039E-05 6,46535E-05
6,36651 E-05
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,05
BORADAS NO BORADAS
190
Reactivo: Mezcla sulfonítrica 50:50
P1
P2
P3
DIÁMETRO
14,9
14,9
14
ALTURA
10,1
11,5
11,6
DIÁMETRO
15
14,9
14,9
ALTURA
11
10,7
11,6
P4
P5
P6
Sup. (tnm^) 821,0943 886,5947 817,656
P1 P2 P3
t{horas): 168
Boradas
Antes 13,5537 15,6865 13,7275
Después 13,5404 15,6726 13,7124
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes 15,2453 14,8213 15,8986
Después 15,2423 14,8194 15,8895
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 871,35
849,1659 891,2733
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm'
Boradas 9,6416E-08
9,33212E-08 1,09925E-07
9,98875E-08
No boradas 2,04937E-08 1,33184E-08 6,07745E-08
3,15288E-08
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 0.32
1,2E-07 T
1,OE-07
8,0E-08
< a a 6,0E-08 Oí •UJ
a 4,0E-08
2,0E-08 -
0,0E+00 BORADAS NO BORADAS
191
Reactivo: Acido acético glacial concentrado
P1
P2
P3
DIÁMETRO
14,9
14
14,9
ALTURA
12,2
13,5
11.8
DIÁMETRO
14,9
13,9
14
ALTURA
11,5
11
10
P4
P5
P6
Sup. (mm" ) 919,3449
901,18 900,6305
P1 P2 P3
t{horas): 168
Bo radas
Antes 16,5014 15,9723 16,1737
Después 16,4618 15,9266 16,1346
T{°C): Ambiente
No bo radas
Antes 15,8094 13,1462 11,6936
Después 15,7712 13,1074 11,6522
P4 P5 P6
Sup. (mm^)
886,5947 783,4457
747,32
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/fimm
Boradas 2,56394E-07 3,01853E-07 2,58417E-07
2,72221 E-07
No boradas 2,56465E-07 2,94791 E-07 3,2975E-07
2,93669E-07
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,08
3,5E-07 T
3,0E-07 --
2,5E-07
5 2,0E-07 -O Q
ce •^ 1,5E-07
1,OE~07 "
5,0E-O8
0,0E+00 BORADAS NO BORADAS
192
Reactivo: Hidróxido de potasio concentrado ( 50%)
P1 P2 P3
DIÁMETRO
14,9
14,9
14,9
ALTURA
11 11,8
10,8
DIÁMETRO
13,9
15 14
ALTURA
12,3
10,5
10,9
P4 P5 P6
Sup. (mm'^)
863,2017
900,6305
853,8445
P1 P2 P3
t(horas): 168
Botadas
Antes 15,2256 16,1625 14,7633
Después 15,1801 16,146
14,7533
T(°C): Ambiente
No botadas
Antes 14,6986 14,4565 12,9078
Después 14,6942 14,4523 12,9035
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 840,1855
847,8 786,884
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm'
Boradas 3,13754E-07 1,09051E-07 6,97127E-08 1,64173E-07
No boradas 3,11723E-08 2,94881 E-08 3,25273E-08
3,10626E-08
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 0.19
3,5E-07 ~
3,0E-07 -
2,5E-07 •
3 2,0E-07 -Q O Oí •^ 1,5E-07 -
1,0E-a7^
5,0E-08 -
' m
• •n 0,0E+00 ^ ' - ^ 1 1 — H — ^ . _. 1
BORADAS NO BORADAS
193
Reactivo: Hídróxido sódico concentrado ( 50%)
P1 P2 P3
DIÁMETRO
14,9 13,9 14,9
ALTURA
11,8 11,3 12
DIÁMETRO
13,9 14,9 15
ALTURA
12,9 11,7 12
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 900,6305 796,5395 909,9877
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 16,2069 13,4819 16,2101
Después 16,1935 13,4686 16,2079
TCC): Ambiente
No boradas
Antes 15,9917 15,9805 16,6327
Después 15,985
15,9794 16,6318
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 866,3731 895,9519
918,45
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/iimm ^
Boradas 8,85623E-08 9,93882E-08 1,43906E-08
6,7447E-08
No boradas 4,60321 E-08
7,308E-09 5,83281 E-09
1,97243E-08
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 0,29
1,2E-07 -
1,0E-07 -
8,0E-08
(0 < O 6,0E-08 -
a.
