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 Manual de Aceros Inoxidables de Euro Inox

Cunat, Pierre-Jean

LOS ACEROS INOXIDABLES
Por Pierre-Jean CUNAT
Director Técnico
EURO – INOX
(Asociación para el Desarrollo del Acero Inoxidable)


Prólogo 3

LOS ACEROS INOXIDABLES 3

1. HISTORIA, PROPIEDADES FUNDAMENTALES Y MODO DE EMPLEO DE LOS ACEROS INOXIDABLES 3
1.1 – Descubrimiento y Desarrollo de los aceros inoxidables 3
1.2 – Criterios para la selección de los aceros inoxidables 3
1.3 Campos de aplicación 3
2.- ESTRUCTURA DE LOS ACEROS INOXIDABLES 3
2.1 El diagrama hierro-cromo 3
2.2 Sistema Hierro – Cromo – Níquel 3
2.3 – Aceros inoxidables martensíticos 3
2.4 – Los aceros inoxidables ferríticos 3
2.5 Los aceros inoxidables austeníticos 3
2.6 Los aceros inoxidables austeno-ferríticos 3
2.7 Los aceros inoxidables endurecidos por precipitación 3
3 -RESISTENCIA A LA CORROSIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES 3
3.1 – Pasividad de los aceros inoxidables 3
3.2 Interpretación electroquímica 3
3.3 – Resistencia a la corrosión uniforme 3
3.4 Resistencia a la corrosión localizada 3
3.5 Resistencia a ciertos tipos determinados de corrosión localizada 3
3.6 Resistencia a la corrosión a altas temperaturas 3
3.7 Ensayos de resistencia a la corrosión 3
4 – Propiedades físicas y características mecánicas de los aceros inoxidables 3
4. 1 – Aceros inoxidables martensíticos 3
4.2 Aceros inoxidables ferríticos 3
4.3 – Aceros inoxidables austeníticos 3
4.4– Aceros inoxidables austeno ferríticos 3
4.5 Los aceros inoxidables endurecidos por precipitación 3
5.- Aplicación de los aceros inoxidables (17) 3
5.1 – Mecanización – Corte 3
5.2 Mecanizado 3
5.3 – Conformación plástica 3
5.4 Aplicación por deformación en caliente 3
5.5 Ensamblaje 3
5.6 – Tratamiento térmico de los aceros inoxidables 3
5.7 Tratamientos de acabado 3
6 FABRICACIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES 3
6.1 – Elaboración 3
6.2 Colada 3
6.3 – Transformación en caliente 3
6-4– Transformación en frío 3
6.5– Tratamientos térmicos 3
6.6. – Planchas chapadas y recargadas 3
6.7 – Moldeado 3
BIBLIOGRAFÍA 3


PRÓLOGO

Los aceros inoxidables constituyen una gran familia de aleaciones metálicas que tienen como elementos comunes, el hierro y el cromo.

Aparte de tener todos un contenido en cromo mínimo del 10,5% y los mismos tratamientos metalúrgicos, ofrecen un gran abanico de propiedades en el que uno es común, su resistencia a la corrosión.

En este documento, vamos a tratar de describir sus diferentes estructuras, además de sus propiedades y características.

Estas propiedades y características permiten determinar los usos adecuados para encontrar la idoneidad de un tipo específico y sus propiedades de empleo. Además se describen, de manera detallada, sus condiciones y la mayoría de aplicaciones.

Para concluir, el capítulo que trata de la fabricación de los aceros inoxidables revisa la mayoría de los tipos que se utilizan hoy en día, aunque también se indican aquellos que probablemente tengan un uso a medio plazo.

LOS ACEROS INOXIDABLES



1.1 – Descubrimiento y Desarrollo de los aceros inoxidables
1. HISTORIA, PROPIEDADES FUNDAMENTALES Y MODO DE EMPLEO DE LOS ACEROS INOXIDABLES
La historia de los aceros inoxidables está íntimamente ligada a la historia del cromo y a las investigaciones del químico francés Nicolas-Louis VAUQUELIN (1763-1889) quien, en 1797, fue el primero en aislar este elemento (1).
Las primeras observaciones de las propiedades “inoxidables” del hierro aleado con el cromo fueron realizadas por BERTHIER, otro francés. El año 1821 demostró que la aleación hierro -cromo era más resistente a determinados ácidos, cuanto mayor era su contenido en cromo. Por el contrario, la casi imposibilidad de bajar el contenido de carbono de la aleación constituía un obstáculo mayor a su desarrollo.
En 1904, Leon GUILLET (2), y después Albert PORTEVIN (3) publicaron una serie de estudios relativos a la estructura y las propiedades de las aleaciones hierro – cromo, que incluían los tipos martensíticos con el 13% de cromo y los ferríticos con 17% de cromo.
En 1909, GUILLET publicó un estudio sobre los aceros inoxidables al cromo – níquel, o aceros inoxidables austeníticos, completando así los estudios anteriores sobre las aleaciones hierro – cromo y cubriendo prácticamente toda la familia de los aceros inoxidables. La metalúrgica alemana W. GIESEN (4) llegó, en la misma época, a resultados similares.
Los estudios de GUILLET, PORTEVIN Y GIESEN permitieron, en 1909, clasificar los aceros inoxidables en función de su estructura y definir las tres familias principales: martensítica, ferrítica y austenítica.
A Harry BREARLEY se le atribuye el paso al campo industrial con los aceros inoxidables martensíticos. Sería el origen de la primera elaboración realizada en Sheffield, en 1913.
A los alemanes Benno STRAUSS y Eduard MAURER (5) se les atribuye un mérito análogo por la producción de los aceros inoxidables austeníticos, igual que a los americanos Frederik BECKET y Christian DANTSIZEN con los aceros inoxidables ferríticos.
La primera descripción de la pasividad de los aceros inoxidables fue dada a conocer por el alemán Philipp MONNARTZ (6).


Posteriormente se realizaron descubrimientos sobre los elementos de aleación. Pierre CHEVENARD (7) estudió los tipos de endurecimiento estructural, y sus propiedades a temperaturas elevadas. Y a partir de los años 1930, J. HOCJMANN descubrió los tipos bifase, austeno – ferríticos, actualmente llamados “dúplex”.
Si el periodo comprendido entre 1904 y 1920 fue rico en trabajos de laboratorio, ha habido que esperar a la mitad del siglo para lograr un estado realmente industrial.
También hay que señalar el hecho de que si los aceros inoxidables han conocido un desarrollo extraordinario que examinaremos posteriormente, es debido a la gran gama de metales que entran en su composición, es decir, el cromo, níquel, molibdeno y el manganeso. Este último puede ser utilizado como sustituto del níquel.
La mayoría de estos metales son económicamente rentables, de manera que se puede fabricar acero inoxidable a un precio competitivo.
El cromo ocupa el decimotercer rango de los elementos presentes en la corteza terrestre. Su promedio de concentración es de 400 ppm.
El mineral principal del cromo, conocido con el nombre de cromita, es una espinela de cromo que corresponde a la siguiente fórmula química:
(Mg, Fe ++) (Cr, Al, Fe+++) 2 O4
Los principales yacimientos de cromita se encuentran en Sudáfrica (Bushveld), en Kazakhstan y en Zimbabwe. Las reservas mundiales de cromo (cromo contenido) se estiman en 482 millones de toneladas (8). Se reparten de la manera siguiente: Sudáfrica: 61,2%; Kazakhstan: 20,6%; Zimbabwe: 9,0%; India: 3,8% y Finlandia: 2,4%. El 3% restante se encuentra esencialmente entre Turquía y Albania.
Prácticamente el 80% del cromo se utiliza en la metalurgia, sobre todo en la fabricación de los aceros inoxidables. Gracias al desarrollo del procedimiento AOD (Argón-Oxígeno-Descarburación) del que trataremos posteriormente, la materia prima utilizada para la fabricación de los aceros inoxidables es la “carga de cromo” (HC-FeCr: 50-55% Cr, 6-8 % C). Con la excepción del año 1995, en el que se alcanzó un nivel de 0,8 USD/lb (dólares/ libra), el precio de este material tiene, a largo plazo, tendencia a bajar. Actualmente está a 0,4 dólares USA/ libra.
A pesar de la incertidumbre sobre la situación económica de Kazakhastan, se estima que el consumo del mundo occidental en cromo (FC-FeCr), está en el orden de 3,8 millones de toneladas (1998), que deberá ser satisfecha y permitir el desarrollo del acero inoxidable. Hay que señalar que existe una buena correlación entre la producción de cromo y la del acero inoxidable, como se ilustra en la Tabla 1.


Tabla 1: Evolución de la producción mundial de cromo y del acero inoxidable

Año 1993 1994 1995 1996 1997
Producción de HC-FeCr (kT)
Producción de acero inoxidable (kT)
Informe: (HC-FeCr)/Acero inoxidable 2807
11647
0,24 3106
13096
0,24 4270
14852
0,29 3545
14607
0,24 3875
15877
0,24

El caso del níquel es más complejo.
Este elemento ocupa el lugar 24 en el rango de los elementos presentes en la corteza terrestre. La concentración media es del orden de 80 ppm.
Existen dos grandes familias de minerales: sulfuros y lateritas. Los principales yacimientos del mineral se encuentran en Canadá, Rusia, Nueva Caledonia, Australia e Indonesia.
La producción minera esta repartida de la siguiente manera: Norteamérica (Canadá): 28%, Rusia: 27%, Oceanía: 24%, Asia: 11%, resto (Europa y África): 10%. En la actualidad, el 65% del níquel se emplea en la fabricación de aceros inoxidables, mientras que hace una docena de años no llegaba al 45%. En 1997 se produjeron 929.600 toneladas, de las que 602.800 se utilizaron para fabricar acero inoxidable. Las previsiones para el año 2002 estiman una producción de 1.140 toneladas, de las que 770.000 (68%) serán para los aceros inoxidables.
Contrariamente al caso del cromo, el precio del níquel ha mostrado gran variación durante los 10 últimos años, con unos precios que han oscilado entre 1,8 y 4.0 dólares USA por libra.
En 1997, el precio del níquel representaba entre el 25 y el 30% del producto final, sólo en la familia de los austeníticos, que representa el 80% de la producción mundial. Con esta simple cifra, se explica la importancia estratégica del níquel y el papel que puede jugar en el desarrollo de los aceros inoxidables.
Por este motivo, durante las épocas confusas de la economía mundial (segunda guerra mundial, guerra fría, o conflictos locales en Asia), determinados países productores han intentado encontrar un sustituto al níquel y lo han reemplazado, cuando ha sido posible, por el manganeso. En este contexto se han desarrollado los austeníticos de la serie 200 de la norma AISI, en los Estados Unidos de América y en la India (87% del mercado nacional). En este último país, los aceros inoxidables con manganeso se utilizan mayoritariamente en los artículos domésticos.
Otra opción consiste en poner a punto los aceros inoxidables ferríticos (sin níquel) cuyas propiedades de uso están próximos a los aceros inoxidables austeníticos; se trata de los aceros inoxidables ferríticos estabilizados. Su elaboración ha sido posible gracias al convertidor AOD.

Este equipo permite, en efecto, conseguir la cantidad de carbono necesaria para “trampear” con eficacia, utilizando uno o varios elementos estabilizantes. Los dos elementos estabilizantes más utilizados son el titanio y el niobio. Los descubrimientos más recientes atribuyen al vanadio un poder estabilizante. Aunque las propiedades de esta familia de aleaciones son claramente más extensas que las del acero inoxidable ferrítico estándar, son mucho menores que las de los aceros austeníticos. La sustitución sólo puede ser parcial.
El molibdeno es el tercer elemento añadido en la fabricación de los aceros inoxidables. El principal mineral del que se explota es un sulfuro de molibdeno, la molibdenita MoS2 que contiene un 60% de Mo.
Las principales reservas mundiales de molibdeno (12 millones de toneladas) están situadas mayoritariamente en USA (5,4 millones de toneladas), en Chile (2,5 millones de toneladas), China (1 millón), Canadá (0,9 millones) y en la antigua Unión Soviética (0,7 millones de toneladas). El resto está repartido entre Méjico, Perú, Irán y Mongolia.
La producción mundial de molibdeno es del orden de 100.000 toneladas, de las que el 25% se destina a los aceros inoxidables. Aunque el precio del ferro-molibdeno (FeMo) permaneció estable hasta 1993 (3,0 dólares/libra), a partir de esa fecha ha conocido fluctuaciones importantes: 5,0 dólares/libra en 1994, 8,5 en 1995, para volver a 4,5 en 1996.
Aunque el molibdeno se ha utilizado en las diferentes familias de acero inoxidable, su uso principal es en algunos tipos austeníticos, en cantidades del 2,0-3,0 %. En otros ferríticos se usa igualmente entre el 1,0 y 4,0%, y en los tipos austeno – ferríticos, entre el 1,5 y 4,0%. Aunque sólo se sitúa en el tercer lugar del rango de los elementos de aleación, el molibdeno ha jugado un papel importante en el desarrollo de los aceros inoxidables, sobre todo en las aleaciones ferríticas y austeno – ferríticas.
De este breve análisis del impacto de los precios de los diferentes elementos de aleación, se observa el papel estratégico que juega el níquel y en menor medida el molibdeno. A pesar de las incertidumbres que pesan sobre las materias primas, el mercado mundial de los aceros inoxidables está aumentando a un ritmo medio del 9%, durante los cuatro últimos años. Este resultado se debe al logro de nuevos productos destinados a aplicaciones específicas. Por último, si el precio del níquel se mantiene a un nivel de 2,0 dólares/libra, los aceros inoxidables austeníticos (aleaciones de Fe-Cr-Ni) serán competitivos en los sectores que, hasta ahora, le estaban prohibidos.
1.2 – Criterios para la selección de los aceros inoxidables

1.2.1– Criterios técnicos
La elección de un acero inoxidable se basa en una serie de criterios relacionados directamente con su excelente resistencia a la corrosión. Esta propiedad otorga al material inoxidable una duración excepcional entre la mayoría de medios y sus aplicaciones. A esta propiedad fundamental, hay que añadir las características mecánicas (resistencia mecánica, ductilidad, tenacidad) que cubre una gran gama de temperaturas, desde las temperaturas criogénicas hasta las que superan los 1000ºC. La unión de estas propiedades hacen del acero inoxidable un material para estructuras, en el que la relación elevada entre el módulo de Young y la densidad permiten unos comportamientos excelentes en términos de ligereza.
Gracias a su gran facilidad para poder ser trabajados con las técnicas habituales basadas en la deformación en frío (deformación, plegado, embutición,...) y en la unión (soldaduras, pegado,..) los aceros inoxidables, permiten, un número siempre creciente de realizaciones en los que el aspecto de los acabados (rugoso, recocido brillante, pulido,..) juega también un papel importante. La capacidad de embutición profunda, sobre todo la de los tipos austeníticos (aleaciones: Fe-Cr-Ni), permite obtener unas piezas de forma particularmente compleja.
El acero inoxidable es considerado como el material más adecuado para las aplicaciones alimentarias y médicas. En efecto, no altera las propiedades organolépticas de los alimentos y es fácil de limpiar, desinfectar y esterilizar.
Por último, el acero inoxidable es 100% reciclable. Teniendo en cuenta su valor, el acero inoxidable se recicla en un porcentaje muy elevado y los nuevos productos son totalmente idénticos al tipo reciclado. Esta propiedad debe ser señalada a la hora de compararlo con el resto de los materiales.
En la Tabla 2 se muestra un resumen de las principales aplicaciones del acero inoxidable, en función de los diferentes criterios y de la agresividad de los medios y atendiendo a la resistencia a la corrosión.


