ES2823555T3 - Un método para controlar la microestructura en bruto de colada ausferrítica en piezas de hierro dúctiles - Google Patents
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Abstract
Un método para controlar la microestructura en bruto de colada ausferrítica en un proceso para obtener piezas de hierro con secciones de espesor diferente, que comprende: a) Calcular un módulo térmico máximo, que corresponde a la sección de la pieza con el mayor espesor, y un módulo térmico mínimo, que corresponde a la sección de la pieza con el menor espesor, de la pieza; b) Obtener la velocidad de enfriamiento (°C/s) para los módulos térmicos máximo y mínimo considerando el enfriamiento al aire, extrayéndose dichas velocidades de enfriamiento de una curva de enfriamiento obtenida experimentalmente a partir de varias muestras que tienen diferentes módulos térmicos; c) Calcular la velocidad de enfriamiento mínima (VEmín) necesaria para evitar el antecuerpo perlítico, en función de los diferentes contenidos de Ni, Cu y Mo (% en peso) comprendidos en una composición química de la pieza de hierro, en la que dichos contenidos de Ni, Cu y Mo varían como se indica a continuación: Ni: 3,0 - 5,0 % en peso, Mo: 0,0 - 0,2 % en peso, Cu: 0,0 - 1,0 % en peso en donde la velocidad de enfriamiento mínima (VEmín) se calcula usando la siguiente fórmula: VEmín (°C/s) = 2,35 - 0,33 * de Ni (%en peso) - 0,1 * de Cu (%en peso) - 4,0 * de Mo (%en peso) d) Seleccionar una de dichas composiciones con una velocidad de enfriamiento mínima (VEmín) inferior a la velocidad de enfriamiento para el módulo térmico máximo; e) Calcular la temperatura del eutectoide (Teutectoide, °C) en función del módulo térmico para la composición seleccionada, para todos los diferentes módulos térmicos de la pieza; f) Calcular la temperatura de sacudida (Tsacudida, °C) para cada módulo térmico de la pieza; g) Identificar si la temperatura de sacudida Tsacudida para el módulo térmico mínimo está por encima de la temperatura del eutectoide (Teutectoide) calculada en e) y si la temperatura de sacudida Tsacudida para el módulo térmico máximo está por debajo de la temperatura del sólido (Tsólido, °C); h) Seleccionar entre la Tsacudida, la temperatura más baja, i) Calcular la temperatura de transformación isotérmica Ttransformación_isotérmica para cada módulo térmico de la pieza. j) Identificar si la temperatura de transformación isotérmica Ttransformación_isotérmica para los módulos térmicos mínimo y máximo están entre 450 °C y 170 °C. k) Seleccionar entre las temperaturas de transformación isotérmica Ttransformación isotérmica, la que mejor se ajuste a las propiedades mecánicas objetivo.
Description
DESCRIPCIÓN
Un método para controlar la microestructura en bruto de colada ausferrítica en piezas de hierro dúctiles Campo técnico
La presente invención se refiere a las técnicas utilizadas para obtener piezas de hierro dúctil ausferrítico, y más particularmente, a técnicas para obtener microestructuras en bruto de colada ausferríticas sin un tratamiento térmico de austemperado.
Estado de la técnica
La posibilidad de reemplazar algunas aplicaciones del acero condujo a desarrollar un nuevo proceso para producir un hierro dúctil con una matriz ausferrítica. Su excelente relación resistencia/tenacidad permite reemplazar en última instancia piezas fundidas de acero fundido o forjado e incluso aluminio por este material, ofreciendo al mercado componentes con una mayor relación fuerza-peso y menor precio.
Para la fabricación de hierro dúctil ausferrítico de alta calidad el método más común y más fácil de reproducir consiste en un proceso de austemperado. El hierro dúctil ausferrítico obtenido en consecuencia por lo general se denomina hierro dúctil austemperado (HDA). El proceso de austemperado es un tratamiento térmico de tres etapas que comprende la austenitización de la pieza fundida a una temperatura superior a 850 °C hasta que la estructura de la matriz alcanza un contenido de carbono razonablemente uniforme; enfriar bruscamente a un intervalo de temperatura intermedia de 260 a 400 °C y templar, que consiste en la transformación en una estructura austenítica-ferrítica a la temperatura isotérmica. Este proceso aumenta el coste final de la pieza fundida y también el plazo de entrega. No obstante, se propuso un nuevo proceso basado en el enfriamiento sometido a estudio técnico en el documento EP 2 749658 A1. El proceso comprende las etapas siguientes:
(i) Colada de una masa fundida de una aleación de hierro dúctil en un molde.