4,0E-08 •
2,0E-08 -
0,0E+00 -J
ffi^B
_ — 1 • 1 1 — i ^ • ' 1
BORADAS NO BORADAS
194
Reactivo: Amoniaco concentrado (25%)
P1 P2 P3
DIÁMETRO
14,9 14,9 15
ALTURA
12 10,2 11,9
DIÁMETRO
14 14,9 13.9
ALTURA
10,4 11
11,8
P4 P5 P6
Sup. (mm^)
909,9877 825,7729
913,74
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 16,4681 13,5883 16,3217
Después 16,4479 13,5819 16,3088
TCC): Ambiente
No boradas
Antes 12,2964 15,0664 14,0631
Después 12,292
15,0631 14,062
P4 P5 P6
Sup. (mm" ) 764,904
863,2017 818,3625
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm ^
Boradas 1,32132E-07 4,61328E-08 8,40345E-08
8,7433E-08
No boradas 3,42402E-08 2,27558E-08 8,00088E-09
2,16656E-08
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 0,25
1,4E-07
1.2E-07 -
1,0E-07 --
5 8,0E-08 " 9 O
'RJ 6,0E-08
BORADAS NO BORADAS
195
Reactivo: Cloruro férrico (50%)
P1 P2 P3
DIÁMETRO 14,9 13,9 14,9
ALTURA
12,2 12,4 12
DIÁMETRO
14,9 14,9 14,9
ALTURA 12,2 11,6 11,3
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 919,3449 844,5501 909,9877
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 12,6894 14,4247 12,7883
Después 10,5281 12,373 12,144
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes 14,158
15,2132 12,9153
Después 11,514
12,5455 11,3261
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 919,3449 891,2733 877,2375
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/timm
Boradas 1,39935E-05 1,44604E-05 4,21447E-06
1,08895E-05
No boradas 1,71188E-05 1,78163E-05 1,07833E-05
1,52395E-05
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,40
2,0E-05 j
1,8E-05 '
1,6E-05 --
1,4E-05
„ 1.2E-05 4 <
Q 1,0E-05 o:
°- 8,0E-06
BORADAS NO BORADAS
196
Reactivo: Cloruro sódico saturado
P1 P2 P3
DIÁMETRO
14 14,9
14
ALTURA
10,5
10,5
10,5
DIÁMETRO
13,8
14,9
14
ALTURA
11,9
11,5
10,7
P4 P5 P6
Sup. {mm )
769,3
839,8087
769,3
P1 P2 P3
t(horas): 168
Boradas
Antes 16,7756 14,7777 13,9716
Después 16,7713 14,7701 13,9675
T(°C): Ambiente
No boradas
Antes 16,7143 16,0825 15,3408
Después 16,7093 16,075 15,3301
P4 P5 P6
Sup. (mm^) 814,6416 886,5947 778,092
P1 P2 P3
M
Pérdida por corrosión g/hmm"
Boradas 3,32708E-08 5,38671 E-08 3,17233E-08
3,96204E-08
No boradas 3,65337E-08 5,03532E-08 8,18547E-08
5,62472E-08
P4 P5 P6
M
relación de pérdidas (no boradas/boradas): 1,42
9,0E-08 X
8,0E-0B
BORADAS NO BORADAS
197
4.4.2- RESUMEN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN
198
RESULTADOS DE CORROSIÓN
O O
ti II
3 -
< o UJ Oí < Z3 O <
O ü a: h-2 O u. - j
w
O o 1 -LU o < o o Ü
<
# o
X
^
fS o
X O (0
z
i 52 O I
REACTIVO
5,-CONCLUSIONES
5.1.- CONCLUSIONES SOBRE EL PROCESO DE BORACION EN BAÑO DE BÓRAX FUNDIDO
Los resultados experimentales muestran que la boración en baño de bórax
fundido sin electrólisis, utilizando la aleación de aluminio L-2521 como reductor, es
perfectamente factible técnicamente, tanto atendiendo a los resultados metalúrgicos
obtenidos como al coste económico del proceso.