Tabla 2: Elección de un acero inoxidable, en función de los principales criterios técnicos, en sus principales aplicaciones


Aplicación
Familia Resistencia a la corrosión Característi-cas mecánicas Deformación, Embutición, curvatura
Soldadura
Equipos para: Comedores públicos, hospitales, industria alimentaria, industria láctea, fermentación y almacenamiento de vino, etc. Austeníticos:
Fe-Cr-Ni (Mo) *** * * **
Utensilios domésticos, fregaderos Austeníticos: Fe-Cr-Ni *** * *** *
Sistemas de escape en el automóvil Ferríticos:
Fe-Cr (Ti/Nb) ** ** *** **
Cubas de electrodomésticos Austeníticos:
Fe-Cr-Ni
Ferríticos:
Fe-Cr (Ti) ** * *** **
Estructuras para materiales de transporte Austeníticos:
Fe-Cr-Ni (N)
Ferríticos:
Fe-Cr ** *** ** **
Cuchillos, instrumentos quirúrgicos Martensítico
Fe-Cr
(Ni-Mo) *** ***
Equipos para las industrias químicas y papeleras Austeníticos:
Fe-Cr-Ni-Mo
Austeno-
Ferríticos:
Fe-Cr-Ni-Mo *** ** * ***

Exigencias:
*** : Muy elevada
** : Elevada
* : Mediana
1.2.2 – Criterios económicos: El “Coste del ciclo de vida” o el concepto de coste global

El concepto del coste global tiene en cuenta la suma de los costes de un equipo o de una instalación completa, desde su concepción hasta el fin de su explotación. El “Coste global” o el “Coste del ciclo de vida” está integrado por el coste de la inversión y los costes de mantenimiento durante toda la vida del equipo o instalación.
El concepto del coste global está asociado a un método original desarrollado por EURO INOX (*) que se consigue fácilmente gracias a un programa informático. El método se basa en una fórmula que tiene en cuenta: el coste de compra de los materiales (AC), el coste de ejecución (IC), los costes de funcionamiento y conservación (OC), el coste de las pérdidas de producción durante las fases de parada (LP) y por último, el coste de los materiales de sustitución (RC). Si se designa por N, la duración de vida teórica de la instalación (es decir, el previsto en el momento de la inversión), i, la tasa de interés real (a largo plazo corregido según la tasa de inflación) y n, los años de intervención para realizar las labores de mantenimiento, el coste global LCC, se calcula según la relación:
Se aplicó el método de coste global a un proyecto de fábrica de tratamiento de aguas residuales con una capacidad de casi 6500 m³/hora, siendo la duración de vida prevista de 30 años. Los dos materiales proyectados inicialmente fueron acero al carbono pintado y acero inoxidable. El conjunto de los materiales representaba casi 150 toneladas de producto en forma de chapa, barra, tubo y conexiones. A pesar de una reducción de masa del 10%, el coste inicial (AC) fue 3,7 veces más elevado en el caso del acero inoxidable que el del acero al carbono. El coste de ejecución (IC), incluyendo la pintura para el acero al carbono, era ligeramente más bajo para el acero inoxidable (menos de 7%). La mayor desviación se observó al juntar los costes de explotación: (OC) + (LP) + (RC). Era 23 veces más elevado en el caso del acero al carbono que el acero inoxidable. En total, la reducción del coste a favor del acero inoxidable era aproximadamente el 27%.
Este ejemplo demuestra que, en una instalación que debe funcionar durante un largo periodo, los costes de explotación juegan un papel fundamental en el coste global, y raramente se suelen tener en cuenta al decidir la inversión. En este caso, representaron cerca del 45% del LCC en el acero al carbono, mientras que fueron inferiores al 3%, en el caso del acero inoxidable.

(*) EURO INOX: Asociación europea para el desarrollo del acero inoxidable


1.3 Campos de aplicación


1.3.1-Equipos para industrias químicas y petroquímicas, agro-alimentarias y farmacéuticas

Se emplean esencialmente en los aparatos de calderería que operan a presión atmosférica, aunque, en el caso de los reactores, pueden estar sometidos a elevadas presiones.
La resistencia a la corrosión debe ser elevada, por lo que en determinados casos se justifica el uso de aleaciones austeníticas que llevan aproximadamente un 2% de molibdeno (X2CrNoMo17-12-2/1.4404) (*) incluso del 3,5% (X2CrNiMo18-15-4/1.4438). Si existe el temor de una posible corrosión bajo tensión, se recomienda un tipo austeno-ferrítico del tipo X2CrNiM022-5-3/1.4462.
Además de estas consideraciones en cuanto a la resistencia a la corrosión, hay que remarcar que es absolutamente necesario que los materiales que se utilicen posean una buena soldabilidad.

1.3.2-Electrodomésticos, utensilios de cocina, cubertería y cuchillería

En este amplio terreno del menaje y de los electrodomésticos, la elección del tipo de acero no es homogénea. Sin embargo, cualquiera que sea el tipo elegido, deberá presentar una superficie que permita una fácil limpieza, para evitar cualquier retención de origen bacteriano. En general, el nivel de resistencia a la corrosión se puede calificar de medio. Pero algunas piezas se embuten duramente. En ese caso, hay que recurrir a un tipo austenítico (aleación: Fe-Cr-Ni) del tipo X5CrNi18-10/1.4301. Para los elementos poco conformados y unidos mecánicamente o pegados, suele ser suficiente emplear el X6Cr17/1.4016, ya que resisten bien la corrosión en el medio considerado. Si las uniones se realizan mediante soldadura, hay que utilizar un ferrítico estabilizado del tipo X3CrTi17/1.4510.
En el campo de la cuchillería, el elemento determinante es la calidad del corte de la hoja. Para ello se utilizará una aleación martensítica que contenga al menos el 0,2% de carbono (X20Cr13/1.4021) de manera que después del tratamiento de temple se obtenga una estructura totalmente martensítica con la dureza suficiente para asegurar un buen corte. Los tipos con un contenido en carbono mayor permiten, en principio, una dureza superior, siempre que el tratamiento térmico del temple esté perfectamente realizado.

(*) Las designaciones utilizadas son las definidas por la norma europea EN 10088. Al final de este capítulo tendremos ocasión de explicarlas.


1.3.3 – Automóviles: sistemas de escape, decoración, piezas de seguridad y elementos
estructurales

Dentro de la línea de escape de los automóviles, el acero inoxidable utilizado mayoritariamente es el tipo ferrítico X2CrTi12/1.4512. Por motivos estéticos de las partes visibles y para evitar que haya una pátina el producto puede ser aluminizado.
Ahora bien, la parte fría del sistema de escape (la zona del silencioso) está sometida a la agresión de los ácidos condensados que se producen en la parte caliente (la más cercana al catalizador y junto al motor) por lo que se utilizarán tipos con 17% de cromo estabilizados con titanio y/o niobio.
En la parte caliente, la resistencia a la oxidación, deformación y a la fatiga térmica pueden imponer el uso de aleaciones austeníticas refractarias del tipo X18CrNiSi20-12/1.4828 o X12CrNi23-13/1.4833.
La decoración del automóvil pertenece exclusivamente al campo de los tipos ferríticos con 17% de cromo con o sin adición de molibdeno y estabilizados con niobio para los elementos que tienen que ser perfilados y doblados.
En cuanto a los elementos de seguridad, la aplicación principal es el hinchador del “air bag”. Es una pieza que se suele realizar mediante la mecanización de barras o embutiendo discos en acero inoxidable austenítico X5CrNi18-10/1.4301. Las presiones de inflado tienden a aumentar, por lo que a veces hay que utilizar austeno-ferríticos del tipo X2CrNiN23-4/1.4362.
En la actualidad, hay algunos elementos de las estructuras que se realizan en acero inoxidable. Gracias a sus elevadas características mecánicas, en estado endurecido debido a su conformación en frío, el tipo recomendado es el X2CrNiN18-7/1.4318. En la actualidad se están diseñando bastidores de coches y autobuses con este material.

1.3.4 Industria del transporte: vagones y coches ferroviarios, contenedores y cisternas rodantes, contenedores frigoríficos

En este sector, la ligereza es un criterio de primer orden, sobre todo en los vehículos ferroviarios, que se fabrican mayoritariamente con el tipo X2CrNiN18-7/1.4318 que permite obtener, por una parte, unos límites de elasticidad elevados, y por otro, una excelente soldabilidad.
Para los vagones, además de para los armazones de los contenedores, se utiliza un tipo con el 12% de cromo (X2CrNi12/1.4003) en el que el límite elástico es superior a 320 N/mm², que es fácil de pintar y que presenta una buena soldabilidad.

Si se trata de contenedores cisterna o de cisternas rodantes, y teniendo en cuenta la variedad de los productos que transportan, se utilizan esencialmente tipos austeníticos con molibdeno:
(X2CrNiMo17-12-2/1.4404 o X6CrNiMoTi17-12-2/1.4571). El interior de los contenedores frigoríficos se realiza partiendo de chapas finas de acero inoxidable austenítico
X5CrNi18-10/1.4301

1.3.5 Tubos para el transporte de fluidos, decoración y aplicaciones estructurales

En los tubos destinados al transporte de fluidos llamados también tubos “corrosión” el acero inoxidable más utilizado es el austenítico X2CrNi18-9/1.4307. En medios más agresivos se utilizan los austeníticos X2CrNiMo17-12-2/1.4404 y, en algunos casos determinados, la aleación austeno-ferrítica X2CrNiMoN22-5-3/1.4462. La mayoría de los tubos utilizados se sueldan longitudinalmente, ya que hay que efectuarles un tratamiento de hipertemple a fin de recobrar su estructura metalúrgica original. Si este tratamiento se realiza bajo una atmósfera oxidante se realizará a continuación una operación decapante y un tratamiento de pasivación. Si el tratamiento de hipertemple se realiza en una atmósfera neutra o ligeramente reductora, la operación de decapado no será necesaria, y sólo se realizará la operación de pasivación.
Para los tubos destinados a la decoración se utiliza sobre todo el tipo X5CrNi18-10/1.4301. En este caso, no es necesario realizar los tratamientos descritos antes (hipertemple, decapado, pasivación) aunque el exterior del tubo será pulido “en línea” en sentido transversal, con ayuda de bandas abrasivas oscilantes.
Los tubos para aplicaciones estructurales se realizan a partir de flejes gruesos, sobre todo en la gama ferrítica X2CrNi12/1.4003. Suelen tener una sección cuadrada o rectangular. La soldadura longitudinal suele estar pulida en sentido longitudinal por una banda abrasiva. Existe una última categoría de tubos destinados a intercambiadores de calor (condensadores, recalentadores, evaporadores, etc.) Teniendo en cuenta que la conductividad térmica de los tipos ferríticos es 1,7 veces más elevada que los austeníticos, se les prefiere a estos últimos. Las dos aleaciones más utilizadas son X3CrTi17/1.510 y X2CrMoTi29-4/1.4592 para los intercambiadores utilizados con agua de mar.

1.3.6 Construcción: decoración y estructuras

Se trata de un extenso campo donde se utiliza acero inoxidable tanto en el exterior (cubiertas, muros cortina, entradas de casa y oficinas, mobiliario urbano) como en el interior de los edificios (decoración, escaleras mecánicas, cajas de ascensor, escaleras). También se utiliza en chimeneas, rígidas y flexibles, que se usan tanto para la rehabilitación de viejas chimeneas como en edificios de nueva construcción.

En cubiertas, se utilizan los tipos ferríticos (desde 17% hasta 29% de cromo con o sin adición de molibdeno) y los austeníticos del tipo X5CrNi18-10/1.4301 aunque en todos los casos, el producto debe ser mate. Este aspecto se obtiene directamente de la laminación, siendo después revestido por una fina capa de estaño.
En el campo de la decoración se utilizan gran variedad de aspectos superficiales: brillante, mate, pulido, grabado, etc. que responden al deseo de todos los arquitectos.
Aunque es notoria su resistencia al fuego, el acero inoxidable todavía es poco utilizado en estructuras. Se abre, por tanto, un campo inmenso, en los que sus características mecánicas “con calor” permiten su empleo sin tener que recurrir a protecciones térmicas.


2.- ESTRUCTURA DE LOS ACEROS INOXIDABLES

Los aceros inoxidables son aleaciones metálicas con una base de hierro, o más exactamente, con una base de acero (aleación: hierro – carbono), que debe contener al menos un 10,5% de cromo (según la norma europea EN 10088-1) y al que muchas veces se añaden otros elementos como el níquel (o manganeso su sustitución) y, en menor medida, el molibdeno.
Antes de examinar los diferentes diagramas de equilibrio, conviene recordar las variedades alotrópicas del hierro. A temperaturas bajas, hasta 910ºC, el hierro tiene una estructura cúbica centrada, que es el hierro α. A partir de 910ºC se transforma en hierro γ, cuya estructura es cúbica centrada en las caras, y a 1400ºC sufre una nueva transformación para crear el hierro δ en la que su estructura es cúbica centrada. Estas transformaciones son reversibles, y se resumen en el esquema de la Tabla 3:


Tabla 3: Variedades alotrópicas del hierro y sus estructuras correspondientes

Hierro α (ferrita)
(O  910° C) Hierro γ (austenita)
(910° C 30%) son particularmente sensibles a este fenómeno. Sin embargo, también se puede dar en tipos con 17% de cromo que hayan estado durante mucho tiempo a una temperatura en el intervalo entre 550-850ºC. Esta situación es rara y no se suele presentar nada más que en el enfriamiento de piezas moldeadas, que presentan una gran inercia térmica, o en casos de soldadura de chapas gruesas.
Se puede producir una última transformación entre 400 y 550ºC (figura 4). Se trata de una separación de la fase α en dos fases ferríticas, en la que la de mayor contenido en cromo, es conocida como fase α´. Esta se presenta bajo la forma de finos precipitados en la matriz α. Este mecanismo es análogo a un fenómeno de endurecimiento estructural aunque puede entrañar la fragilización de la aleación.


2.2 Sistema Hierro – Cromo – Níquel



El níquel, elemento gammágeno, amplía el campo de existencia de la fase austenítica. La figura 5, que es un corte del diagrama ternario Fe-Cr-Ni, muestra el desplazamiento del bucle γ hacia los contenidos más elevados en cromo cuando se aumenta el contenido en níquel.
Sin embargo, el efecto gammágeno del níquel es mucho más débil que el del carbono. Si se establece que el efecto gammágeno del níquel está afectado de un coeficiente de 1, el carbono estará generalmente afectado de un coeficiente igual a 30.
Para una aleación que contenga el 18% de cromo (el más representativo de los tipos austeníticos), se demuestra en la (figura 6), que si el contenido en níquel permanece inferior al 2%, la estructura se mantiene ferrítica durante todo el intervalo de temperatura. Por encima de un contenido en níquel del 2%, se observa la aparición de una estructura bifásica α + γ, llamada austeno-ferrítica. Alrededor de un 4% de níquel, el campo de existencia de la austenita γ se amplía desde la temperatura de fusión a los 500ºC para contenidos en níquel entre 8 y 10%.
Partiendo de que ciertos elementos de aleación tienen un efecto alfágeno, es decir, que favorecen la formación de una estructura cristalográfica cúbica centrada como el cromo, y que otros tienen un efecto gammágeno, es decir, que favorecen la formación de una estructura cristalográfica cúbica de caras centradas como el níquel, estos elementos se han reagrupado en dos familias. La primera, es la de los elementos llamados alfágenos. Son: el cromo, molibdeno, silicio, titanio, niobio, vanadio, tungsteno, aluminio y tántalo. La segunda es la de los elementos llamados gammágenos. Son: el níquel, carbono, nitrógeno, cobalto y manganeso. Según sea el contenido de este último elemento en la aleación, su comportamiento será más complejo y se puede producir una alteración de esta clasificación.
Sobre estas bases se han propuesto muchos diagramas para determinar la estructura de las aleaciones metálicas. Pryce y Andrews (12) han establecido un diagrama que permite determinar la estructura de las aleaciones Fe-Cr-Ni a 1.150ºC (figura 7). La temperatura de 1150ºC corresponde sensiblemente a su transformación en caliente. El diagrama más conocido es el de Schaeffler (13) (figura 8). Permite prever, a temperatura ambiente, la estructura de las juntas soldadas en el estado bruto de soldadura, es decir, justo después de una solidificación rápida. Este diagrama ha sido objeto de numerosas mejoras. Entre las más notables, hay que señalar la de DeLong (14) (figura 9) y la de Espy (15) quienes tienen en cuenta el nitrógeno. DeLong afecta un valor medio según el método de soldadura utilizado.

El silicio añadido por motivos de resistencia a la oxidación es un elemento alfágeno afectado por un coeficiente de 1,5 en el cálculo de la equivalencia del cromo. El molibdeno, otro elemento alfágeno, permite mejorar la resistencia a la corrosión por picaduras en un medio cerrado. A altas temperaturas, el molibdeno tiene tendencia a favorecer la formación de fases intermetálicas (fase sigma) aunque a temperatura ambiente va a disminuir la tenacidad de la aleación y su resistencia a la corrosión. El molibdeno tiene un coeficiente de 1,0 en la expresión de equivalencia del cromo.
Una de las diferencias esenciales entre los diagramas de DeLong y Espy, y el de Schaeffler reside en la toma en cuenta del nitrógeno, un poderoso elemento gammágeno. El diagrama de DeLong, que sólo cubre una parte de los dos diagramas precedentes, permite calcular el índice de ferrita que presenta una buena correlación con el contenido de ferrita delta medido, a temperatura ambiente, con la ayuda de un captador magnético. Permite prever el riesgo de fisuración en caliente de una estructura soldada.

2.3 – Aceros inoxidables martensíticos


La obtención de una estructura completamente martensítica, después del templado, confiere a estos tipos, un límite de elasticidad, una resistencia a la rotura y una dureza muy elevadas. Como en todos los aceros con escasa o nula aleación, el carbono juega un papel esencial. Para los aceros inoxidables, que siguen la norma EN 10020 de Junio de 1989, el contenido máximo en carbono está limitado a 1,2%. Su contenido en cromo está comprendido entre 11,5 y 18%, y pueden contener hasta 6% de níquel y hasta 1,5% de molibdeno. Según su composición química, se dividen en cuatro grupos (tabla 4).