(ii) Solidificación de la pieza fundida en el molde y posterior enfriamiento hasta que la temperatura de la pieza fundida está entre 800 °C y 950 °C.
(iii) Sacudida de la pieza fundida a dicha temperatura entre 800 °C y 950 °C.
(iv) Enfriamiento de la pieza fundida hasta que la temperatura de la pieza fundida alcanza un valor entre 275 °C y 450 °C con una velocidad de enfriamiento lo suficientemente alta para evitar el antecuerpo perlítico.
(v) Introducción de la pieza fundida en un material aislante y dejar la pieza fundida dentro durante un período de tiempo hasta obtener una microestructura totalmente ausferrítica.
Mediante este método pueden producirse piezas fundidas ausferríticas en condiciones en bruto de colada. Este enfriamiento sometido a estudio técnico reduce la energía necesaria para producir un componente (evitando el tratamiento térmico de austemperado) y mejora el valor añadido de las piezas, así como reduce el plazo de entrega. Además, toda la energía del ciclo de vida se reduce.
No obstante, este proceso se usó para una sola aleación y para una pieza fundida específica (es decir, el buje de dirección). Sin embargo, muchas piezas fundidas de automóviles que son candidatas para esta tecnología presentan geometrías con importantes variaciones de espesor y, en consecuencia, con diferentes velocidades de enfriamiento. Estas diferencias pueden complicar o incluso imposibilitar la producción de piezas en bruto de colada totalmente ausferríticas mediante enfriamiento sometido a estudio técnico.
Se describen procesos similares en JANOWAK J F et al.: "Approaching austempered ductile ¡ron properties by controlled cooling in the foundry', Int. Conf. on Austempered Ductile Iron , 2 de abril de 1984, p. 63/9 y en U. de la Torre et al.: "As-Cast Ausferritic Ductile Iron", Proceedings o f the Keith Millis Symposium on Ductile Cast Iron 2013 , 15-17 de octubre, Nashville, Tennessee.
En resumen, se necesita un proceso, que permita resolver de manera eficiente, los problemas mencionados anteriormente de los procesos convencionales para obtener piezas con microestructuras ausferríticas.
Descripción de la invención
La presente invención proporciona un método como se define por la reivindicación 1. Las realizaciones preferidas se definen en las reivindicaciones dependientes 2-11.
Breve descripción de los dibujos
Los dibujos comprenden las siguientes figuras:
La Figura 1 muestra las curvas de enfriamiento en función del módulo térmico.
La Figura 2 muestra diagramas de TEC para tres aleaciones diferentes.
La Figura 3 muestra la influencia del contenido de la aleación y el módulo térmico sobre la temperatura de transformación del eutectoide.
La Figura 4 muestra una descripción gráfica del cálculo de la temperatura óptima de sacudida.
La Figura 5 muestra microestructuras para diferentes módulos térmicos.
La Figura 6 muestra la evolución de las propiedades mecánicas en función de la temperatura de transformación isotérmica.
Descripción de una forma de realizar la invención
Las siguientes realizaciones de la invención se describirán a modo de ejemplo, con referencia a los dibujos mencionados anteriormente que muestran aparatos y resultados de acuerdo con la invención.
Las masas fundidas se prepararon en un horno de inducción de frecuencia media de 100 kg (250 Hz, 100 kW). La carga metálica estaba compuesta por chatarra de acero de baja aleación (0,007 % de C; 0,002 % de Si; 0,17 % de Mn; 0,003 % de P; 0,006 % de S), níquel de alta pureza (99 % mín.), FeMo (64,25 % de Mo; 2,05 % de Si; 0,019 % de C; 0,042 % de S; 0,030 % de P) y cobre (99 % mín.), además de grafito (99 % mín; <0,03 % de S; <0,04 % de H; <0,01 % de N) y FeSi75 (74,6 % de Si; 0,83 % de Al; 0,12 % de C). Una vez que las materias primas se fundieron, se comprobó la composición química y se ajustó añadiendo los materiales mencionados anteriormente necesarios de acuerdo con el contenido necesario de carbono, silicio, níquel, cobre y molibdeno.