Por un lado el bórax comercial es un producto de bajo precio (145 pts/kg.) y
facilidad de aprovisionamiento que, en estado deshidratado, contiene un 21.49% de
boro activo, y por otro lado los espesores y calidades de capa obtenidos son similares a
los conseguidos con los procesos hoy utilizados, aunque éstos de complejidad técnica
manifiestamente superior.
Uno de los inconvenientes del empleo del bórax es precisamente el agua de
hidratación que posee - 47,21% en peso - que comporta una importante pérdida
energética para su eliminación.
Sin embargo, la diferencia de coste entre el bórax comercial hidratado y el bórax
anhidro o, incluso, pentahidratado, unido a la alta higroscopicidad del producto, no
hacen rentable la utilización del bórax anhidro. Debe también señalarse que una vez
201
fundido los cristales que se obtienen tras el enfriamiento no tienen higroscopicidad
alguna, por lo que sólo hay pérdidas energéticas por la evaporación del agua de
hidratación en la primera fusión de las sales.
No obstante la alta solubilidad del bórax en agua se traduce a su vez en una gran
facilidad de eliminación de la capa de sales adherida a la pieza tras el tratamiento.
Otro inconveniente del proceso es la alta viscosidad del bórax fundido lo que
conlleva pérdidas del producto al sacar las piezas sumergidas en el baño y a un mayor
coste de limpieza de ellas. Si al bajo precio del bórax con respecto a las pastas
comerciales patentadas que existen en el mercado se suma la posibilidad de utilizar
diluyentes para disminuir la viscosidad del baño fundido, hacen este procedimiento muy
atractivo en comparación con los otros procesos aplicados actualmente.
Al igual que la mayoría de los procedimientos termoquímicos es también posible
la boración exclusivamente de una zona de la pieza y no de toda en su conjunto, sin más
que cobrear electrolíticamente aquellas zonas que no se desee endurecer, dada la barrera
a la difusión del boro que supone la capa de cobre aún de pequeño espesor.
Como ventaja añadida frente a otros procedimientos tradicionales como la
boración en caja o la boración con pasta, es el no necesitar atmósferas protectoras u
hornos de vacío para impedir la oxidación de la capa horada, lo que incide en una mayor
complejidad y coste de las instalaciones necesarias.
202
En cuanto al proceso de boración en baño de bórax fundido con electrólisis no se
revela ninguna ventaja añadida con la aplicación de corriente, exceptuando quizá los
menores tiempos que parece requerir el proceso, pero con los inconvenientes de un
mayor coste de instalación y un consumo añadido de electrodos fácilmente atacables por
el bórax fundido, como ha podido comprobarse en las experiencias realizadas con un
horno de electrodos convencional, a escala de laboratorio, utilizado para fundir bórax.
Por último, debe añadirse que la capa formada está exenta del boruro de hierro
FeB que comunica alta fragilidad, y ello es debido a la composición del baño exento de
sustancias con mayor concentración en boro tipo B4C, tipicas de la boración con pastas.