Tabla 4: Clasificación de los aceros inoxidables martensíticos


Grupo Composición química (%)
Carbono Cromo Níquel Molibdeno
1
2
3
4 ≤ 0,15
0,15 a 0,50
0,60 a 1,20
≤ 0,22 11,5 a 13,5
12,0 a 14,5
14,0 a 18,0
12,0 a 18,0 ≤ 1,0
≤ 1,0
≤ 1,0
1,5 a 6,0 ≤ 0,60
≤ 0,80
≤ 0,80
≤ 1,50

Los tipos del grupo 1 son los que menos carbono poseen. Su contenido en cromo limitado al 13,5%, permite realizar un tratamiento de temple desde el estado austenítico del interior del bucle γ del diagrama Fe-Cr. El punto de transformación en caliente se sitúa hacia los 900ºC, y el fin de transformación α → γ representado por el punto Ac3 está en el orden de los 920ºC. La transformación completa en austenita necesita de un calentamiento y un mantenimiento a una temperatura superior a 920ºC. El diagrama Hierro – Carbono (figura 10) establecido por BUNGARDT (16) para un contenido del 13% de cromo, ilustra su estado estructural. Los tipos del grupo 2 se caracterizan por su aumento en cromo y carbono. Esta situación se traduce en mayor resistencia a la corrosión (por efecto del cromo) y su mayor dureza (por efecto del carbono). Contrariamente a los del grupo 1, estos tipos no son soldables, aunque pueden ser soldados con soldadura blanda. Los tipos del grupo 3 permiten obtener las mayores durezas aunque éstas se obtienen en detrimento de su ductilidad. Son más difíciles de deformar y su tratamiento térmico debe realizarse respetando estrictamente los procesos. Hay que evitar la formación de fisuraciones tanto al calentar como al enfriar.

El diagrama Hierro – Carbono (16) (figura 11) indica el estado estructural de los aceros con 17% de cromo, en función de la temperatura.

Los tipos del grupo 4, además de añadir níquel, pueden contener molibdeno para mejorar la resistencia a la corrosión por picaduras. Manteniendo el contenido en carbono a un nivel inferior al 0,22% y el níquel hasta el 6%, les confiere una buena ductilidad a estos aceros.

La temperatura de transformación martensítica Ms viene definida en función de la composición química del acero. Corresponde, a partir del estado austenítico, al principio de la transformación martensítica. También constituye un indicador de la estabilidad de la austenita que será tanto más estable cuanto más baja sea la temperatura Ms. Se han propuesto multitud de fórmulas empíricas para calcular la temperatura Ms, y una de las más utilizadas es la de Irvine (18):
Ms (ºC) = 571 –474 (%C) – 17 (%Cr) –17 (%Ni) – 33 (%Mn) – 21 (%Mo) – 11(%W) – 11 (%Si)

En ésta fórmula se observa que todos los elementos de aleación, sean alfágenos o gammágenos, rebajan la temperatura Ms. En la figura 12 se indican los principales aceros inoxidables martensíticos comercializados. Se ha realizado a partir del tipo de referencia X12Cr13/1.4006 (según la norma EN 10088) en correspondencia, cuando exista, con la designación AISI. La Tabla 5 indica unos consejos para la operación de templado (9-17).


Tabla 5: Procedimientos de temple y durezas obtenidas

Grupo Ac3 (° C) Ms (º C) Temperatura de temple (° C) Medio de temple Dureza HRC
1
2
3
4 920
850/900
830/860
800/900 300/500
220/280
190 950/1100
950/1100
1000/1050
950/1000 Aire o aceite
Aire o aceite
Aire
Aire 25/45
45/55
49/60
40/45


(*) Ac3 : temperatura a la que la ferrita acaba transformándose en austenita debido al calor

Para los tipos con más aleación, la temperatura para finalizar la transformación martensítica Mf es inferior a la temperatura ambiente. En esas condiciones, no toda la austenita se puede transformar en martensita durante el enfriamiento. Después del templado, la estructura está compuesta de martensita y de austenita residual que ocasiona una disminución de las características mecánicas y puede ser causa de inestabilidad dimensional. La eliminación de la austenita residual necesita un tratamiento posterior a base de temperatura (del orden de –80ºC) En determinados casos, este tipo de tratamiento puede realizarse incluso en la misma operación del templado.
En el estado bruto de temple, la martensita obtenida suele ser frágil. Es el motivo por el que se le suele practicar un tratamiento de revenido. Se recomiendan dos tipos de tratamiento. El primero es un tratamiento llamado de distensión o de relajación entre 150 y 300ºC. No provoca transformación metalúrgica y si se aplica durante un tiempo suficientemente largo, (de varias horas), permite eliminar la mayoría de las tensiones residuales. El segundo es verdaderamente un tratamiento de revenido practicado entre 550 y Ac1. En esta gama de temperaturas, habrá una precipitación de carburos tipo M23 C6. La consecuencia de esta transformación metalúrgica es triple:

a) Disminución del contenido en carbono de la martensita,
b) Disminución de la dureza y aumento correlativo de la tenacidad
c) Disminución de la resistencia a la corrosión a consecuencia de la precipitación de carburos de cromo.

2.4 – Los aceros inoxidables ferríticos


En principio, los aceros inoxidables ferríticos se caracterizan porque su estructura permanece ferrítica en todo el intervalo de temperaturas, es decir, que no sufren la transformación α ↔ γ. Los tipos industriales más utilizados pueden dividirse, según su contenido en cromo, en tres grupos (tabla 6).


Tabla 6 : Clasificación de los aceros inoxidables ferríticos

Grupo Contenido en cromo
(%) Contenido en carbono
(%) Otros elementos
(estabilizantes)
1
2

3
10,5 a 13
16 a 18

> 20 ≤ 0,080
≤ 0,080

≤ 0,020 Estabilizante: Ti
Estab.: Ti, Nb, Zr, V Resist. Corrosión: Mo
Estabiliz: Ti, Nb
Resist. Corrosión: Mo


2.4.1 Aceros inoxidables ferríticos con el 11% de cromo
Los aceros más corrientes del grupo 1 tienen un contenido en cromo entre 11-12%, además de un bajo contenido en carbono (inferior al 0,03% y normalmente del orden de 0,015%). El tipo más importante, teniendo en cuenta las cantidades fabricadas, es el X2CrTi12/1.4512
(11,5%Cr, Ti≈0,2%). Se utiliza sobre todo en los sistemas de escape de los automóviles, ya que gracias a sus bajos contenidos en elementos intersticiales (carbono y nitrógeno) y a la estabilización por el titanio, la estructura del material permanece siempre ferrítica (ausencia de temple parcial). Esta estructura permite alcanzar excelentes comportamientos en las operaciones (deformación, embutición, doblado y soldadura) y ofrece una resistencia a la corrosión suficiente para la aplicación considerada.
El segundo tipo X2CrNi12/1.4003 tiene alrededor de un 11% de cromo, 0,5% de níquel, y su contenido en carbono se acerca al 0,015%. Con un equilibrio analítico de este tipo, se obtiene, después de un tratamiento térmico sobre los 800ºC, un límite de elasticidad ligeramente superior a 320 N/mm² con un alargamiento a la rotura del orden de 30%; la estructura correspondiente es del tipo: ferrita y carburos dispersos de manera homogénea. Cuando esta aleación se suelda, la ausencia de valor de estabilizante permite una transformación martensítica en más de 90% en la zona afectada térmicamente (ZAT). La martensita con poco carbono así obtenida, posee una tenacidad excelente (KVC a –30% del orden de 10 daJ/cm²) y una dureza moderada (HV ≈ 300). Con estas características mecánicas, la aplicación principal de este material es la de estructuras soldadas de gran fiabilidad (19).

2.4.2 – Aceros inoxidables ferríticos con 17% de cromo
Los aceros del grupo 2 comprenden el tipo de referencia X6Cr17/1.4016, que contiene un 16,5% de cromo y 0,05% de carbono, así como todos los tipos derivados obtenidos por la reducción de sus contenidos intersticiales (carbono más nitrógeno), por la introducción de uno o dos estabilizantes (titanio y/o niobio) y, eventualmente, por la adición de molibdeno (figura 13). La adicción de una cantidad suficiente, en función de los contenidos en carbono y en nitrógeno, de uno o más elementos estabilizantes, permite fijar el nitrógeno y el carbono en forma de nitruros (TiN, formados en fase líquida) y de carburos (TiC, precipitados en estado sólido) o de carbonitruros (Nb (C,N), precipitados en estado sólido). Por definición, la estabilización debe conseguir que el acero inoxidable sea insensible a la corrosión intergranular. Para que la estabilización sea realmente eficaz, debe cumplir con las fórmulas siguientes:
 para el titanio: %Ti > 0,15 + 4 (%C + %N)
 para el niobio: %Nb > 0,2 + 5 (% C + %N)
 para el vanadio: %V> 0,2 + 4 (%C + %N)
 para el titanio y el niobio: % Ti + 4/7 (% Nb) > 0,15 + 4 (%C + %N)

Cuando, como en el último ejemplo, se utilizan dos elementos estabilizantes, se habla de “biestabilización”. Además del papel que juegan en la prevención del riesgo de corrosión intergranular, los elementos estabilizantes en forma libre, es decir, la cantidad que excede de la estrictamente necesaria para asegurar la estabilización, asociados a otros elementos de adición, influyen en la microestructura de la aleación. Por eso Thielman (20) y después Wright y Wood (21) propusieron una “equivalencia de cromo” basada en la fórmula:

Equivalencia de cromo (%) = %Cr + 5(%Si) + 7(%Ti) + 4(%Mo) + 12(%Al) – 40(%C+%N) – 2(%Mn) – 3(%Ni) - %Cu

Un resultado superior a 12, permite asegurar que la estructura del material bruto de solidificación será completamente ferrítica. Esta fórmula fue completada por Kaltenhauser (22), para las soldaduras. El factor (índice ferrítico) que calculó permite conocer el riesgo de formación de martensita en una unión soldada. La fórmula es:

Factor de Kaltenhauser (%) = %Cr + 6(%Si) + 8(%Ti) +4(%Mo) + 2(%Al) – 40(%C+%N)
– 2(%Mn) – 4(%Ni)
Cuando el factor de Kaltenhauser es menor o igual a 17%, el riesgo de formación de martensita en una unión soldada es casi nulo.

2.4.3 – Aceros inoxidables “super ferríticos”
Con el nombre de super ferríticos se suelen designar las aleaciones del grupo 3 (tabla 7). El tipo más característico de este grupo es el X29CrMoTi29-4/1.4592 (figura 13) Contiene el 29% de cromo, y 4% de molibdeno. Su muy bajo contenido en carbono ((C+N) EK). Las reacciones anódica (A) y catódica (K) se traducen en densidades de corriente eléctrica anódica (iA) y catódica (iK) que evolucionan en función de la diferencia del potencial entre el metal o la aleación y la solución acuosa. La curva resultante o curva global i = f (E) obtenida haciendo variar de manera continua el potencial (E), es la suma algebraica de las curvas individuales de polarización relativas a la oxidación y a la reducción (figura 24). El valor absoluto de la densidad de corriente de cambio, varía según el metal o la aleación, su estado superficial, la concentración de las especies Ox n+ y Red, así como por la temperatura.
El potencial de equilibrio EA de la reacción de disolución anódica representa el potencial tomado del metal o la aleación con relación a la solución. Para que un metal o aleación se pueda corroer, tiene que existir en la solución un oxidante tal, que el potencial de equilibrio EK de su reacción catódica de reducción, sea más elevada que el potencial de equilibrio de reacción catódica de disolución, es decir, que EK > EA. En caso contrario (EK O, la reacción de disolución o reacción anódica de oxidación se carga y la densidad de corriente anódica iA aumenta.
Para algunas características de la solución, la curva de polarización anódica i =f (E) de las aleaciones metálicas tiene la forma característica que se indica en la figura 26. Presenta un máximo para E = Ep. Para Eth Etp, la densidad de corriente aumenta de nuevo (transpasividad) y se produce una reacción (oxidación del agua) del tipo:
2H2 O → O2 + 4e- + 4 H+
que entraña la destrucción de la capa pasiva.
Según la posición relativa de las curvas elementales de polarización de las reacciones anódica y catódica, se pueden presentar tres casos:
a) El potencial de corrosión Ec (figura 27-1), por el cual la densidad de corriente anódica está definida por la intersección de la curva anódica y de la curva catódica de polarización. Si se sumerge el metal en la solución, la densidad de la corriente de corrosión es ic. En este caso, la capa pasiva formada previamente se va a destruir ya que no se puede mantener un estado pasivo estable.
b) Con potencial crítico de pasivación Ep, la densidad de corriente catódica es superior a la densidad de corriente crítica de pasivación ip (figura 27-2). El metal o la aleación metálica se pasiva espontáneamente (autopasivación) en el medio considerado. Estamos en presencia de un estado pasivo estable. Es el caso de los aceros inoxidables en gran cantidad de soluciones.
c) El poder oxidante de la solución juega igualmente un papel importante. En el caso de una aleación metálica pasivable, como es el caso de un acero inoxidable (figura 28), el incremento del oxidante aumenta primero la corrosión en el estado activo (curva catódica K1), y después se vuelve inapreciable en el estado pasivo (curva catódica K2). Por el contrario, si la concentración del oxidante aumenta (curva catódica K3) el punto de funcionamiento se encuentra en el campo transpasivo y se observa una rotura localizada de la capa pasiva.
La interpretación electroquímica del fenómeno de la corrosión permite explicar la corrosión y la resistencia a la corrosión uniforme de los metales puros y de las aleaciones metálicas que se presentan bajo la forma de soluciones sólidas homogéneas. En efecto, cada punto de la superficie metálica juega, alternativamente, el papel de ánodo (corrosión o disolución del metal) y el papel de cátodo (reducción de la especie oxidante presente en la solución). La eliminación del metal se reparte uniformemente en la superficie. Este es el fenómeno de la corrosión uniforme.
En la práctica, una aleación metálica no es totalmente semejante a una solución sólida homogénea. La aleación metálica presenta elementos heterogéneos físicos (juntas de grano) y químicos (segregaciones, inclusiones y precipitados).
Las características electro-químicas de estos elementos heterogéneos, sobre todo su potencial de equilibrio EA (figura 25), son diferentes de los del sustrato metálico de base. Ello implica la creación de pilas locales que entrañan la formación de micro ánodos, cuando EK es superior a EA (EK > EA) y de micro cátodos cuando EA es superior a EK (EA > EK). Los micro ánodos son el centro de una disolución (anódica) de la aleación metálica y los micro cátodos son el centro de una reducción (catódica) de la especie oxidante presente en la solución. Si los elementos heterogéneos son muy pequeños y están repartidos casi uniformemente, la corrosión es uniforme estadísticamente.
En los casos de aleaciones metálicas industriales, la concepción de un aparato y las condiciones de funcionamiento y servicio pueden dar lugar a superficies catódicas o anódicas de mayor o menor dimensión, y de engendrar fenómenos de corrosión localizada. El origen de estos fenómenos puede ser múltiple. Los fenómenos de corrosión intersticial son los más frecuentes debido a la creación de un espacio cerrado en la fabricación de un aparato. Los fenómenos de la corrosión bajo tensión se pueden evitar con la elección correcta de un tipo de acero inoxidable en función de la solución con la que ha de estar en contacto.
Igualmente ocurre con la corrosión intergranular, que se puede evitar si se abstiene de cualquier tratamiento térmico llamado “sensibilizante” y si no se pudiera evitar, se puede elegir un acero inoxidable austenítico con poco carbono o un acero inoxidable ferrítico estabilizado.

En conclusión, se puede afirmar que la interpretación y la comprensión de los fenómenos de corrosión se ha facilitado enormemente gracias a la electroquímica. Por otra parte, si la composición química de las aleaciones metálicas juega un papel importante en su capacidad de resistir a la corrosión (resistencia de la capa pasiva), su referencia metalúrgica (inclusiones, precipitados), juega también un papel determinante.