El proceso de sangría del horno a la cuchara de colada se realizó en un intervalo de temperatura de entre 1510 y 1530 °C. El tratamiento de esferoidización se realizó siguiendo la metodología sándwich, añadiendo un 1,2 % (en peso considerando el peso total de la masa fundida tratada) de una aleación de FeSiMg (46,21 % de Si, 6,47 % de Mg, 0,98 % de Ca, 0,67 % de Al y 0,97 % de RE).
Para obtener velocidades de enfriamiento variables, se vertieron piezas fundidas que presentaban diferentes módulos térmicos con varias geometrías. El intervalo de módulos térmicos estudiado era de entre 0,4 cm y 1,5 cm. Las muestras producidas variaron de placas (100 x 60 mm2) de diferentes espesores a cilindros con diferentes diámetros (diámetro = altura) y bloques de quilla Y2. Los moldes se hicieron en todos los casos de arena unida químicamente.
La inoculación se realizó en el molde usando un 0,2 % (en peso con respecto al peso total de la pieza fundida más los sistemas de alimentación y tacto) de un lingote de Germalloy (71,7 % de Si, 3,93 % de Al, 0,99 % de Ca, Trazas % de Mg, Trazas % de RE) o Amerinoc (69,9 % de Si; 0,49 % de Bi; 0,93 % de Al; 1,38 % de Ca; 0,24 % de Ce; 0,13 % de La; 0,19 % de Zr; tamaño de grano de 0,2-0,5 mm).
El intervalo de composiciones químicas en % en peso de las piezas fundidas fue el siguiente: 3,58-3,75 % de C, 2,00 2,15 % de Si, 0,18-0,25 % de Mn, 0,007-0,010 % de P, 0,006-0,009 % de S, 0,038-0,049 % de Mg. Los elementos de aleación que se cambiaron para desarrollar los diagramas de TEC fueron Ni, Cu y Mo, y estaban en los siguientes intervalos: 2,86-5,05 % de Ni, 0,01-0,22 % de Mo, 0,09-0,90 % de Cu.
En la primera parte de los experimentos, para desarrollar los diagramas de TEC, se aplicó una sacudida precoz a todas las muestras seguida de un enfriamiento al aire. La curva de enfriamiento de cada pieza fundida se registró por medio de un termopar (de tipo K) insertado en su centro térmico. Con esta información, la velocidad de enfriamiento de los diferentes módulos térmicos se calculó experimentalmente en los intervalos de temperatura en los que tiene lugar la transformación del eutectoide. Después, las muestras se analizaron metalográficamente para definir si aparecía perlita. De esta manera se definieron el antecuerpo perlítico y la velocidad de enfriamiento mínima necesaria para evitar la formación de esta fase en función del contenido de la aleación. Para el análisis metalográfico, las muestras de ensayo se cortaron y se prepararon para una inspección visual por medio de un microscopio óptico. La solución de ataque utilizada para revelar la microestructura fue Nital al 5 %.
La segunda etapa de los ensayos fue definir las temperaturas de procesamiento para obtener una microestructura ausferrítica en bruto de colada y relacionarlas con los diferentes módulos térmicos de las piezas fundidas. Para ese fin, se consideró la aleación que presentaba un antecuerpo perlítico en tiempos más prolongados, es decir (en % de peso): 3,63-3,75 % de C, 2,04-2,15 % de Si, 0,19-0,24 % de Mn, 0,007-0,010 % de P, 0,006-0,009 % de S, 0,042 0,049 % de Mg, 2,86-3,01 % de Ni, 0,17-0,22 % de Mo, 0,09-0,19 % de Cu.