5.2.- CONCLUSIONES SOBRE EL ESPESOR DE CAPA BORADA
En el capítulo anterior se han dibujado las curvas e = f(t) para las distintas
temperaturas utilizadas. Conocidas estas curvas puede deducirse la energía de activación
(Q) y el factor de frecuencia (Do) del proceso difusivo. Para ello se gráfica
log D = f(l/r)
obteniendo la recta:
log D = log D - 0'4343 Q/RT
203
deducida de la expresión:
D^Doe-^'"^^
En la hoja siguiente se detalla el cálculo de la energía de activación, Q = 19.9
kcal/mol, que concuerda con los encontrados en la bibliografía próximos a 20,3
kcal/mol. Igualmente para los coeficientes de difusión los valores encontrados se
corresponden con los escasos valores publicados; así en la tabla I (pag. 28) puede
encontrarse un valor de IO'2-IO" cm^s"\ para el acero C45 (F1140), y se ha obtenido
O 9 1
experimentalmente en esta tesis una valor de 7'82-10" cm s", concordante con el
anterior.
204
Cálculo de la energía de activación (Q) y del coeficiente Do
espesor = kt^'^ ^ D = 1^ D = Do-e ' • ° " " ' Do y Q independientes de la temperatura
logD = log Db - 0,4343-(Q/RT)
T(°C) 825 850 875 900
TCC) 825 850 875 900
in"(i/K) 0,00091075 0,00089047 0,00087108 0,00085251
1/T(1/K) 0,00091075 0,00089047 0,00087108 0,00085251
k(niTVh'") 38,91308 47,52108 49,06599 53,09158
logD -8,37611129 -8,2025299 -6,17474137 -8,1062512
1514,2278 4,20619E-09 -8,376111287 2258,25304 6,27293E-09 -8,202529896 2407,47137 6,68742E-09 -8,174741369 2818,71587 7,82977E-09 -8,106251201
8,5 8,6 8,7 * 8,8 8,9 9,1 9,2 -8,05
O)
" -8,25 I
-8,3 I I I
-8.35 J i l
-8,4
| Í Í Í l Í | | | | Í Í 3 i 3 i Í Í Í Í
logD = log q, - 0,4343-(Q/RT)
log D = - 4,3933 4336,8 (1/T)
0=19915,53 callmol Do= 4,04E-05 cm /s
205
En cuanto a los espesores obtenidos con este procedimiento son, al igual que en
los casos anteriores, plenamente coincidentes con los obtenidos por otros autores en
otros procesos; así en la figura 35 (pag.82) puede verse que para el acero C45 se obtiene
para 4 horas de boración con pasta comercial un espesor de capa de 110 \im fi^ente a las
108 |am alcanzados en esta tesis.
La curva espesor-temperatura de boración para tiempo constante de 4 horeis, que
se representa en la figura 48, es similar a la mostrada en la figura 36 (pag 83) para el
acero C45K, lo que incide en la bondad del proceso desarrollado.
4 horas ejemplo bibliografía
E C 0}
120-
115-
110-
105-
100-
95-
90-
85-
80-
75 •
70 820 840 860 900
Temperatura en °C
Figura 48: Curva espesor-temperatura para tiempo constante de 4 horas
206
La capa horada que se obtiene está exenta del compuesto FeB lo que se traduce
en una menor fragilidad y peligro de desconchamiento de la capa. La capa es del tipo de
capa abierta formada por dientes individuales con estructura columnar, típica de los
aceros no aleados.
Las micrografías muestran como bajo la capa borada hay una zona, de
aproximadamente tres veces el espesor de la capa horada, formada casi exclusivamente
por perlita. La existencia de esta capa rica en carbono es debida a la difusión ascendente
de éste con objeto de proporcionar la ferrita necesaria para la formación del subboruro
de hierro Fe2B.
Esta capa es muy beneficiosa cara al trabajo de las piezas horadas, pues evita el
desconchamiento de la superficie horada bajo presión, al hacer el papel de sustrato
intermedio entre el exterior de alta dureza y el núcleo de baja dureza.