3.3 – Resistencia a la corrosión uniforme


3.3.1 – Nociones generales

La corrosión uniforme constituye la disolución casi uniforme de todos los puntos constitutivos de la superficie de un material y que son atacados sensiblemente a la misma velocidad por el medio corrosivo. La consecuencia de la corrosión uniforme es una disminución regular del espesor, a diferencia de otras formas de corrosión localizada que examinaremos en los párrafos siguientes.
La corrosión uniforme se suele encontrar con más frecuencia en los lugares donde la aleación metálica está en contacto con ácidos tales como: ácido sulfúrico, nítrico, fosfórico, etc.
Este tipo de corrosión se puede expresar por la pérdida de peso  P(g) en función del tiempo bajo la forma de la relación:
 P(g) = A . ic. t / Z . F
donde, A representa la masa atómica del metal de valencia Z, t representa el tiempo expresado en segundos, F es igual a 96500 Culombios, ic representa la densidad de corriente de corrosión expresado en Amperios/cm², y  P es la pérdida de peso expresado en gramos, en una muestra cuya superfice es de 1 cm².
Si se conoce la densidad ρ (g/cm3) del material, se puede deducir la reducción de espesor llamado también velocidad de corrosión Δe (mm/an) por la fórmula:
Δe (mm/an) = K.  P / ρ . t
Si K es una constante cuyas unidades elegidas valen prácticamente 3,15 x 108.
En un medio ácido fuerte, la curva anódica de polarización tiene el aspecto indicado en la figura 26. Delimita cuatro campos que tienen una importancia fundamental. A la izquierda del potencial de equilibrio Eth, la aleación metálica es estable termodinámicamente y no se disuelve. Es el campo llamado “estabilidad”. Entre Eth y Ep, la aleación metálica se disuelve a una velocidad relativamente elevada. Puede alcanzar muchos milímetros al año. Es el campo llamado “actividad”. Entre Epp y Etp, la aleación metálica prácticamente no se disuelve.
De tener que hablar de reducción de espesor, estaría en el orden de micrómetro por año. Más allá de Etp, se trata de un campo transpasivo que no se considera a no ser en casos de medios muy oxidantes.
Para luchar contra la corrosión hay que elegir una combinación de la aleación metálica – solución, de manera que el tipo elegido se encuentre en estado pasivo en el medio que corresponde. Teniendo en cuenta la gran variedad de tipos que hay, los aceros inoxidables son, por lo general, capaces de resolver todos los problemas.
Sin embargo, es necesario que la solución tenga un poder oxidante suficientemente elevado para que el punto de funcionamiento representado por la intersección de la curva anódica de polarización y la simétrica de la curva individual de polarización catódica no se encuentren dentro del campo activo (figura 27-1) sino en el campo pasivo (figura 27-2).
Por último, hay que insistir que, además de estas características químicas, las características físicas de la solución o medio corrosivo tienen una gran importancia. En general, el aumento de la temperatura suele tener un efecto agravante. En ausencia de los fenómenos de erosión, cavitación y abrasión, la circulación del fluido corrosivo tiene un efecto benéfico.

3.3.2 – Influencia de los elementos de aleación

El primer elemento de aleación a considerar es el cromo. Es el que, con un contenido mínimo del 11%, permite la pasividad (ver párrafo 3.1). Cuanto más elevado sea el contenido de cromo, más amplio es el campo pasivo. Al mismo tiempo, la densidad de corriente anódica en el estado activo (pico de corrosión) disminuye. Se encuentra bajo la forma de óxido complejo del tipo (Fe, Cr)2 O3 y de hidróxido de
Cr (OH)3.nH2O en la capa pasiva (figura 23).
El molibdeno mejora la resistencia a la corrosión en medios ácidos reductores o neutros reforzando la estabilidad de la capa pasiva y favoreciendo la repasivación. Más que bajo la forma de óxido MoO3, hoy en día se admite que el molibdeno ejerce acción en la interfase de la película pasiva y la solución bajo la forma de especies hidratadas complejas del tipo H4(12MoO3,SiO4)nH2O.
El níquel no tiene influencia directa sobre la capa pasiva, aunque se constata un efecto favorable en medios sulfúricos.
El cobre mejora la resistencia a la corrosión en medios ácidos gracias a la formación, en la superficie de la capa pasiva, de una capa metálica obtenida a partir de los cationes Cu+ y Cu2+ .
Por último, el silicio puede tener un efecto favorable en ciertos medios ácidos y muy oxidantes como el ácido nítrico concentrado y el ácido sulfúrico concentrado en caliente. Sin embargo, en sentido estricto, el silicio no puede considerarse como un elemento de aleación ya que su contenido en los aceros inoxidables está muy limitado.

3.3.3 – Principales características químicas de las soluciones corrosivas

Actúan directamente sobre la estabilidad de la capa pasiva y determinan la resistencia a la corrosión. Se trata principalmente del pH y del potencial de óxido reducción que condicionan el potencial metal-solución. Además de estas características bien conocidas y cuyos efectos están dominados, hay que insistir en el papel de determinadas impurezas o especies químicas, ya que aunque sólo están presentes en cantidades muy pequeñas, tienen tendencia a modificar el equilibrio metal-solución. A los cloruros Cl¯ y a los sulfuros HS¯ citados con frecuencia, hay que añadir ciertos iones metálicos (Fe, Ni) que, en determinadas condiciones, son capaces de formar especies solubles que pueden desestabilizar la capa pasiva. Estas consideraciones demuestran la necesidad de conocer con exactitud la composición de la solución corrosiva y no contentarse con una designación genérica. Si se conoce la composición química exacta, se pueden presentar dos casos. En el primero, se trata de una solución “estándar”, en cuyo caso la elección del tipo de acero inoxidable se puede realizar con la ayuda de las tablas de corrosión. En el segundo caso, la presencia de impurezas impide recurrir a las tablas de corrosión. En este caso, habrá que utilizar un sistema experto que, a partir de la experiencia, permite, a menudo, encontrar el mejor compromiso.

3.3.4 – Los medios ácidos

3.3.4.1 Ácido sulfúrico (H2SO4) – (31,35)
Las soluciones a base de ácido sulfúrico son medios complejos. En un ambiente a una concentración del 50%, el medio es muy reductor. Al contrario, en un ambiente con una concentración alrededor del 80%, el medio se vuelve oxidante. Por otra parte, su grado de ionización presenta un máximo a una concentración del 30% mientras que la solubilidad del oxígeno es mínimo a una concentración del 70%. Estas consideraciones permiten explicar la agresividad tan fuerte de las soluciones cuya concentración está comprendida entre 30 y 80%. Las aleaciones hierro-cromo, que son martensíticas o ferríticas, resisten mal a los medios sulfúricos.
En las soluciones muy concentradas, es decir, superiores al 80%, se puede utilizar acero inoxidable X2CrNi19-11/1.4306. Su resistencia a la corrosión es buena en soluciones concentradas al 93% hasta 40ºC y en soluciones concentradas a 98% hasta 70ºC. Si a los austeníticos se añade molibdeno permite mejorar significativamente la resistencia a la corrosión.
Los tipos utilizados más comúnmente son los siguientes (ver figura 15): X2CrNiMo17-22-1/1.4404 y sobre todo: X2CrNiMo18-15-2/1.4438. A temperaturas superiores a 70ºC se recomienda utilizar tipos austeníticos que, además de molibdeno, contengan alrededor de un 5% de silicio.
En soluciones intermedias, es decir, donde la concentración de ácido sulfúrico esté comprendida entre el 30 y 80%, los aceros inoxidables se corroen rápidamente. Por el contrario, la presencia de ciertas impurezas oxidantes favorecen el establecimiento y mantenimiento de la pasividad. Es el caso de los iones cúpricos, del ácido arsenioso (0,1% As2 O3) y de algunas decenas de ppm de ácido nítrico. Además del molibdeno, las adiciones del 1,5% de cobre mejoran la resistencia a la corrosión. Es el caso del tipo “super-austenítico” X1NiCrMoCu25-0-5/1.4539 y del austeno ferrítico X2CrNiMoCuN25-6-3/1.4507.
Entre el 0 y 30% de ácido sulfúrico, los tipos austeníticos no se pueden utilizar, salvo que la solución esté lo suficientemente aireada y la temperatura limitada. Por ejemplo, el tipo X5CrNiMo17-12-2/1.4401 se puede utilizar en contacto con una solución al 25% de ácido sulfúrico a una temperatura de 50ºC. Si este tipo permanece aireado (15 ppm de oxígeno disuelto) su comportamiento será bueno a la misma temperatura, y será suficiente una solución a sólo 5% de ácido sulfúrico.

3.3.4.2 – Ácido nítrico (HNO3) – (31,35)
El ácido nítrico es un poderoso oxidante, y la resistencia a la corrosión de los aceros inoxidables estará en función directa con su contenido en cromo. Esto entraña que el tipo que se examina (ferrítico o austenítico) tendrá que ser uno que no vaya a ser sensibilizado en su empleo. Desde este punto de vista, la operación más arriesgada es la soldadura. En efecto, con ciertos tipos, la soldadura puede provocar una sensibilización, es decir, la precipitación de carburos de cromo intergranulares, cuya consecuencia es un fuerte riesgo de corrosión intergranular o intercristalina.
Con las soluciones que contengan hasta un 50% de ácido nítrico y hasta la temperatura de ebullición, se puede utilizar un tipo ferrítico con el 17% de cromo, bajo en carbono y estabilizado, como el X3CrTi17/1.4510, o un tipo austenítico bajo en carbono como X2CrNi18-9/1.4307.
Con soluciones que contengan hasta el 70% de ácido nítrico, hay que recurrir a tipos ferríticos que contengan menos del 26% de cromo. Por el contrario, no se recomiendan tipos “super ferríticos” que contengan mayores porcentajes de molibdeno. En efecto, al contacto con estas soluciones, el molibdeno se puede oxidar de manera preferencial y hay que tener en cuenta el riesgo de que se formen compuestos intermetálicos. Hasta la temperatura de ebullición se usa el tipo austenítico que contiene 25% de cromo y 20% de níquel X8CrNi25-21/1.4845. Como no es bajo en carbono, habrá que evitar cualquier fenómeno de sensibilización o, en caso contrario, practicar un tratamiento final de hipertemple.

Con soluciones muy concentradas, es decir, las que contienen más del 90% de ácido nítrico, o en presencia de iones de cromo hexavalente (CrVI) muy oxidantes, se suele apreciar una corrosión intergranular sobre toda la superficie del material (independientemente de toda la zona sensibilizada y la microestructura del material). La mejor forma de combatir este tipo de corrosión es utilizando un tipo austenítico, bajo en carbono que contenga un 4% de silicio: X1CrNiSi18-15-4/1.4361, sabiendo, sin embargo, que no se podrá evitar una corrosión generalizada “en sentido estricto”, algo superior a 0,1 mm/año.

3.3.4.3 – Ácido fosfórico (H3 PO4) – (31,35)
Aunque las soluciones de ácido fosfórico puro sean poco agresivas, los tipos ferríticos X6Cr17/1.4016 y austeníticos X2CrNi18-9/1.4307 no ofrecen seguridad suficiente dependiendo del proceso de fabricación. Cuando el tipo austenítico X2CrNi18-9 está limitado a soluciones al 30% de H3PO4, un añadido de un poco más del 2% de molibdeno (acero X2CrNiMo17-12-2 /1.4404) resulta satisfactorio en soluciones muy concentradas hasta su temperatura de ebullición.
Sin embargo, el modo de fabricación más corriente del ácido fosfórico es un proceso húmedo que consiste en atacar al material bruto (fosfato tricálcico: CO3(PO4)2) por el ácido sulfúrico entrañando la formación de ácidos contaminados por los sulfatos, los fluoruros y los cloruros. Por el contrario, la presencia de oxidantes como Fe3+ o Cu2+ tienden a reforzar la pasividad. Teniendo en cuenta la agresividad de los contaminantes, se utilizan los tipos ferríticos bajos en carbono con un contenido elevado en cromo (21 al 30%) y muy elevado en molibdeno (4 a 8%) estabilizados, bien sean los tipos austeno ferríticos del tipo X2CrNiMoCu25-6-3/1.4505, o los “super austeníticos” derivados del X1NiCrMoCu25-20-5/1.4539.
Estas últimas consideraciones no se aplican más que en el proceso de fabricación. Para el almacenamiento y transporte del ácido fosfórico puro, es decir sin la presencia de contaminantes, la situación es diferente.
En las soluciones en ebullición donde el contenido en H3PO4 está limitado al 35%, se pueden utilizar los tipos austeníticos X2CrNiMo17-12-2/1.4404 o mejor, X2CrNiMo18-15-4/1.4438.
En las soluciones en ebullición donde el contenido en H3PO4 es del orden del 85%, el níquel mejora significativamente la situación reduciendo la velocidad de corrosión en un factor 10 cuando se pasa de un tipo austenítico con 12% de níquel (X2CrNiMo17-12-2/1.4404) a una aleación con el 62% de níquel (aleación 625):

3.3.4.4. – Ácido clorhídrico (HCl) – (31,35)
El ácido clorhídrico tiene un problema específico de corrosión uniforme en la medida que las curvas de polarización catódica se sitúan cerca de los potenciales bajos que hace que corten la curva anódica de polarización al nivel de su pico de actividad (figura 29). La presencia de oxidantes, sobre todo el oxígeno, tiene el efecto de desplazar las curvas de polarización catódica hacia la derecha y de aumentar la densidad de la corriente de corrosión (figura 29).
En las aleaciones en este medio muy agresivo, las heterogeneidades metalúrgicas, sobre todo las que puedan aparecer en la ejecución del material (soldadura) no son tolerables. Por este motivo, se suelen recomendar los tipos bajos en carbono.
El cromo juega un papel muy favorable ya que disminuye la altura del pico de actividad. El molibdeno y el cobre también influyen favorablemente, y en menor medida, el níquel.
En soluciones desaireadas y exentas de impurezas, se puede utilizar el tipo X2CrNi18-9/1.4307 cualquiera que sea la temperatura. Por el contrario, el aumento del 3,5% de molibdeno, como en el tipo X2CrNiMo18-15-4/1.4438, proporciona una buena pasividad hasta concentraciones de 2 a 3% a 20ºC, y del 1% a 50ºC. A partir de estas concentraciones y siempre a temperatura ambiente, se necesita utilizar el tipo X1NiCrMoCu25-20-5/1.4539.
En las soluciones aireadas o en presencia de oxidantes, la posición relativa de las curvas anódica y catódica muestra el aumento de la agresividad de la solución. En estas condiciones, el tipo X1NiCrMoCu25-20-5/1.4539 no ofrece suficiente resistencia a la corrosión, y se hace necesario recurrir a aleaciones de tipo INCONEL, entre ellas, la “aleación 625” que contiene el 22% de cromo, 62% de níquel, 9% de molibdeno y algunas cantidades de niobio y tántalo.

3.3.5 Bases fuertes: Sosa y potasa (NaOH y KOH) – (31,35)

3.3.5.1 – Medios puros
Las soluciones de sosa y potasa son poco corrosivas en ausencia de impurezas, hasta 100ºC. Los tipos ferríticos del tipo X6Cr17/1.4016 y X6CrMo17-1/1.4113 se utilizan hasta 50 y 70ºC respectivamente, y el tipo austenítico X2CrNi18-9/1.4307 hasta 90ºC. A mayores temperaturas, los tipos austeníticos que contienen menos del 20% de cromo tienen una velocidad de corrosión del orden de 0,4mm/año y se vuelven sensibles al fenómeno de la corrosión bajo tensión. A temperaturas hasta 150ºC se utiliza el tipo austenítico X1CrNi25-21/1.4335 o los austeno ferríticos X1CrNiMoN25-7-4/1.4410 o X2CrNiMoCuN25-6-3/1.4507.

3.3.5.2 Medios contaminados por cloruros y cloratos
Las soluciones industriales de sosa contienen cloruros y cloratos en proporciones que varían entre 0,1 y 5%. En general, esta contaminación no tiene una influencia nefasta sobre la corrosión uniforme siempre que el nivel de cloratos sea escaso y a temperaturas hasta 150ºC. Por contra, esta misma contaminación, acrecienta significativamente el riesgo de corrosión bajo tensión. De hecho, el tipo austenítico X2CrNi18-9/1.4307 se limita a una temperatura de unos 80ºC. Hasta 140ºC se pueden utilizar aceros austeno ferríticos y a temperaturas superiores hay que recurrir a aleaciones de níquel, incluso al níquel puro.

3.3.5.3 – Medios contaminados por sulfuros
En los principales sistemas de fabricación de celulosa a partir de la madera (sistema Kraft), se atacan las virutas con lejías con 20% de NaOH, que contiene sulfuro de sodio (Na2S), de carbonato de sodio (Na2CO3) y de tiosulfato de sodio (Na2S2O3). El ciclo de fabricación conlleva unas temperaturas que varían entre 70 y 170ºC. En esta gama de temperaturas, los aceros austeníticos que contienen níquel y molibdeno tienen un mal comportamiento general, que se puede agravar con un fenómeno de corrosión bajo tensión. Por estos motivos, en este medio se utilizan los tipos ferríticos con un alto contenido en cromo (X2CrMoTi29-4/1.4592) además de los tipos austeno ferríticos (X2CrNiMoN25-7-4/1.4410).

3.3.6 – Medios orgánicos – (31,35)

3.3.6.1 – En general
De manera general, los ácidos orgánicos son mucho menos agresivos que los ácidos minerales, ya que son débilmente disociados en solución. Sin embargo pueden ser muy agresivos sobre todo a altas temperaturas y en presencia de iones Cl¯.

3.3.6.2 – Ácido acético (CH3COOH)
En el ácido puro, el comportamiento de los aceros inoxidables se resume como sigue:
- Los aceros ferríticos con 17% de cromo (X6Cr17/1.4016 y X3CrTi17/1.4510 para las concentraciones soldadas) son utilizables en concentraciones inferiores al 25% o superiores al 70%, y a temperaturas inferiores a 40ºC. La adición del 2% de molibdeno permite su utilización a todas las concentraciones hasta la temperatura de ebullición
- Los aceros inoxidables austeníticos X2CrNi18-9/1.4307 son utilizables en todas las concentraciones a temperaturas hasta 80ºC, y hasta una concentración del 20%, si la ebullición se efectúa a 120ºC. Los tipos austeníticos con molibdeno (X2CrNiMo17-12-2/1.4404) resisten hasta la ebullición en todas las concentraciones.