La temperatura de vertido fue de entre 1390 y 1410 °C. Una vez vertidas y solidificadas, las piezas moldeadas siguieron un proceso de enfriamiento controlado. Al principio, todas las muestras se sacudieron en el mismo instante y se enfriaron al aire hasta que alcanzaron el intervalo de temperatura en el que puede producirse la formación de ausferrita. En este momento, las muestras se introdujeron en un medio aislante que presentaba una conductividad
térmica inferior a 0,006 W/mK. El material aislante utilizado para estos ensayos fue perlita expandida con un tamaño de malla inferior a 5 mm y una densidad entre 40-120 kg/m3. El objetivo de esta etapa es mantener una temperatura constante para permitir que se produzca la reacción ausferrítica. El tiempo de transformación isotérmica se definió como 90 minutos para todas las muestras. Por último, después del proceso isotérmico, las muestras se enfriaron al aire a temperatura ambiente. En la Figura 1 se muestra un ejemplo de algunas curvas de enfriamiento en función del módulo térmico.
Con los datos experimentales, se obtuvo la relación entre la temperatura de sacudida y el módulo térmico.
Después, teniendo en cuenta un enfriamiento al aire después del proceso de sacudida, se calculó la temperatura de transformación isotérmica en función del módulo térmico.
Por último, se estudiaron las propiedades mecánicas de las muestras. A partir de las muestras se mecanizaron muestras de ensayo de tracción (10 mm de diámetro) y dureza. Se midieron la resistencia a la rotura por tracción (R.R.T.), el límite de elasticidad (L.E.) y el alargamiento (Al.). Además, se realizaron mediciones de dureza Brinell (DB) usando una esfera de 10 mm de diámetro y una carga de 3000 kg.
Con respecto a los diagramas de TEC, se consideraron las tres aleaciones mencionadas en las secciones anteriores. Las composiciones químicas se muestran en la Tabla 1.
Tabla 1. Composición química de las aleaciones para las que se desarrollaron diagramas de TEC (% en eso .
En el intervalo de temperatura entre 800 y 500 °C, se consideraron velocidades de enfriamiento desde 0,2 °C/s hasta 1,3 °C/s para cada aleación. Los resultados se muestran en la Figura 2.
En la Tabla 2 se muestran las velocidades de enfriamiento mínimas experimentales para cada aleación para evitar la formación de perlita. Para simplificar los conceptos matemáticos, las curvas de enfriamiento en el intervalo de temperatura entre 700 °C y 600 °C se consideraron líneas rectas, lo que está de acuerdo con los resultados experimentales. El intervalo de temperatura seleccionado, tiene en cuenta las etapas antes y durante la transformación del eutectoide para estas aleaciones.
Tabla 2. V l i nfri mi n mínim r vi r l f rm i n e perlita.
Considerando las composiciones químicas estudiadas, se desarrolló una ecuación para calcular la velocidad de enfriamiento mínima (VEmín) para evitar el antecuerpo perlítico en función del contenido de níquel, cobre y molibdeno (Ecuación 1).
VEmín (°C/s) = 2,35 - 0,33 * de Ni (% en peso) - 0,1 * de Cu (% en peso) - 4,0 * de Mo (% en peso) Ecuación 1
Esta ecuación se validó en los intervalos de composición estudiados (3,0-5,0 % de Ni; 0,1-1,0 % de Cu y 0,0-0,2 % de Mo).
En una segunda etapa, se definió la ventana de espesor en la que esta metodología es factible. Cuanto más alto sea el módulo térmico de una pieza fundida, más largo será el proceso de solidificación y menor la velocidad de enfriamiento. El hecho de que una sola pieza fundida tenga diferentes secciones y también diferentes módulos térmicos, conduce a establecer una ventana de espesor en la que esta metodología es factible.
Por un lado, el proceso de sacudida no puede realizarse a ninguna temperatura. El límite superior (1050 °C) se definió aproximadamente 50 °C por debajo de la temperatura del sólido. Esto se debe al hecho de que sacudir una pieza fundida que no es totalmente sólida puede conducir a defectos de la pieza fundida como microporosidad o tensión térmica alta. El límite inferior se definió como 50 °C por encima la temperatura de transformación del eutectoide. Esta temperatura es una función del módulo térmico y del contenido de la aleación. La Figura 3 muestra la influencia del
módulo térmico y el contenido de la aleación sobre la temperatura de transformación del eutectoide.