Si la pieza borada es sometida a temple tras el tratamiento de horación se
consigue un doble objetivo: un mayor espesor de capa borada por difusión a la
temperatura del tratamiento de temple y una mayor dureza del sustrato, que alcanza
valores semejantes a los de las capas cementadas, del orden de 64 HRc. Lógicamente
este tratamiento debe efectuarse en baños de sales fundidas para evitar la oxidación, de
la capa horada, y el enfriamiento debe ser en aire o en aceite, con objeto de que el
choque térmico no conduzca al desconchamiento de la capa. Habitualmente los aceros
horados que se templan posteriormente deben ser del tipo autotemplante.
207
5.3.- CONCLUSIONES SÓBRELA DUREZA DÉLA CAPA BORADA
La dureza media alcanzada ha sido de 1390 HVo,3, mientras que la del sustrato
de naturaleza eutectoide era de 232 HVo,3 y de 192 HVo,3 la del acero base, tras el
enfriamiento al aire desde la temperatura de boración.
El resultado obtenido, muy homogéneo en todas las capas, conduce a un ratio
dureza superficial/dureza interior de 7'24 similar al obtenido con otros procedimientos
que conducen a capas horadas monofásicas de FeíB.
Esta dureza es superior a los recubrimientos de cromo duro y sólo inferior a la de
los carburos y nitruros sinterizados.
5.4.' CONCLUSIONES SOBRE LA RESISTENCIA A LA CORROSIÓN DE LA CAPA BORADA
Posiblemente este sea el apartado menos estudiado del tratamiento de boración
pues la bibliografía, exceptuando las referencias indicadas en las páginas 51 y 52, sólo
incide en las durezas y espesores de capa alcanzados.
Los resultados obtenidos muestran que el comportamiento frente a ácidos
reductores es positivo mejorando sustancialmente la respuesta a la corrosión, y también
que ésta es mejor ante ácidos diluidos que concentrados.
208
Por el contrario los ácidos oxidantes atacan más a la capa horada que al acero
desnudo, aunque ahora los ácidos concentrados son mucho más agresivos que los
diluidos.
Es de destacar que los ácidos clorhídrico y sulfúrico diluidos con concentración
1:1 permiten doblar, prácticamente, la vida en servicio, no confirmándose, sin embargo,
que el ácido fluorhídrico permita aumentar hasta 50 veces la vida en servicio, por mucha
influencia que la dilución ejerza en la respuesta. Tampoco el ácido acético parece
responder a los datos publicados: resistencia a la corrosión de las capas horadas sólo
superada por las capas de cromo o cromo-silicio, habiéndose obtenido prácticamente la
misma respuesta para el acero horado y sin borar.
Es claramente negativa la respuesta ante soluciones alcalinas de NaOH, KOH y
NH3, resultando también sorprendente la afirmación de que las capas horadas son
resistentes a las soluciones hirvientes de sosa y potasa.
Por último, tampoco mejora el comportamiento ante las soluciones saturadas de
los cloruros de hierro y sodio.
209
6.- BIBLIOGRAFÍA
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223
7.- LISTA DE FIGURAS Y TABLAS
7.1.- LISTA DE FIGURAS
Figura I: Reacciones en el medio saturante
Figura 2: Reacciones en el límite de separación de las fases
Figura 3: Dijusión
Figura 4: Esquema de la capa difusiva
Figura 5: Mecanismos de difusión
Figura 6: Diagrama de equilibrio y difiisión
Figura 7: Diagrama de equilibrio Hierro-Boro
Figura 8: Tipo de capa formada con la boración
Figura 9: Distribución de elementos en acero sin alear
Figura 10: Estructura y distribución del silicio
Figura 11: Estructura en forma de dientes de sierra típica de las capas boradas
Figura 12: Efecto de la boración sobre la resistencia al desgaste (test de Faville
Figura 13: Efecto de la composición del acero en la resistencia al desgaste abrasivo.
(DP-Ugrinding test, SiCpapel 220, durante 6 minutos)
Figura 14: Desgaste en las capas boradas. a) Gruesa, la capa de FeB es continua,
mientras que en la b) la capa era fina y queda discontinua.