En ácido industrial, la elección de los tipos es más compleja ya que, según sea el proceso de fabricación utilizado, se pueden encontrar impurezas a concentraciones variables y, algunas veces a temperaturas elevadas. A temperaturas comprendidas entre 120 y 200ºC, es casi obligatorio utilizar el tipo X1NiCrMoCu25-20-5/1.4539, y en los casos más difíciles, las aleaciones de níquel – molibdeno – cromo, conocidos con el nombre genérico de HASTELLOY.
El vinagre comercial, fabricado mediante la fermentación de productos alcohólicos naturales, es menos agresivo que el ácido acético. Los aceros martensíticos de cuchillería, que contienen 13-15% de cromo y un mínimo de 0,20% de carbono (figura 12) resisten muy bien a la acción del vinagre y sirven para controlar la calidad del templado. Los tipos ferríticos y austeníticos resisten al vinagre.
Algunas fabricaciones agro-alimentarias que tienen que soportar vinagre a temperaturas elevadas, y sobre todo, con presencia de sal, utilizan aceros inoxidables austeníticos con molibdeno del tipo X5CrNiMo17-12-2/1.4401.

3.3.6.3 – Ácido fórmico (HCOOH)
El ácido fórmico es más agresivo que el ácido acético, en razón de su mayor disociación cuando está en solución.
El comportamiento de los aceros inoxidables se puede resumir de la manera siguiente:
- El acero X2CrNi18-9/1.4307 no resiste el calor más que en soluciones muy diluidas (concentraciones inferiores al 1%) o en soluciones muy concentradas (100%). En concentraciones intermedias, sólo resiste a temperatura ambiente.
- El tipo austenítico con molibdeno (X2CrNiMo17-12-2/1.4404) se puede utilizar en todas las concentraciones, a temperaturas hasta 80ºC. El aumento del contenido en molibdeno refuerza la resistencia a la corrosión.
- El aumento de níquel es desfavorable, ya que éste elemento forma complejos solubles con el calor.
- Los aceros inoxidables ferríticos con un alto contenido en cromo y molibdeno (X2CrMoTi 29-4/1.4592) tienen un comportamiento notable. Son perfectamente pasivos a más de 100ºC en soluciones al 20%. Como la gama de productos con 29% de cromo es limitada, se pueden obtener buenos resultados con el austeno ferrítico X2CrNiMoCuN25-6-3/1.4507, cuyo contenido en níquel se limita al 6%.

3.3.6.4 Carbamato de amonio y urea (NH2COONH4, NH2CONH2)
La fabricación de la urea, muy utilizada para los fertilizantes, pasa por una primera etapa que consiste en realizar la síntesis del carbamato de amonio NH2COONH4 por reacción entre CO2 y NH3 bajo una fuerte presión. En una segunda etapa, el carbamato se transforma en urea NH2CONH2 por deshidratación entre 150 y 200ºC.
El carbamato de amonio líquido así como las soluciones acuosas de la urea conteniendo carbamato son extremadamente agresivas y sobre todo cuando la temperatura es elevada. La síntesis de los principales estudios y de la experiencia adquirida permiten realizar las siguientes afirmaciones:
- El aumento de cromo es muy favorable, y el óptimo se sitúa entre 19 y 29%
- El molibdeno es igualmente favorable, sobre todo en contenidos superiores a 2,5%
- El níquel posee un efecto desfavorable
- La acción del cobre está sujeto a controversia.
El compendio de estas observaciones conduce a preconizar los tipos ferríticos con gran contenido en cromo del tipo X2CrMoTi29-4/1.4592. Como la gama de los tipos ferríticos es limitada, se pueden utilizar los tipos austeno ferríticos tipos X2CrNiMo25-7-4/1.4410

3.4 Resistencia a la corrosión localizada


3.4.1 – Resistencia a la corrosión por picaduras

3.4.1.1 – Introducción
La corrosión por picaduras se produce sobre una zona muy limitada de la superficie de la aleación metálica, mientras que el resto de la superficie permanece protegida por la capa pasiva. Si se observa una ruptura local de la capa pasiva y no se produce ninguna auto-reparación, la propagación de una “picadura” puede conducir incluso a la perforación completa de la pieza metálica (figura 30).
La corrosión por picaduras se caracteriza por una mínima relación entre el aire de la superficie atacada y el de la superficie no atacada, y una de las principales características de este tipo de corrosión es la existencia de un valor crítico del potencial aleación - solución Etp que corresponde a la germinación de las picaduras.
La corrosión por picaduras se produce principalmente en los medios neutros clorados. Se pueden observar en aguas de diferentes naturalezas: aguas de las ciudades, aguas industriales, y sobre todo, en agua de mar. Si los cloruros constituyen el origen principal de la corrosión por picaduras, también pueden provocar este fenómeno otras especies agresivas. Esencialmente, se trata de otros halogenuros, y de especies de azufre.
Si la agresividad del medio aumenta con el contenido en cloruros u otras especies, la temperatura juega también un papel esencial por su carácter agravante.

3.4.1.2 – Potencial de picaduras
Si se da una aleación metálica caracterizada por su composición química, su estructura metalúrgica y su estado superficial, y un medio corrosivo determinado por su composición química y su temperatura, se observa (si se puede producir el fenómeno) la aparición de picaduras cuando el potencial metal/solución pasa un valor crítico Epic llamado potencial de picadura y que corresponde sensiblemente al potencial de transpasivación Etp definido anteriormente (figuras 26 y 28).
La curva de polarización en medio neutro clorado presenta la tendencia esquematizada de la figura 31. Con la ayuda de un método potencio-cinético y una velocidad de exploración, se puede seguir la evolución de la densidad de corriente i = f (E) en función de los diferentes potenciales aplicados E, se observa que ante la proximidad del potencial Epic, la densidad de la corriente i aumenta bruscamente. Este aumento brusco viene generalmente precedido de inestabilidades ligadas a la aparición de picaduras que se repasivan después de la disolución de algunas inclusiones.
En medio real, las picaduras estables se desarrollan si el punto de intersección de las curvas catódica (curva K1) y anódica se sitúan a un potencia E1 superior a Epic (E1 > Epic), llamado también potencial de germinación de picadura. Si por el contrario, el punto de intersección se sitúa en un potencial E2 inferior a Epic (E2 24%
resistirán mejor a este tipo de agresión.
La nitruración se puede manifestar por la interacción entre el nitrógeno obtenido por fraccionamiento del amoniaco y una superficie metálica llevada a altas temperaturas. El nitrógeno que tiene gran afinidad con el titanio, el aluminio y el cromo, se fijará bajo la forma de nitruros. Para reforzar la estabilidad de la capa pasiva, se necesita un contenido en níquel superior al 35%. Con un contenido en níquel superior al 80%, la acción del nitrógeno es casi nula. Cuando la temperatura es superior a 1000ºC, la disociación de la molécula de nitrógeno N2 entraña una nitruración en las aleaciones austeníticas. Por eso, se observará que en atmósferas de amoniaco disociado, a 1.100ºC, el acero inoxidable con el 21% de cromo y 11% de níquel y al que se le añade cerio, presenta una buena duración de vida. Con los aceros inoxidables ferríticos, cuyo contenido en cromo está comprendido entre el 25 y 30%, y que también contienen aluminio y silicio, la formación de nitruros complejos (Al, Cr, Si) empobrecen la superficie del material en los elementos de aleación y, en el enfriamiento, puede cambiar completamente su estructura por una transformación de tipo ferrita α → austenita γ → martensita γ1.
En muchos procesos utilizados en las industrias química y petroquímica, se encuentran atmósferas con hidrógeno o sus componentes, a altas temperaturas. Los más frecuentes se refieren a la síntesis del amoniaco, a la desulfuración del petróleo y el gas de incineración, y a ciertas operaciones de química carbónica y petroquímica. El comportamiento de los aceros inoxidables en presencia de hidrógeno está íntimamente ligado a su estructura cristalina. Si la solubilidad del hidrógeno es mucho más elevada en la austenita que en la ferrita o martensita, la situación se invierte en lo que concierne a la difusión.
La Tabla 16 resume esta situación a temperatura ambiente, y bajo una presión de 1 atmósfera.

Tabla 16 : Solubilidad y coeficiente de difusión del hidrógeno a 25ºC bajo 1 atmósfera
Estructura α Estructura γ Relación α / γ
Solubilidad H2 (ppm) 0,74 70,1 10-2
Coeficiente de difusión
(cm²/seg) 1,1 x 10 -7 3,1 x 10-12 3,5 x 104

Esto permite explicar por qué los tipos con estructura ferrítica, caracterizados por una escasa solubilidad y un elevado coeficiente de difusión, suelen ser generalmente sensibles a la fragilización por el hidrógeno. Los aceros austeníticos estables cuyo contenido en cromo está sobre el 20%, son prácticamente insensibles a la fragilización por hidrógeno. Por el contrario, los tipos inestables, como el acero X2 CrNiN 18-7/1.4318 pueden ser sensibles a este fenómeno ya que pueden formar martensita por el endurecimiento por conformación en frío a continuación de una embutición profunda. El cambio rápido de una estructura austenítica (estructura γ) a una estructura martensítica (estructura α) puede conducir a una sobresaturación de hidrógeno y volverlo frágil. Igual que en los aceros inoxidables estables, los aceros inoxidables austeno - ferríticos ofrecen una buena resistencia a la fragilización por hidrógeno. Se explica por el hecho de que la fase austenítica de estas aleaciones es muy estable y sirve de trampa al hidrógeno.

La corrosión debida a gases reductores con contenidos de azufre puede tener serias consecuencias, ya que el azufre tiene una solubilidad limitada y tiende a formar eutécticos de bajo punto de fusión (e.j.: 645ºC en el sistema Ni - S). Por otro lado, el cromo forma un sulfuro estable, CrS, con una temperatura eutéctica de 1350ºC y es, por tanto, un elemento favorable. En atmósferas oxidantes, para un contenido dado de azufre, la actividad del azufre es mucho más baja (el azufre está como S02) en lugar de H2S) y se forman óxidos en lugar de sulfuros.
Una capa de óxido estable, compacta y adherente protege al metal del ataque del azufre

3.7 Ensayos de resistencia a la corrosión


3.7.1 – Ensayos normalizados
Las juntas de los granos están consideradas como zonas “particulares”, y los ensayos normalizados se realizan principalmente para “medir” la resistencia a la corrosión intergranular de los aceros inoxidables. Por eso, hay que señalar que estos ensayos, aunque por lo general se realizan en la práctica, se alejan de las condiciones reales de servicio, y que aunque su utilidad es indudable, no son más que ensayos de simulación.
Ciertos aceros inoxidables, sobre todo los aceros inoxidables ferríticos no estabilizados, cuando se les somete a temperaturas elevadas, son susceptibles de precipitar carburos de cromo Cr23 C6 en las uniones de los granos. En esas condiciones, la zona adyacente al carburo está empobrecida de cromo y se encuentra en estado activo. Puede existir riesgo de corrosión intergranular en los tipos ferríticos en estado recocido, y en los austeníticos en estado de hipertemple si las uniones de los granos están en lugares donde se segregan impurezas, sobre todo de silicio, boro, etc. Los tres ensayos principales de corrosión intergranular, desarrollados en principio para los tipos austeníticos son:

a) Ensayo de MONYPENNY-STRAUSS (ASTM A 262-98) práctica E, ISO 365 1/ 2, NF A 05.159), en un medio de ácido sulfúrico (H2SO4) – sulfato de cobre (CuSO4) en ebullición completado con agua destilada con virutas de cobre. Se aplica a los aceros inoxidables ferríticos, austeníticos y austeno ferríticos. La interpretación del ensayo se hizo por examen metalográfico de la muestra después del plegado y aplastamiento.
b) Ensayo de HUEY (ASTM A 268-98/ práctica C, ISO 3651/1, NF A 05.160) en un medio de ácido nítrico (HNO3 ) en ebullición. Se aplica a los aceros inoxidables austeníticos. La interpretación del ensayo se hace por la medida de pérdida de masa de la muestra.
c) Ensayo de STREICHER (ASTM A 262-68) práctica B, en un medio de ácido sulfúrico (50% H2SO4) – sulfato férrico (25-50 g/l Fe2 (SO4)3) en ebullición. Se aplica a los aceros inoxidables austeníticos. La interpretación del ensayo se hace por examen metalográfico y/o por la medida de la pérdida de masa.
Los distintos ensayos convencionales consisten en imponer por mantenimiento potenciométrico, el potencial de un par redox (Cu2+ / Cu+ para el ensayo de Monnypenny-Strauss, Cr6+ / Cr3+ para el de Huey, y Fe3+ / Fe2+ para el de Streicher) – (figura 46).
El ensayo de MONNYPENNY-STRAUSS afecta a medios poco oxidantes. Consiste en mantener la muestra metálica en un estado límite de actividad/pasividad, y el potencial evolucionando de 500 mV/ENH a 300 mV/ENH.
El ensayo de HUEY afecta a medios muy oxidantes. En este ensayo, la muestra metálica se mantiene en un estado que se sitúa al límite pasividad/transpasividad.
En el ensayo de STREICHER, la muestra metálica permanece en estado pasivo. En un medio férrico, el potencial puede evolucionar de 900 mV/ENH a 700 Mv/ENH.
Los ensayos descritos se aplican a los diferentes tipos de acero inoxidable. Por lo tanto, existen diferencias notables entre los aceros austeníticos y ferríticos, sobre todo en los procesos de decromización que llevan a precipitar los compuestos ricos en cromo, tipo carburo o nitruro. El fenómeno de decromización es muy diferente en el caso de los aceros inoxidables ferríticos, si se compara al de los austeníticos, ya que la solubilidad del carbono y del nitrógeno es mucho más débil en la ferrita, y por el contrario, su velocidad de difusión es mucho más elevada.
Los ensayos de MONYPENNY-STRAUS, HUEY y STREICHER tienen una aplicación bastante difícil y su interpretación puede ser delicada. Esta es la razón por la que se ha puesto a punto un método electro químico, conocido con el nombre de ensayo EPR (Reactivación Electro Potencioquinética), que consiste en efectuar una exploración en potencial decreciente desde el dominio transpasivo o pasivo hacia el dominio activo (reactivación).

Este método basado sobre la curva “retorno”, en oposición a la curva “ida” (curva clásica) es la más sensible para poner en evidencia las zonas poco discromadas. En efecto, se demuestra que existe un pico de densidad de corriente llamado de reactivación en el que el aire (figura 47) presenta una buena correlación con las decromizaciones. El medio está constituido por una solución de ácido sulfúrico en la que se ha añadido un activador del tipo de tiocianato de potasio o de amonio. La muestra debe estar perfectamente pulida y limpia; la superficie expuesta es de 1,5 cm². La temperatura del ensayo es de 30ºC. El ensayo propiamente dicho consiste en cargar la muestra de forma catódica (potencial de – 600 mV/ECS) y hacer un salto de – 600 mV/ECS a + 200 mV/ECS. La velocidad de la exploración de retorno que permite trazar la curva de polarización “retorno” es casi de 1,7 mV/seg. Los puntos E1 y E2 de la curva permiten determinar la zona rayada que representa la carga de reactivación.

3.7.2 – Ensayos en laboratorio
Ensayo de abrasión en medio húmedo
La muestra utilizada suele ser una pieza de chapa de 50 x 25 mm. y con un espesor de escasos milímetros (figura 48). La muestra, después de pulida, se fija a la extremidad de un eje cuya velocidad de rotación es fija (unas 600 vueltas/minuto) y que permite obtener una gama de velocidades lineales que van de 0 a casi 1,7 m/seg. en la extremidad de la muestra. El medio está constituido por una solución más o menos agresiva (solución de NaCl más ácido dulce) en la que se dispersan trozos pequeños de cuarzo triturados para evitar las aristas, de escasos milímetros de longitud, siendo el tamaño medio de unos 5 milímetros.
El ensayo propiamente dicho comporta 5 periodos de una hora cada uno. Al final de cada periodo, se procede a pesar la muestra y a reemplazarla de medio. El resultado se expresa en forma de la pérdida de masa acumulada después de cada periodo, y al terminar el ensayo.
Ensayo de corrosión – abrasión
Este ensayo es, en algunos aspectos, similar al ensayo de abrasión en medio húmedo. La muestra de chapa de 50 x 20 mm y de pocos milímetros de espesor se fija, después de pulida, a un eje vertical con una ranura horizontal (figura 49). El tornillo de fijación debe estar recubierto por un barniz aislante a fin de evitar cualquier riesgo de acoplamiento.
El medio está constituido por una solución compuesta de agua, ácido sulfúrico (H2SO4) con un contenido en cloruros Cl¯ de 500 ppm en el que se dispersan partículas abrasivas de carburos de silicio con granos de tres medidas diferentes (0.5 – 1,2 y 2,4 mm). La velocidad de rotación del eje es de 200 vueltas/minuto, que dan velocidades lineales de 0,5 m/min. A 1,4 m/min, en la extremidad de la probeta.