Para definir el límite inferior de la temperatura de sacudida, se consideró la más restrictiva de las curvas, que corresponde al 3,0 % de Ni; 0,2 % de Cu y 0,0 % de aleación de Mo. La siguiente expresión se obtuvo en función del módulo térmico (M) (Ecuación 2). Esta ecuación se ajusta a los resultados experimentales obtenidos:
T eutecto ideM (°C) = -41,93 * M 2 ( c m 2) 115,03 * M (c m ) 593,24 Ecuación 2
Teniendo en cuenta los ensayos realizados usando piezas fundidas con diferentes módulos térmicos, el tiempo de solidificación y el posterior enfriamiento en el molde hasta la temperatura de sacudida se calculó en función del módulo térmico. Se estudiaron los módulos térmicos en el intervalo entre 0,4 y 1,5 cm y se observó que se podía definir una relación en línea recta para obtener la temperatura de sacudida para las diferentes secciones de una pieza fundida dada. Esta función se muestra en la ecuación 3.
TSacu d id a M (°C) = 568,40 * M (cm) - 341,04 Ts a cu d id a0ficm (°C) Ecuación 3
El valor de la temperatura de sacudida para un módulo térmico de 0,6 cm es una constante determinada mediante un método de cálculo iterativo. Este valor de referencia es necesario para cambiar el momento de la sacudida, lo que permite ajustar, para las diferentes secciones, la temperatura de sacudida en el intervalo definido por el límite superior e inferior (cuando sea posible).
Para una pieza fundida dada, el modelo puede calcular varios momentos de sacudida que hacen que el proceso sea factible. El método iterativo elige el que proporciona la temperatura de sacudida más baja, con el objetivo de reducir la tensión térmica debida a una temperatura de sacudida alta.
El resultado es la temperatura de sacudida para los módulos térmicos mínimo y máximo de una pieza fundida.
El cálculo descrito con respecto a la temperatura de sacudida se muestra en la Figura 4. También muestra la posibilidad de cambiar el módulo térmico máximo y mínimo de la pieza fundida que ha de considerarse.
El objetivo del proceso de enfriamiento es obtener microestructuras totalmente ausferríticas. Por tanto, una vez que se definió la aleación para evitar el antecuerpo perlítico y la temperatura de sacudida en función de los diferentes módulos térmicos de una pieza fundida, la siguiente etapa que tiene una importancia decisiva es la temperatura de transformación isotérmica. En este trabajo, la temperatura a la que los diferentes módulos térmicos de una pieza fundida han de introducirse en un medio aislante se calculó basándose en los resultados experimentales. En esta fase, el modelo calcula la temperatura de transformación isotérmica en función del módulo térmico (Ecuación 4).
Ttran sfo rm ac ió n isotérm icaM ( C) 293,39 M (cm) Ttran sfo rm ac ió n isotérm ica^ ^cm ( C) 180 Ecuación 4
Siguiendo la misma metodología que para la temperatura de sacudida, se necesita el valor de la temperatura de transformación isotérmica para el módulo de 0,6 cm. Este valor de referencia ajusta (cuando sea posible) la temperatura de transformación isotérmica de los diferentes módulos en el intervalo definido (que se explica a continuación).
La transformación isotérmica debe tener lugar en un intervalo de temperatura determinado para obtener la microestructura deseada y, por tanto, las propiedades mecánicas que permitan cumplir los requisitos de los materiales de HDA. En este caso el límite superior se consideró como 450 °C, temperatura por encima de la cual no se considera en la bibliografía que la ausferrita obtenida muestre las propiedades mecánicas deseadas. El límite inferior se considera como la temperatura de inicio de la formación de martensita (M s ). Para la aleación considerada en esta parte del trabajo, la Ms se definió por medio de ensayos de dilatometría a 170 °C.
Considerando la ecuación N.° 4 y los límites de la reacción ausferrítica, el modelo define si la pieza fundida dada puede producirse siguiendo esta metodología y, cuando sea factible, la temperatura a la que debe introducirse la pieza fundida en el medio aislante. De entre las diferentes posibilidades que ofrece el cálculo iterativo, la solución óptima es la que permite obtener las propiedades mecánicas deseadas en términos de resistencia a la rotura por tracción y dureza.