Figura 15: Dientes de capa borda aislada por ataque con cloruro
Figura 16: Cálculo estimado del espesor de capa por micrografías
Figura 17: Relación comparativa entre capas
224
Figura 18: Esquema del equipo necesario para medir el espesor de capa por corrientes
de Eddy
Figura 19: Efecto de borde en boración
Figura 20: Tensiones residuales en capas horadas
Figura 21: Tensiones residuales en un acero SAE 1045 horado. El tratamiento post
enfriamiento fue: a) ninguno, b) normalizado, cjnormalizado, templado y revenido a
450''C, e) normalizado, templado y revenido a 200°C.
Figura 22: Rugosidad de aceros antes y después de borar
Figura 23: Capa horada del tántalo
Figura 24: Capa horada a 940°C 8 horas de la aleación de níquel INIOO
Figura 25: Aleación de titanio horada. (xlOOO)
Figura 26: Distribución de la dureza en la sección horada de los metales reactivos y
refractarios
Figura 27: Distribución de la dureza en aleaciones base hierro y níquel
Figura 28: Distribución de la dureza en aceros inoxidables.
Figura 29: Distribución de dureza en aleaciones resistentes al calor tras la boración
Figura 30: Distribución de durezas de aleaciones Au-Cr después de borar.
Figura 31: Dureza cerca de la superficie en función de el % de elemento de aleación en
oro
Figura 32: Influencia del níquel en el cobre para borar
Figura 33: Micografías sobre la influencia del ni en el Cu para borar.
Figura 34: Influencia del contenido en B4C en la formación de la capa horada del
acero 42CrMo4.
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Figura 35: Influencia del acero en el espesor de capa horada. Se boro en pasta
comercial a 900°C
Figura 36: Influencia del tipo de acero y de la temperatura de boración en el espesor
de la capa borada
Figura 37: Capa de boro obtenida con sales fiindidas de bórax con 30% de SiC. Se
traía de un acero C45, está horado 950°C durante 5 horas.
Figura 38: Energías libres deformación de diferentes óxidos
Figura 39: Influencia del aditivo del baño y del tipo de acero
Figura 40: Influencia de la presencia de elementos formadores de carburos
Figura 41: Relación entre la energía de formación de las capas en un acero de alto
contenido en carbono y las energías necesarias para formar óxidos y carburos.
Figura 42: Qué tipo de capa se puede obtener?
Figura 43: Esquema del homo necesario para borar con gas. a).- piezas a horar, h).-
resistencias para calentar y c).-paredes del homo
Figura 44: Esquema de la probeta preparada para observación metalográfica
Figura 45: acero F-1140 atacado con nital-3
Figura 46: fotomicrografía binarizada
Figura 47: Fotomicrografía retocada
Figura 48: Curva espesor-temperatura para tiempo constante de 4 horas
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7.2.- LISTA DE TABLAS
Tabla 1: Valores de k
Tabla 2: Estructura y microdurezas de las capas boradas
Tabla 3: Durezas comparadas de distintos materiales y tratamientos
Tabla 4 Resistencia al desgaste abrasivo de algunas fases en las capas difiisivas de los
aceros al carbono después de diferentes tratamientos quimicotérmicos
Tabla 5: Energías de activación de los distintos óxidos
Tabla 6: Test de tensión para diversos aceros borados
Tabla 7: Elementos fácilmente borables
Tabla 8: Grupo VIII
Tabla 9: Posibilidad de boración de materiales resistentes al calor
Tabla 10: Influencia del contenido de B4C de la mezcla de polvos en la formación de la
capa borada
Tabla 11: Recomendaciones para borar dependiendo de los aceros y de la capa
conseguida
Tabla 12: Tabla con datos suministrados por la empresa por Lindberg Heat Treating
Co, que cuenta con varias patentes comerciales de productos para borar.
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