El ensayo propiamente dicho comprende dos periodos de cuatro horas. Al final de cada periodo, las muestras se limpian, se pesan y se renueva el medio. El resultado se expresa en forma de pérdida de masa al fin del ensayo.
Ensayo de corrosión intersticial (46)
Se trata de un dispositivo experimental cuyo principio se indica en la figura 50. Está constituido por una lente de cristal aplicada sobre la muestra metálica con la ayuda de un peso. Se puede reproducir la zona limitada de espesor variable y con gravedad variable. Se pueden determinar los parámetros físico – químicos del medio, es decir: pH, concentración en iones Cl- y Mn+.
Ensayo de corrosión por multipicaduras (47)
En el ensayo de corrosión por picaduras, que tiene un carácter de probabilidades, se puede determinar la aparición de la primera picadura o considerar el conjunto de picaduras examinadas después por análisis espectral.
En la actualidad, el método más impuesto es el primero, llamado también “multipicaduras”. En efecto, con la ayuda del dispositivo representado en las figuras 51 y 52, se pueden efectuar mediciones simultáneas de 12 muestras y realizar un tratamiento estadístico de la picadura en condiciones de rapidez y fiabilidad adecuadas a un laboratorio industrial.
Ensayo de corrosión bajo tensión
La corrosión bajo tensión se puede reproducir con facilidad en laboratorio, bien en una solución en ebullición de cloruro de magnesio, o en una solución en ebullición de cloruro de magnesio adicificado con ayuda de un ácido clorhídrico.
La tensión se puede obtener por medio de un brazo de palanca a cuya extremidad se ha fijado un peso. Aunque la carga aplicada es constante, la tensión aumenta a medida que se forman y se desarrollan las fisuras, ya que la sección real de la muestra disminuye.

3.7.3 Casos prácticos

El primer caso se refiere a una abrazadera de acero inoxidable X2CrNi18-9/1.4307, fijada a un tubo del mismo tipo por el que circula vapor a 125ºC, bajo una presión de 1 bar. Para asegurar una buena estanqueidad y evitar un fenómeno de corrosión intersticial, la superficie de la abrazadera se ha revestido con un adhesivo con cloro. La migración del cloro y las tensiones aplicadas se iniciaron después de desarrollar un proceso de corrosión bajo tensión que se manifestó al cabo de algunos años.
El remedio a este tipo de situaciones es el uso de un adhesivo sin cloro.

El segundo caso relata la corrosión por picaduras de un tubo de acero inoxidable X2CrNiMo17-12-2/1.4404, enterrado en un suelo arcilloso conteniendo, entre otras materias,
600 ppm de cloruros y 1,5% de hierro, con un pH de 7,6. Teniendo en cuenta el carácter desigual del suelo, es preferible envolver el tubo con un revestimiento aislante, y si el tubo debe permanecer desnudo, rellenar la zanja con arena no contaminada permitiendo una suficiente aireación.
El tercer caso corresponde también a un fenómeno de corrosión por picaduras sobre paredes revestidas de X5CrNi18-10/1.4301. Se trata de un revestimiento mural de un laboratorio veterinario cuya atmósfera no es agresiva. El protocolo de ejecución preveía la limpieza con una solución a base de ácido fosfórico. En realidad se ha utilizado una solución cuyo contenido en cloruros era de 1.600 ppm y el pH ligeramente inferior a 1. El aclarado era imperfecto y al cabo de una semana se desarrollaron multitud de picaduras. Este ejemplo demuestra la necesidad de respetar los protocolos de ejecución y de realizar siempre a continuación de la limpieza, un aclarado con agua limpia.
El cuarto caso es relativo a un tubo en X5CrNi17-12-2/1.4401 que sirve para el transporte de un gas caliente (80ºC). El tubo se identificó con la ayuda de un lápiz marcador , cuya tinta contenía cloruros. Después de dos años en servicio, se desarrollaron fisuras transgranulares en el exterior del tubo debajo de las marcas, y en ninguna otra zona. Este ejemplo demuestra que una operación, aparentemente sin ninguna importancia, puede llegar a poner fuera de servicio una instalación. En consecuencia, hay que utilizar marcadores que no contengan cloruros.
El quinto caso se refiere a la corrosión bajo tensión de tubos de aceros inoxidable X2CrNiMo17-12-2/1.4404 que se han agrietado en medio acuoso, conteniendo cloruros, y a una temperatura de 90ºC. Las fisuras se han desarrollado cerca de las soldaduras circulares del empalme de los tubos, es decir, en la zona donde las tensiones residuales generadas por la operación de soldadura son las más importantes. Si no se puede controlar el contenido en cloruros de la solución que, en este caso, son superiores a 200 ppm, hay que practicar un tratamiento térmico de distensión, o un tratamiento de hipertemple después de efectuar las uniones.
El último caso al que nos vamos a referir es el de unos depósitos de almacenamiento cilíndricos de gran capacidad (casi 1000 m³) de chapa de acero inoxidable austenítico
X5CrNi18-10/1.54301, de 6,0 mm de espesor. Antes de su puesta en servicio, los depósitos sufrieron un control de estanqueidad, para lo que se llenaron de agua. El agua utilizada era la que se disponía en el lugar de trabajo. Sus principales características eran: pH=7; Cl- =100 ppm; mineralización =500 mg/l. Después de la prueba de estanqueidad, los depósitos no se vaciaron y el agua de la prueba permaneció allí durante varios meses. Después de este tiempo, aparecieron unas perforaciones que partían de la pared interna, cerca y en las uniones soldadas.
Aunque el agua de prueba tenía iones cloruros, no podían ser el único motivo para originar la corrosión. Se excluyó un fenómeno de corrosión por picaduras. Pero las soldaduras que se habían realizado con electrodos revestidos del tipo E 308L presentaban muchos defectos, y los más notables eran fallos de penetración. Estos fallos de penetración son, de hecho, espacios cerrados a partir de los cuales se desarrolló un fenómeno de corrosión intersticial. Aunque la prueba de estanqueidad no se realizara correctamente (naturaleza del agua, ausencia de vaciado), fue la mala calidad de las uniones soldadas la que originó un resultado catastrófico.

4 – PROPIEDADES FÍSICAS Y CARACTERÍSTICAS MECÁNICAS DE LOS ACEROS INOXIDABLES

4. 1 – Aceros inoxidables martensíticos


Prácticamente, los aceros inoxidables martensíticos se utilizan siempre en estado templado y revenido. Las curvas de la figura 53 indican la evolución de sus características mecánicas:
Rm (resistencia a la rotura en N/mm²), Rp (límite elástico a 0,2%), A (%) y KCU resiliencia Charpy U en daJ/cm²) de los tipos representativos de los diferentes grupos. Hasta 300ºC, el revenido no modifica de manera significativa el Rm y Rp que permanecen casi constantes. Sin embargo, se observa una ligera mejoría del alargamiento y la resiliencia KCU. El tratamiento practicado a partir de 550ºC hará descender el Rm y Rp, y aumentar de manera significativa el alargamiento (A) y la tenacidad (resiliencia KCU). Se deben evitar las temperaturas situadas entre 350 y 550ºC ya que provocan la precipitación de carburos finos del tipo M7C3 que entrañan una bajada sensible de la tenacidad (curva de resiliencia KCU) y un aumento de la dureza (efecto de endurecimiento secundario). La evolución de la dureza en función del tratamiento térmico se suele indicar en forma de curvas:
Dureza = f [T(20 + log t) x 10-3], donde T representa la temperatura (ºK) y t el tiempo de mantenimiento (h); el término T (20 + log t) x 10-3 se conoce con el nombre de parámetro Larson-Miller. La figura 54, de Irvine (18) ilustra esta representación en una aleación del grupo 1.

Los tratamientos térmicos que se acaban de describir corresponden a los que se practican para obtener las características finales de uso. Sin embargo, para realizar determinadas operaciones de puesta en práctica, puede ser necesario ablandar la aleación.
Por regla general, se realizan dos tratamientos térmicos. El primero se practica a una temperatura inferior a Ac1, y de hecho, es un revenido de alto grado que hay que mantenerlo varias horas. El segundo se practica a una temperatura superior a Ac3 y va a conducir a una austenización (fase γ) parcial o total por calentamiento entre 900 y 950ºC durante varias horas. Al calor le seguirá un enfriamiento lento (10 a 20ºC/h). Al final de este tratamiento, se obtiene una estructura ferrítica más fácil de utilizar (por ejemplo, en mecanización). Cuando se termina la operación, hay que practicar un tratamiento final de tipo: templado más revenido (o distensión). Los aceros inoxidables martensíticos presentan unas propiedades físicas relativamente homogéneas. Se resumen en la tabla 17.

Tabla 17: Principales propiedades físicas de los aceros inoxidables martensíticos.

Densidad
(kg/dm³) Módulo de Young
(N/mm²) Coeficiente de dilatación lineal
Entre 20 y 200ºC
(10-6. K-1) Capacidad
térmica de la
masa
(J.kg-1 . K-1) Resistividad eléctrica a 20ºC
(µΩ.m)
7,7 215.000 10,5 460 0,55

Las curvas de la figura 43 indican la evolución de las características mecánicas: Rm (resistencia a la rotura en N/mm²), Rp (límite de elasticidad en N/mm²) y KCU (resiliencia Charpy U en daJ/cm²) de los tipos martensíticos representativos de los diferentes grupos.

4.2 Aceros inoxidables ferríticos


Los aceros inoxidables ferríticos son los que se sirven más a menudo en estado recocido, es decir, con un tratamiento térmico final de recocido entre 800 y 950ºC, seguido o no de un skinpasado para los productos planos. Teniendo en cuenta su equilibrio analítico, los aceros inoxidables ferríticos se caracterizan por la ausencia, o por una fuerte reducción, de la transformación ferrita  austenita. De hecho, no son endurecibles por tratamiento térmico, únicamente por deformación en frío. Su curva de tracción presenta una fuerte similitud con la de los aceros dulces cuya primera parte es una recta (representa el dominio elástico) y la siguiente es una parte curvilínea (representa el dominio plástico). Entre el dominio elástico y el plástico, existe una zona de transición característica de cierta inestabilidad que se representa por el límite de elasticidad Rp (N/mm²).

El dominio elástico permite definir el módulo de elasticidad o módulo de Young, EO (N/mm²), que es constante mientras el esfuerzo unitario de tracción no pase del límite de elasticidad Rp (N/mm²). El módulo de elasticidad , EO se define en el interior del dominio elástico por la relación:

F/SO = EΔ L/LO

Donde: F, representa la fuerza de tracción (N)
SO, representa la sección inicial de la probeta (mm²)
LO, presenta la distancia entre los dos puntos de referencia situados sobre la parte calibrada de la probeta (mm) .
Δ L = L - LO ; representa el alargamiento en valor absoluto en el interior del dominio elástico (mm)
El módulo de elasticidad de los aceros inoxidables ferríticos es de unos 220.000 N/mm². Según su contenido en cromo y su equilibrio analítico, los valores característicos: Resistencia a la rotura Rm (N/mm² o Mpa) y el alargamiento convencional A (%) varían en gran proporción. Las curvas de la figura 55 resumen la situación para el tipo con 11% de cromo X2CrNi 12/1.4003 que se utiliza en la realización de estructuras soldadas y el tipo X6Cr17/1.4016 que es el tipo base de la familia de los ferríticos. En la tabla 18 se resumen las demás propiedades físicas de los aceros inoxidables ferríticos.

Tabla 18: Principales propiedades físicas de los aceros inoxidables ferríticos:

Densidad
(kg/dm³) Módulo de Young
(N/mm²) Coeficiente de dilatación lineal
Entre 20 y 200ºC
(10-6. K-1) Capacidad
Térmica de la
masa
(J.kg-1 . K-1) Resistividad eléctrica a 20ºC
(µΩ.m)
7,7 220.000 10 460 0,6

Los tipos ferríticos estabilizados cuyas propiedades de resistencia a la corrosión se han citado anteriormente, poseen también unas características mecánicas notables, sobre todo en lo que concierne a la ductilidad. Son las que indican las curvas de la figura 56 en los tipos estabilizados con titanio, sobre todo en el tipo con 12% de cromo X2CrTi 12/1.4512 y con 17% de cromo X3CrTi 17/1.4510.


4.3 – Aceros inoxidables austeníticos


Los aceros austeníticos del tipo X5CrNi 18-10/1.4301 son los más representativos y después del hipertemplado, a temperatura ambiente, presentan una estructura austenítica metaestable. Según su grado de estabilidad, en función de su composición química, la austenita se transforma parcialmente en martensita α´ cuando el material se somete a un endurecimiento por conformación en frío suficiente o una bajada de temperatura. La formación de la martensita α´(estructura cúbica centrada) no se hace, en general, directamente a partir de la austenita γ, sino a través de una fase intermedia constituida por una martensita α con una estructura hexagonal compacta que, contrariamente a la martensita α´ no es ferromagnética. El equilibrio entre las diferentes fases: austenita γ, martensita ε y martensita α´ está en función de la deformación o del endurecimiento por conformación en frío. Cuando la deformación crece, la cantidad de martensita ε disminuye con rapidez. La velocidad de formación de la martensita α´ durante la deformación del material juega un papel fundamental en el fenómeno de consolidación que se manifiesta sobre todo en el ensayo de fatiga por tracción.
Si se compara la curva de tracción “convencional” de un acero inoxidable ferrítico y el de un acero inoxidable austenítico en estado de hipertemplado, se puede apreciar una diferencia fundamental. Como se ha indicado en el párrafo anterior, la curva relativa al acero inoxidable ferrítico presenta un dominio elástico donde el módulo de Young permanece constante.
Por el contrario, la curva de un acero inoxidable austenítico tiene una pendiente continua decreciente, sin ninguna discontinuidad. No aparece ninguna separación entre el dominio elástico y el dominio plástico cuando las deformaciones crecientes están aplicadas. Se puede comprobar en el modelo analítico generalmente adoptado para describir la curva tensión – deformación se basa en la ecuación de RAMBERG y OSGOOD
A = σ /EO + k (σ / Rpo,2) n
Donde : A, representa la deformación normal (%)
σ , representa la tensión normal (N/mm²)
EO, representa el módulo de elasticidad (módulo de YOUNG) inicial (N/mm²)
Rpo,2. Representa el límite de elasticidad de 0,2% de alargamiento (N/mm²)
k t n son constantes determinadas para dos tensiones iguales a 0,7 Rpo,2, y 0,85
Rpo,2.
La modificación introducida por HILL (48) permite calcular n y k a partir de dos pares de valores de tensión (σ) – deformación (A), es decir, σ1 /A1 y σ2 / A2

En estas condiciones:
n = log (A2 / A1) / log (σ2 / σ1)
y k = A2 / (σ2 / EO)n o y k = A1 / (σ1 / EO)n
eligiendo σ2 = Rp y A2 = 0,2%
La ecuación A = f (σ) se transforma:
A = σ / EO + 0,002 (σ / Rp)n
De esta ecuación se puede deducir (figura 55) la expresión de “módulo tangente”,
Et = d σ /d A y el del “modelo secante”, Es = σ / A
Et = [1 + 0,002.n. (EO/Rpo, 2) (σ / Rpo,2) n-1]-1.EO
Es = [ 1 + 0,002. (EO / σ) (σ / Rpo, 2o)n]-1. EO
Que son las dos funciones de la tensión σ aplicada. Son los dos módulos que se utilizan en el cálculo de elementos estructurales. El módulo de YOUNG, considerado como una constante en el dominio elástico, no se puede aplicar más que a las aleaciones austeníticas. En cuanto al exponente, según el tipo, puede variar de 4 a 8.
El comportamiento del endurecimiento por conformación en frío de los aceros inoxidables se apoya en el análisis de la curva de tracción (figura 57). Se puede hacer un análisis más preciso del comportamiento de los aceros inoxidables austeníticos a partir de la curva racional de tracción cuya ecuación simplificada viene dada por la relación estable de HOLLOMON:
σ = Kεn
donde: - σ = F/S, representa la tensión verdadera (N/mm²)
- ε, representa la deformación racional definida por la relación:
ε = ∫Ldl/L = ln (L/LO) = In (1+e
donde LO representa la longitud inicial entre dos marcas situadas sobre la parte calibrada
de la probeta, L, la longitud final y ln el símbolo del logaritmo neperiano
- n es una constante, llamada “coeficiente de endurecimiento por conformación en frío”
- k es un coeficiente
La tasa de endurecimiento por deformación en frío se puede deducir de la relación
d σ / d ε =f´(ε).