Las propiedades mecánicas de las diferentes muestras se analizaron por medio de ensayos de tracción y dureza. La Tabla 3 muestra las propiedades mecánicas obtenidas en uno de los ensayos en función de los módulos térmicos de las piezas fundidas. Todas las piezas fundidas se manipularon juntas (se sacudieron y se insertaron en el medio aislante al mismo tiempo).
T l . Pr i m ni ^ n f n i n l m l rmi .
continuación
Se ve que, dependiendo del módulo térmico, se obtuvieron diferentes grados de HDA. Esto se debe a las diferencias en las temperaturas de procesamiento de las muestras. En la Figura 5 se muestran las microestructuras obtenidas para el módulo de 0,65 cm y 1,28 cm.
Se observa que cuanto menor es el módulo térmico, mayor menor es la aparición de ausferrita. Esto da como resultado una mayor resistencia para los módulos térmicos más bajos, pero menor dureza. Se realizó un análisis estadístico con todos los datos obtenidos en este trabajo, para relacionar los parámetros del proceso con las propiedades mecánicas. Los resultados de este estudio se muestran en la Tabla 4.
Se ve que el parámetro del proceso que tiene mayor influencia sobre las propiedades mecánicas es la transformación isotérmica o la temperatura de templado (mayores valores de correlación). Por este motivo, en la Figura 6, se analizó adicionalmente la relación entre la temperatura de transformación isotérmica y las propiedades mecánicas.
La evolución del alargamiento no está muy clara, ya que presenta una dispersión alta de los resultados. Esto podría deberse a la alta sensibilidad de esta propiedad a defectos de la pieza fundida como, por ejemplo, la microporosidad. El límite de elasticidad tampoco presenta una relación clara. Parece ser más o menos constante independientemente de la temperatura de templado. Sin embargo, la resistencia a la rotura por tracción y la dureza muestran una tendencia clara vinculada a la temperatura de transformación isotérmica. Cuanto mayor es esta temperatura, menores son estas dos propiedades. Esto permite asumir que dependiendo del grado de HDA que se esté buscando, la temperatura de transformación óptima será una u otra. Basándose en la relación entre la temperatura de transformación isotérmica y el módulo térmico, el modelo definirá la temperatura de transformación isotérmica óptima por medio de la ecuación N.° 4 y las siguientes ecuaciones N.° 5 y 6.
R R T (M P A ) = - 1 ,2231 * M ( c m ) 1308,2 Ecuación 5
DB = -0,483 * M (cm) 466,34 Ecuación. 6
Todas estas etapas definen los diferentes parámetros de procesamiento para obtener microestructuras totalmente ausferríticas en todas las secciones de la pieza fundida.
Claims (11)
1. Un método para controlar la microestructura en bruto de colada ausferrítica en un proceso para obtener piezas de hierro con secciones de espesor diferente, que comprende:
a) Calcular un módulo térmico máximo, que corresponde a la sección de la pieza con el mayor espesor, y un módulo térmico mínimo, que corresponde a la sección de la pieza con el menor espesor, de la pieza;
b) Obtener la velocidad de enfriamiento (°C/s) para los módulos térmicos máximo y mínimo considerando el enfriamiento al aire, extrayéndose dichas velocidades de enfriamiento de una curva de enfriamiento obtenida experimentalmente a partir de varias muestras que tienen diferentes módulos térmicos;
c) Calcular la velocidad de enfriamiento mínima (VEmín) necesaria para evitar el antecuerpo perlítico, en función de los diferentes contenidos de Ni, Cu y Mo (% en peso) comprendidos en una composición química de la pieza de hierro, en la que dichos contenidos de Ni, Cu y Mo varían como se indica a continuación:
Ni: 3,0 - 5,0 % en peso,
Mo: 0,0 - 0,2 % en peso,
Cu: 0,0 - 1,0 % en peso
en donde la velocidad de enfriamiento mínima (VEmín) se calcula usando la siguiente fórmula:
VEmín (°C/s) = 2,35 - 0,33 * de Ni (%en peso) - 0,1 * de Cu (%en peso) - 4,0 * de Mo (%en peso)
d) Seleccionar una de dichas composiciones con una velocidad de enfriamiento mínima (VEmín) inferior a la velocidad de enfriamiento para el módulo térmico máximo;
e) Calcular la temperatura del eutectoide (Teutectoide, °C) en función del módulo térmico para la composición seleccionada, para todos los diferentes módulos térmicos de la pieza;
f) Calcular la temperatura de sacudida (Tsacudida, °C) para cada módulo térmico de la pieza;
g) Identificar si la temperatura de sacudida Tsacudida para el módulo térmico mínimo está por encima de la temperatura del eutectoide (Teutectoide) calculada en e) y si la temperatura de sacudida Tsacudida para el módulo térmico máximo está por debajo de la temperatura del sólido (Tsóiido, °C);
h) Seleccionar entre la Tsacudida, la temperatura más baja,
i) Calcular la temperatura de transformación isotérmica T transformaciónj sotérmica para cada módulo térmico de la pieza. j) Identificar si la temperatura de transformación isotérmica T transformaciónj sotérmica para los módulos térmicos mínimo y máximo están entre 450 °C y 170 °C.
k) Seleccionar entre las temperaturas de transformación isotérmica Transformación isotérmica, la que mejor se ajuste a las propiedades mecánicas objetivo.
2. El método de la reivindicación 1, en donde la etapa b) comprende las siguientes etapas:
b1) Obtener diagramas de transformación en enfriamiento continuo (TEC) para varias aleaciones con diferentes contenidos de Ni, Cu y Mo.
b2) Considerar las curvas de enfriamiento obtenidas en la etapa b1) como líneas rectas en el intervalo de temperatura de 600 °C a 700 °C y representar la pendiente de las líneas en un diagrama de velocidad de enfriamiento/módulo térmico.
b3) Obtener una línea de regresión para las pendientes de la etapa b2).
3. El método de la reivindicación 1, en donde en la etapa e) la temperatura del eutectoide (Teutectoide) en función del módulo térmico se calcula usando la fórmula:
TeutectoideM (°C) = -41,93 * M2 (cm2) 115,03 * M(cm) + 593,24.
4. El método de la reivindicación 1, en donde en la etapa f) la temperatura de sacudida (Tsacudida) para los diferentes módulos térmicos se calcula usando la fórmula:
TsacudidaM (°C) " 568,40 * M (cm) — 341,04 Tsacudida06cm (°C).
5. El método de la reivindicación 1, en donde la etapa g) comprende identificar si la Tsacudida para el módulo térmico mínimo está por encima de la temperatura del eutectoide 50 °C y si la Tsacudida para el módulo térmico máximo está por debajo de la temperatura del sólido - 50 °C, en donde el límite superior para la sección del módulo térmico máximo que ha de sacudirse es una temperatura de 1050 °C.
6. El método de la reivindicación 1, en donde en la etapa i) la temperatura de transformación isotérmica se calcula usando la fórmula:
^ transformación isotérmicaM ( C)
= 293,39 M (cm) Ttransformación isotérmicâ 6cm (C ) — 180.
7. El método de la reivindicación 1, que comprende adicionalmente la etapa de:
l) Calcular la resistencia a la rotura por tracción (RRT) de un módulo térmico dado usando la siguiente fórmula:
RRT (MPa) = -1,2231 * Ttransformación isotérmicaM (°C) 1308,2.
8. El método de la reivindicación 1, que comprende adicionalmente la etapa de:
m) Calcular la dureza teórica (DB) de las piezas usando la siguiente fórmula:
DB 0,483 Ttransformación isotérmicaM ( C)+ 466,34.
9. El método de la reivindicación 1, que comprende adicionalmente las etapas de:
ll) Calcular la temperatura de transformación isotérmica óptima usando la siguiente fórmula:
Ttransformación isotérmicaM (°C) = -0,8176 * RRT (MPa) 1069,58.
10. El método de la reivindicación 1, que comprende adicionalmente las etapas de:
mm) Calcular la temperatura de transformación isotérmica óptima usando la siguiente fórmula:
Ttransformación isotérmicaM (°C) 965,50 - 2,070 * DB.
11. El método de la reivindicación 1, en donde el módulo térmico mínimo de la pieza es superior a 0,4 y el módulo térmico máximo de la pieza es inferior a 1,5.
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