En la prueba de tracción, la deformación es uniforme, hasta la aparición de un fenómeno de estricción para el cual el esfuerzo de tracción F es máximo. Le corresponde una deformación uniforme εn que se alcanza cuando dF/dL =0. Como F = σ.S (donde S representa la sección verdadera de la probeta), se produce cuando se diferencia esta expresión:
dF/F = dσ/σ + dS/S
Sea por dF=0, es decir, por el esfuerzo F máximo:
σ.dS + S.dσ = 0 , o d σ/σ = -dS/S 0 dl/l = dε
De donde se deduce:
dσ / dέ = σ
Si se admite que k y n son las constantes, se puede escribir la expresión: σ = k.εn bajo la forma logarítmica:
ln σ = ln k + n.ln ε
Luego, diferenciando, viene:
d σ/ σ = n. d ε / ε, o d σ / dε = n. σ / ε
Anteriormente hemos determinado que en las mismas condiciones:
d σ / dε =σ.
Comparando las dos expresiones de d σ / d ε, se deduce la deformación racional repartida:
n = εn
De hecho, la relación ln σ / lf (ln ε ), no está representada correctamente por una recta, ya que no es constante. Es el motivo por el que muchos han buscado una expresión analítica mejor de la relación σ = f (ε), pero nadie ha quedado realmente satisfecho, teniendo en cuenta el hecho de que dσ / dε no es una función lineal de la deformación sino que pasa, en los aceros austeníticos inestables, por un mínimo y luego por un máximo. Si se examina en detalle, no la curva σ = f (ε), sino su curva derivada dσ / dε= f (ε), se ve que presentan un mínimo y un máximo muy claros (figura 58). La existencia de ambos extremos con austenitas inestables resulta de la formación de martensita durante la deformación. El punto mínimo se sitúa ligeramente debajo del umbral de formación de la martensita mientras que el punto máximo corresponde a la deformación por la máxima formación de martensita. La comparación de las dos curvas en la figura 58, demuestra la consolidación suplementaria debido a la formación de la martensita. El suplemento de consolidación conferido por la martensita tiene por efecto desplazar hacia lo alto de la curva dσ/dε y, en consecuencia, aumentar la deformación máxima.
De una manera general, se puede afirmar que la consolidación global es el resultado de tres mecanismos:
a) para las deformaciones generalmente inferiores a 0,15, se observa una corriente visco elástica de la austenita. Se traduce en una disminución del coeficiente de endurecimiento por conformación en frío hasta un valor mínimo.
b) Con la formación y crecimiento de la martensita, se observa un aumento rápido del coeficiente de endurecimiento por conformación en frío. Para un mismo tipo, este aumento es más rápido en cuanto más baja sea la temperatura. Entre +20ºC y –80ºC, el aumento varía, para el tipo X5CrNi18-10/1.4301, en una proporción de 1 a 4000;
c) Después de alcanzar un valor máximo en las deformaciones cercanas a 0,25, el coeficiente de endurecimiento por conformación en frío disminuye rápidamente. El fenómeno está sujeto a la saturación de las fases presentes y al hecho de que el endurecimiento por conformación en frío de la martensita es bastante más débil que el de la austenita.
Este análisis cualitativo demuestra que las curvas σ = f(ε) y dσ / dε = f´(ε) son complejas y que no se pueden, hasta ahora, modelizar correctamente. Ahora, si se considera la primera parte de la curva de tracción, se ve que para una tensión --- inferior a 100 N/mm² hay retorno al punto cero cuando se suprime la carga. A más de 100 N/mm² se pasa progresivamente del dominio elástico al dominio plástico, puesto que se observa una deformación permanente cuando se anula la tensión. Así, si se somete al material a una tensión de casi 130 N/mm² , se observa un alargamiento residual de 0,04% cuando se suprime la carga (figura 59). A partir de este estado, si se procede a cargas y descargas sucesivas, se comprueba que después de cada nueva aplicación de la carga, la relación tensión/deformación es lineal, hasta una curva que no es otra que la curva de tracción obtenida sin las descargas intermedias. Gracias a este tratamiento de tensión previa, el límite de elasticidad Rp se puede mejorar significativamente. Por medio de un tratamiento de tensión previa que consiste en aplicar cargas y descargas sucesivas, se demuestra que el límite de elasticidad convencional en p% de una aleación austenítica parcialmente inestable de tensión previa, en m% bajo un esfuerzo a la tracción es igual al límite de elasticidad convencional en (m + p) % de alargamiento remanente (en relación al estado inicial del material). Es lo que ilustra la figura 59. También es importante constatar que el material endurecido por conformación en frío de esta manera posee un comportamiento elástico reversible bajo tensiones que pueden alcanzar el 85% de la tensión previa aplicada.
Así se comprueba todo el beneficio que se puede sacar de este tipo de tratamiento cuando se aplica bajo la forma de una prueba hidráulica a los equipos a presión de paredes delgadas. El material posee una verdadera elasticidad completamente independiente al límite elástico medido en el estado inicial, siempre que la presión hidráulica de prueba sea al menos 1,3 veces la presión de servicio. Cuando los aceros inoxidables austeníticos “parcialmente” inestables se endurecen por deformación en frío, sus características mecánicas (Rm y Rp) casi se pueden doblar, siempre que guarden una reserva de alargamiento.

La figura 60, indica la evolución de las características mecánicas de dos tipos inestables. Demuestra que para una tasa de endurecimiento por conformación en frío del orden del 40%, el nivel de las características mecánicas (Rm y Rp) obtenido con el tipo X2CrNiN18-7/1.4318 es parecido al obtenido con el tipo más estable X5CrNi18-10/1.4301, con una tasa de endurecimiento por conformación en frío del 60%. Por el contrario, un tipo muy estable como el X4CrNi18-12/1.4303 tiene unas características mecánicas que cambian poco sea cual sea su nivel de endurecimiento por conformación en frío. Sus propiedades se aprovechan en las operaciones de embutición por estiramiento o por fluotorneado cilíndrico. La tabla 20 indica, de manera sintetizada, la evolución de las características mecánicas de los tipos X5CrNi18-10 y X2CrNiN18-7 en función de su nivel de endurecimiento por conformación en frío.

Tabla 19: Características mecánicas de los tipos X5CrNi18-10 y X2CrNiN18-7, en función de su endurecimiento por conformación en frío

Tipo/Estado Límite de elasticidad
Rpo,2 (N/mm²) Resistencia a la rotura
Rm (N/mm²) Alargamiento
A (%)
X2CrNiN18-7 – (recocido) 370 800 53
X2CrNiN18-7-C 850 (1/4 duro) 600 900 35
X2CrNiN18-7-C 1000 (1/2 duro) 880 1160 20
X2CrNiN18-10
(recocido) 270 620 56


El comportamiento específico de los aceros inoxidables austeníticos de cara a las propiedades estáticas se encuentra igualmente al nivel de sus propiedades dinámicas, sobre todo en lo que concierne a su capacidad de absorber energía bajo el efecto de un impacto. La experiencia demuestra que los mejores comportamientos de los aceros austeníticos metaestables se obtienen cuando se les solicita dinámicamente en tracción o en expansión dinámica con el fin de obtener una plena consolidación.
El módulo de elasticidad de los aceros inoxidables austeníticos está en el orden de 200000 N/mm². Como ya se ha indicado, debido a su inestabilidad, sus características mecánicas Rm, Rp y A pueden variar en gran proporción, según la tasa de endurecimiento por conformación en frío que se les aplique. En comparación a los tipos martensíticos y ferríticos que son ferromagnéticos, las aleaciones austeníticas en estado de hipertemple, es decir, cuya estructura es totalmente austenítica, no son magnéticos.
En la Tabla 20 se resumen otras propiedades físicas de los aceros inoxidables austeníticos.

Tabla 20: Principales propiedades físicas de los aceros inoxidables austeníticos

Densidad
(kg/dm³) Módulo de Young
(N/mm²) Coeficiente de dilatación lineal
Entre 20 y 200ºC
(10-6. K-1) Capacidad
térmica de la
masa
(J.kg-1 . K-1) Resistividad eléctrica a 20ºC
(µΩ.m)
7,9 200.000 16,0 500 0,73



4.4– Aceros inoxidables austeno ferríticos


Las características mecánicas de los aceros inoxidables austeno-ferríticos se distinguen de los tipos austeníticos fundamentalmente porque sus límites de elasticidad y resistencia a la rotura son más elevados. Por el contrario, su alargamiento es bastante más débil y su campo de utilización se limita a temperaturas entre –50ºC / +300ºC. Su límite de elasticidad Rpo,2 es aproximadamente del orden de 620 N/mm² , corresponde a una resistencia a la rotura de 840 N/mm² y un alargamiento a la rotura de 30%.
Aunque inferior a la de los tipos austeníticos, su tenacidad a bajas temperaturas permanece elevada. El valor de resiliencia Charpy V a –40ºC suele ser del orden de 80 Julios/cm². Además, los aceros inoxidables austeno-ferríticos son relativamente poco sensibles al fenómeno de endurecimiento por conformación en frío. En la figura 61 se esquematizan las diferentes curvas para una tasa de endurecimiento por conformación en frío limitado al 15%. En la taba 21 se indica la comparación de las características mecánicas convencionales de los principales tipos de acero inoxidable.
Está claro el efecto de la estructura sobre el alargamiento y el límite de la elasticidad en estado recocido.

Tabla 21: Comparación de las características mecánicas de los principales tipos de acero inoxidable

Estructura Límite de elasticidad
Rpo,2 (N/mm²) Resistencia a la rotura
Rm (N/mm²) Alargamiento
A (%)
Ferrítica 370 500 26
Austeno-Ferrítica 620 840 30
Austenítica 270 620 56




En cuanto a sus propiedades físicas, son intermediarios entre los tipos ferríticos y los austeníticos. En la Tabla 22 se resume.

Tabla 22: Principales propiedades físicas de los aceros inoxidables austeno ferríticos

Densidad
(kg/dm³) Módulo de Young
(N/mm²) Coeficiente de dilatación lineal
Entre 20 y 200ºC
(10-6. K-1) Capacidad
térmica de la
masa
(J.kg-1 . K-1) Resistividad eléctrica a 20ºC
(µΩ.m)
7,8 200.000 13,0 500 0,8

Igual que ocurre con las características mecánicas, se puede confeccionar una tabla comparativa de las propiedades físicas de los principales tipos de acero inoxidable. Se resume en la tabla 23.

Tabla 23: Comparación de las propiedades físicas de los principales tipos de acero inoxidable


Estructura Módulo de Young
(N/mm²) Coeficiente de dilatación lineal
Entre 20 y 200ºC
(10-6. K-1) Capacidad
térmica de la
masa
(J.kg-1 . K-1) Resistividad eléctrica a 20ºC
(µΩ.m)
Ferrítica 220.000 10,0 460 0,60
Austeno-ferrítica 200.000 13,0 500 0,80
Austenítica 200.000 16,0 500 0,73


4.5 Los aceros inoxidables endurecidos por precipitación


Los aceros inoxidables endurecidos por precipitación (DP) o “precipitation hardening” (PH) son aleaciones cuyas características mecánicas se obtienen después de un tratamiento térmico a una temperatura media (temperatura de revenido) que provoca el endurecimiento gracias a un fenómeno de precipitación más o menos complejo;
Como se ilustra en la figura 21, los aceros con endurecimiento estructural, se pueden clasificar en las tres categorías siguientes:
a) los aceros de transformación martensítica directa, cuyo máximo exponente es el acero X5CrNiCuNb16-4/1.4542 (17-4PH)
b) los aceros de transformación martensítica indirecta, también llamados semi austeníticos, cuyo ejemplo más corriente es el acero X7CrNiAl17-7/1.4568 (17-7PH)
c) los aceros austeníticos, siendo el más corriente el acero X6NiCrTiMoB25-15-2, para los que únicamente vale el fenómeno de endurecimiento estructural, que permite obtener sus elevadas características mecánicas.
En cuanto a las características mecánicas, es absolutamente necesario diferenciar bien entre las características mecánicas del material de suministro (tabla 24), que no es más que un estado intermedio, y después del tratamiento de endurecimiento por precipitación (tabla 25).

Tabla 24: características mecánicas, en estado recocido

Tipo Límite de elasticidad
Rpo,2 (N/mm²) Resistencia a la tracción
Rm (N/mm²) Alargamiento en la rotura
A (%)
X5CrNiCuNb16-4 /
1.4542
(17-4 PH)
800
1100
12
X8CrMoAl 15-7-2 /
1.4532
(PH 15-7 Mo)
370
940
35
X7CrNiAl 17-7 /
1.4568
(17-7 PH)
280
900
35

Tabla 26: características mecánicas después del tratamiento de endurecimiento por precipitación

Tipo Límite de elasticidad
Rpo,2 (N/mm²) Resistencia a la tracción
Rm (N/mm²) Alargamiento en la rotura
A (%)
X5CrNiCuNb16-4 /
1.4542
(17-4 PH)
1200
1300
14
X8CrMoAl 15.7-2 /
1.4532
(PH 15-7 Mo)
1400
1450
7
X7CrNiAl 17-7 /
1.4568
(17-7 PH)
1300
1400
9

Por el contrario, las propiedades físicas de los principales tipos citados en las tablas 24 y 25 pueden ser diferentes. Se resumen en la tabla 26.



Tabla 26: propiedades físicas de los principales aceros inoxidables endurecidos por precipitación después del tratamiento de endurecimiento

Densidad
(kg/dm³) Módulo de Young
(N/mm²) Coeficiente de dilatación lineal
Entre 20 y 20ºc
(10-6. K-1) Capacidad
térmica
(J.kg-1 . K-1) Resistividad eléctrica a 20ºC
(µΩ.m)
7,7 200.000 11,2 460 0,80


5.- APLICACIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES (17)

Las propiedades intrínsecas de un “material”, la “concepción” de una pieza o de una unión compleja, así como la forma en la que se “aplica” un material, son fundamentales para el “rendimiento” de la pieza o la unión terminadas. Es lo que esquematiza la figura 62.
La coordinación de “material”, “concepción, y “aplicación” conducen a la ejecución final de un objeto que no debe ser entendido como un proceso lineal, sino como un proceso interactivo entre los tres elementos. Las características metalúrgicas y mecánicas van a influir en gran medida en la técnicas de trabajo (embutición, fabricación, etc.) mientras que la resistencia a la corrosión está en relación con las propiedades de uso. En cuanto a la concepción, no sólo tendrá influencia directa sobre las propiedades de su utilización, sino también sobre la resistencia a determinadas formas de corrosión.

5.1 – Mecanización – Corte


Por mecanización – corte, se entiende el conjunto de operaciones destinadas a producir elementos que van a ser deformados y después unidos para realizar un equipo o una unión más compleja. En general, con el término corte se designa a las operaciones efectuadas de forma mecánica (cizallado, punzonado, serrado, etc.) mientras que el término mecanización se refiere a operaciones de corte térmico (plasma, láser, etc.).

5.1.1 – Cizallado
Cizallado por guillotina (figura 63)
El cizallado consiste generalmente en cortar chapas para obtener piezas de dimensiones más pequeñas, o en cortar una bobina en sentido transversal para transformarla en chapas. Con los aceros inoxidables austeníticos, el espesor máximo admisible es, para una máquina dada, igual al 70% del espesor máximo previsto para el acero dulce. La holgura entre las cuchillas debe estar entre el 4 y el 7% del espesor de las chapas con una tolerancia de +/- 0,01 mm. Para chapas de 1,5 mm. de espesor, la holgura recomendada es de 0,07 mm. Para mayores espesores, se aconseja una holgura del orden de 0,1 mm. El ángulo de corte o ángulo de cizallado puede variar de 0º30´a 2º, utilizándose con frecuencia el valor 1º30´. Los materiales recomendados para las cuchillas son herramientas de acero templado, así como de ciertos aceros de cromo. Como en todas las operaciones en las que hay un contacto íntimo entre la herramienta y el acero inoxidable, es indispensable reservar las mismas cuchillas para su mecanización, para evitar cualquier riesgo de contaminación, sobre todo la de partículas ferrosas. En cuanto al equipo necesario para el cizallado, hay que vigilar que los pisadores no estropeen la superficie de las chapas (rayas, huellas). Para evitarlo, se revestirán las mordazas que sujetan las chapas con elastómero. Después del cizallado, un buen medio de control, será el examen del corte de la chapa. Si es correcto, la parte superior del corte “zona cortada” debe corresponder al 40% del espesor, mientras que la parte inferior “zona arrancada” debe corresponder al resto, es decir el 60%.

5.1.2 – Corte longitudinal
Consiste en cortar una bobina en una serie de flejes más estrechos. Una de las aplicaciones típicas es la producción de flejes destinados a fabricar tubos soldados. Para lograr un corte correcto, hay que ajustar la holgura y la sobreposición de las hojas o cuchillas circulares. Un juego igual al 5% del espesor constituye un valor medio. La velocidad lineal del corte longitudinal varía, según el tipo y su espesor, de 60 a 200 m/min.

5.1.3 – Estampado de las piezas
Estampado por prensa (figura 64)
El estampado por prensa exige unas máquinas más potentes que para el acero al carbono. Para facilitar el corte, el punzón o la matriz pueden presentar una pendiente en el borde, justo en el centro de la flecha, siendo esta última igual al espesor del producto. En lo que concierne a la holgura entre el punzón y la matriz, estará comprendido entre el 5 y 10% del espesor del producto.

Cizallado por cuchillas circulares (figura 65)
Las cuchillas se deben montar como en el caso del corte longitudinal rectilíneo. Las cizallas utilizadas para esta operación producen piezas circulares de grandes diámetros, destinadas a fondos de depósitos o a embuticiones de grandes dimensiones. El corte (circular) está guiado por un punto central situado en el centro de la pieza.

5.1.4 – Troquelado (figura 66)
El troquelado es una técnica de corte mecánico en el que el material se corta siguiendo una trayectoria cuya anchura está determinada por la de la herramienta. Esta última está compuesta por un punzón oscilante que se mueve dentro y fuera de un troquel fijo, realizando un corte con cada golpe. De hecho, el troquelado es un proceso de perforación repetitivo, en el que el punto se va ajustando entre golpes sucesivos, en función del espesor de la chapa. Se puede seguir una trayectoria de corte precisa utilizando una plantilla, o con un sistema de control numérico. Los bordes del corte muestran las marcas de los sucesivos golpes del punzón, que se suelen quitar con un amolado fino.

5.1.5 – Punzonado (figura 67)
El punzonado se utiliza corrientemente para hacer agujeros cuyo diámetro mínimo sea igual al doble del espesor de la chapa, y la distancia mínima entre dos agujeros sucesivos sea igual a la mitad del diámetro de l agujero. Las fuerzas aplicadas para el punzonado del acero inoxidable son bastante más elevadas que las utilizadas para el acero al carbono. Están en relación a sus respectivas resistencias a la rotura. El juego (J) entre la matriz de diámetro (D) y el punzón de diámetro (d) se puede resumir en la relación: J=D-d. En los trabajos normales, el juego está dado por la relación J=0,12 x el espesor de la chapa, y en los trabajo “de precisión”, se adoptará la relación J=0,07 x el espesor de la chapa. Los agujeros punzonados presentan siempre una conicidad más marcada cuanto mayor sea el espesor de la chapa. El ángulo de despulla de las matrices es un máximo de 3º.
Las punzonadoras modernas son de mando numérico. Aseguran una excelente precisión en la posición de los agujeros (del orden de ± 0,03mm) y permiten conseguir una productividad elevada.

5.1.6 - Aserrado
Aserrado manual
Los aceros inoxidables se pueden cortar con facilidad con una sierra metálica. La cadencia máxima será de unos 50 cortes por minuto con hojas cuyo dentado varía entre 7 y 12 dientes por cm.
Aserrado con serrucho
Los serruchos de punta están equipados con una hoja vertical con un movimiento vertical alternativo. Para los aceros inoxidables se utilizan hojas cortantes con dentado fino. El espesor máximo de la chapa, con este procedimiento, está sobre los 2,0 mm.
Aserrado con sierra de cinta sinfín
Es el método más corriente. Se adapta bien a los cortes rectilíneos en unos espesores de 0,8 a 8,0 mm.
Según el espesor y el tipo de acero inoxidable, la velocidad de la banda varía de 15 a 40m/min. Las velocidades más elevadas se emplean en las chapas delgadas, mientras que las velocidades comprendidas entre 15 y 30 m/min., son adecuadas para espesores superiores a 1,5mm.
Con este tipo de corte no es necesario utilizar lubricantes, aunque se recomienda insuflar aire comprimido sobre la zona de corte, para eliminar las partículas de metal y limitar el calor.
El serrado con cinta sinfín se adapta también para cortar productos largos (barras). Con estos productos la velocidad lineal de la cinta puede oscilar entre los 30 m/min en el tipo austenítico corriente X5CrNi18-10/1.4301, y los 40m/min. en el tipo austenítico X10CrNiS18-09/1.4305 e incluso a 45m/min. para el tipo ferrítico de decoletaje X10CrS17/1.4104.

5.1.7 Corte por chorro de agua
Este método consiste en proyectar, a través de una boquilla calibrada, un chorro de agua a alta presión (2000 a 5000 bars), que contiene un polvo abrasivo (granate, - corindón de 0 a 0,5 mm de diámetro), de forma perpendicular a la superficie del material a cortar y desplazarla a un velocidad de unos 20cm/min. El chorro de agua tiene un diámetro pequeño y debido a su gran velocidad, permite obtener un corte de gran calidad.

5.1.7 Corte térmico
Oxicorte con llama
Sólo citaremos este procedimiento ya que se adapta mal al corte de los aceros inoxidables. De hecho, provoca una oxidación superficial importante, así como una extensa zona afectada térmicamente. A lo sumo, se puede considerar como una solución de reparación.

Corte por plasma (figura 68)
Se trata de un procedimiento en el que un chorro de plasma, a temperatura elevada (10.000 a 20.000ºC) hace fundir el material al que se dirige. El plasma propiamente dicho es una mezcla gaseosa muy ionizada. Los gases plasmágenos más utilizados son el argón y las mezclas argón-hidrógeno, nitrógeno y aire comprimido. Según los gases plasmágenos utilizados y el tipo de acero inoxidable, la oxidación y la contaminación de los bordes será más o menos importante. En general, una mezcla ligera permite mantener sano el material. El corte bajo agua permite reducir el fenómeno de la oxidación y aumentar la velocidad. En las chapas de acero inoxidable austenítico de 3,0 mm. de espesor, la velocidad de corte sería de 3,5m/min.

Corte LASER (figura 69)
En corte, la mayoría de las veces el LASER (Light Amplification by Stimulated Emission of Radiation) funcionará según dos modos de emisión: la emisión continua (permite obtener grandes velocidades de corte) y la emisión de impulso (permite limitar la extensión de las zonas afectadas térmicamente). Con los láser CO2 (medio emisor: dióxido de carbono CO2, nitrógeno (N2) y helio (He), se utilizan unas potencias comprendidas entre 0,5 y 3 kW. En los láser YAG (medio emisor: Itrio – Aluminio – Garnet, es decir granate de itrio – aluminio), su potencia de corte es inferior a 2kW.
La fuente láser es fija y hay que dirigir el haz a la pieza, utilizando un conducto óptico equipado con espejos de transmisión (láser CO2) o una fibra óptica (láser YAG).
La focalización va a permitir no sólo concentrar el haz en un punto, sino obtener un punto focal cuyo diámetro (d) está dado por la relación d = λ f / D, en la que λ representa la longitud
(λ = 10,6µm para un láser (CO2), f la distancia focal y D el diámetro de un haz (paralelo), antes de la focalización. D es del orden de 20mm para un láser (CO2).
Además, al diámetro del punto focal, hay que asociar la profundidad de campo. Esta es proporcional a λ (F/D)².
Si se comparan las dos relaciones, se ve que para obtener un punto focal de diámetro pequeño, se necesitará una distancia focal corta y que, para obtener una gran profundidad de campo, esta distancia deberá ser larga.
La solución industrial será una media entre una distancia focal corta y una larga. Para un punto focal de 0,3 mm. y una profundidad de campo algo inferior al milímetro, la distancia focal adecuada podría ser de 150mm.

Teniendo en cuenta su comportamiento, los láser CO2 son los más utilizados en corte.
Además de la mezcla de gases (He, N2, CO2) que constituye el medio emisor, llamado también “gas pesado”, se utiliza el gas “de asistencia” (nitrógeno u oxígeno) que se inyecta de manera concéntrica al haz y que va a permitir la expulsión del metal en fusión. Cuando se utiliza oxígeno, se añade una reacción exotérmica que permite aumentar la velocidad del corte. Para lograr un corte regular, hay que asegurarse de que el haz esté bien centrado en la boquilla y, además, se efectúe la focalización sobre la cara superior de la chapa (chapas finas) o a un tercio del espesor del material (chapas gruesas).
Con un láser CO2 de una potencia de 1,5kW se obtienen los comportamientos que se resumen en la Tabla 28.

Tabla 27: Velocidades de corte obtenidas con un láser CO2 de 1,5kW, sobre un acero inoxidable tipo X5CrNi 8-10/1.4301

Espesor de la chapa (mm) Velocidad de corte (m / min)
Gas de asistencia: Oxígeno Gas de asistencia: Nitrógeno
1,0 9,0 8,0
2,0 5,0 3,5
3,0 3,0 2,0
6,0 1,5 0,5

Con el nitrógeno se obtiene un corte con mejor aspecto, pero se logra disminuyendo la velocidad.

5.2 Mecanizado


5.2.1 Introducción
Entre las numerosas técnicas de aplicación de los aceros inoxidables, el mecanizado afecta principalmente a los productos largos (barras). Tampoco se pueden descuidar las demás operaciones de mecanizado (taladro, fresado, roscado) practicadas igualmente, sobre los productos planos. En ese caso, a menudo se suele proceder a un ensamblaje con la ayuda de medios mecánicos: tornillos, pernos, remaches. Al mecanizado, que es la operación por arranque del material con la ayuda de una herramienta de corte, se le asocia un tipo o una familia de tipos de acero inoxidable.
Con el fin de mejorar la aplicación de sus productos, los siderúrgicos han desarrollado unos aceros inoxidables con una mecanización mejorada gracias a un mayor control de la naturaleza y distribución de las inclusiones no metálicas.

Se han desarrollado dos tipos:
los tipos resulfurados, también llamados “tipos de decoletaje”
los tipos con un contenido en azufre controlado pero no resulfurado que contienen óxidos que favorecen el fraccionamiento de la viruta en el momento del mecanizado.

5.2.2 – Criterios de mecanización
Son numerosos aunque, por razones prácticas, se mencionarán tres: el fraccionamiento de la viruta, la duración de la vida de la herramienta y el estado superficial obtenido (caracterizado por su rugosidad)

5.2.3 – Comportamiento de las diferentes familias de aceros inoxidables
5.2.3.1 – Aceros inoxidables austeníticos
Estas aleaciones se endurecen por la deformación en frío con mucha facilidad. En este estado, sus características mecánicas son muy elevadas y pueden provocar un desgaste prematuro de las herramientas. Endurecidos en frío, guardan una “reserva” de ductilidad que entraña la formación de virutas largas y favorece la “adhesión” de la viruta a la herramienta. Las fuerzas de corte son elevadas y provocan una degradación de la arista de corte de la herramienta, pudiendo provocar su rotura.
Además, estos tipos tienen una conductividad térmica casi tres veces menor que (ε) la de los aceros al carbono. Esto provoca una temperatura elevada en el nivel de la interfase metal – herramienta provocando un calentamiento excesivo en esta última, con gran riesgo de acortar su duración de vida.
Por todos estos motivos, los tipos austeníticos destinados a la mecanización se suelen resulfurar, y su contenido en azufre suele estar comprendido entre 0,15 y 0,35%.

5.2.3.2 – Aceros inoxidables ferríticos
Su endurecimiento por deformación en frío es mucho más débil que el de los tipos austeníticos. Para una tasa de endurecimiento por deformación en frío del 50%, el aumento del esfuerzo de rotura sólo es de 200 N/mm², mientras que para algunos tipos austeníticos es superior a 1000 N/mm².
Aunque su conductividad térmica es superior a la de los tipos austeníticos, su tendencia a la formación de virutas largas, así como el riesgo de adhesión siguen siendo elevadas. Este es el motivo por el que casi todos los aceros inoxidables ferríticos destinados a la mecanización se resulfuran.

5.2.3.3 – Aceros inoxidables martensíticos
Sus propiedades físicas se aproximan a las de los aceros con aleaciones especiales. Sin embargo, siendo grande su resistencia a la rotura, los esfuerzos de corte siguen estando a un nivel elevado.

5.2.4 – Papel de las inclusiones no metálicas
5.2.4.1 – Inclusiones a base de azufre: aceros resulfurados o de “decoletaje”
Esta vía utilizada durante mucho tiempo permite una mejora espectacular de la maquinabilidad. Una adición de azufre conduce a la formación de sulfuros de manganeso cuyo papel es esencial en el fraccionamiento de la viruta. Sin embargo, su presencia provoca una importante disminución de la resistencia a la corrosión, en particular, a la resistencia a la corrosión por picaduras. Además, el exceso de azufre disminuye claramente la soldabilidad metalúrgica, aumentando el riesgo de fisuración en caliente, es decir, durante la solidificación de la soldadura. En resumen, si la adición de azufre, a niveles comprendidos entre 0,15 y 0,35% permite mejorar sensiblemente la mecanización, es en detrimento de otras propiedades también fundamentales. Es el motivo por el que los metalúrgicos están buscando nuevas vías que permitan mejorar la mecanización sin perjudicar las otras propiedades.

5.2.4.2 – Inclusiones a base de óxidos
Está demostrado que los óxidos “duros” (Al2O3, SiO2, Cr2O3, ...) no se deforman y tienen una gran dureza a temperaturas elevadas. Estos óxidos “naturalmente” presentes en los aceros inoxidables, disminuyen la duración de vida de las herramientas de corte.
Sin embargo, si los óxidos duros se reemplazan por óxidos maleables a altas temperaturas, del tipo SiO2 – CaO – Al2O3, se obtienen inclusiones capaces de deformarse en el corte y de alargarse en las zonas de cizallamiento de la viruta, facilitando así el fraccionamiento de esta última. Además, en la interfase herramienta – viruta, forman una capa lubricante que limita el calentamiento de la herramienta. Las aleaciones de este tipo permiten un aumento de productividad del 25% en relación a los tipos estándar, sin reducir su resistencia a la corrosión.

5.3.4.3 – Sinergia entre los efectos del azufre y los óxidos maleables
El aumento de azufre y de óxidos maleables, conduce a una sinergia de sus efectos y permiten aumentos de productividad del 45%. Sin embargo, la presencia de sulfuros de manganeso provoca siempre una disminución de la resistencia a la corrosión.

5.2.5 – Elección de las herramientas
La elección de las herramientas para la mecanización de los aceros inoxidables es primordial. La productividad está directamente ligada a ellas.
Las principales familias de herramientas son:
- herramientas de acero rápido (HSS),
- herramientas de carburo metálico fijado por braseado,
- plaquetas de carburo revestido o no revestido
- Los cermets
- Las cerámicas
Prácticamente, no se utilizan herramientas de acero rápido para la mecanización de los aceros inoxidables. Los carburos constituidos originariamente por los tipos binarios: carburo de tungsteno – cobalto (WC – Co) han evolucionado hacia tipos más complejos en los que se ha introducido carburo de titanio (TiC) o el carburo mixto de niobio y tántalo ( ( Nb, Ta) C), para mejorar el comportamiento ante el calor.
La tendencia actual es la de los carburos revestidos que conllevan un revestimiento multicapas compuesto generalmente de cuatro materiales refractarios: TiC, Ti(C,N), TiN y Al2O3. Para los aceros inoxidables, la última capa es preferiblemente de nitruro de titanio TiN. Los cermets están formados por una fase dura (carburo (salvo WC), nitruro, carbonitruro, boruro) y de una fase flexible en metal o aleación no ferrosa (Co, Ni, Co-Ni-Fe, Ni-Cr, Ni-Mo, Ni-Cr-Mo). En la actualidad, los cermets están formados principalmente de carbonitruro de titanio Ti (C,N) y por un Ni-Mo flexible. Los cermets, se utilizan principalmente en las operaciones de acabado en el torneado o en el roscado. Permiten obtener unos estados superficiales muy bellos.
Las cerámicas se utilizan poco en la mecanización de los aceros inoxidables, debido a su escaso rendimiento.
La tabla 29 indica el orden de magnitud de las velocidades de corte posibles en función de la naturaleza de las herramientas.

Tabla 28: Velocidades de corte en función de la naturaleza de la herramienta para el conjunto de los aceros inoxidables

Herramienta de corte Velocidad de corte (m/min)
CERMET 50 a 850
Plaquetas: carburo revestido de TiN 50 a 780
Plaquetas: Carburo no revestido 50 a 350
Carburo soldado 50 a 250


5.2.6 – Torneado o cilindrado
Las velocidades de corte, según el tipo de acero inoxidable, están comprendidas entre 100 y 800 m/min. Las velocidades de avance pueden variar de 0,1 a 0,3 mm/vuelta para una profundidad de corte de 1,5 mm con una herramienta de carburo o carburo revestido.

5.2.7 – Taladrado
El taladrado se realiza sobre todo en las barras y chapas gruesas. Si hay que practicarlo sobre chapas delgadas, interesa reagruparlas en paquetes. Para diámetros pequeños, las brocas pueden ser de acero rápido. Para diámetros de perforación superior a 15 – 20mm. se elegirá, preferentemente, brocas de plaquetas. Las brocas de carburo monobloc cubren toda la gama.
El ángulo de la punta de la broca suele estar comprendido entre 120 y 140º, y el ángulo de despulle es de unos 6º. La velocidad de corte estará en función del tipo de acero utilizado y del tipo de broca. La tabla 29 resume la situación para un tipo con 18% de cromo y 10% de níquel, y sus derivados con una mecanización mejorada.

Tabla 29: Velocidad de corte para los aceros inoxidables austeníticos con 18% de cromo y 10% de níquel

Tipo Diámetro de la broca
3 mm. 12 mm. 18mm.
Velocidad de corte (m/min) Velocidad de avance (m/min) Velocidad de corte (m/min) Velocidad de avance (m/min) Velocidad de corte (m/min) Velocidad de avance (m/min)
X5CrNi 18-10 /1.4301 16 0,07 20 0,13 22 0,15
X5CrNi 18-10 /1.4301* 21 0,09 24 0,15 28 0,18
X5CrNi 18-9 /1.4305* 26 0,17 37 0,24 40 0,30

* Tipos llamados de mecanización mejorada

5.2.8 – Escariado
La operación de escariado se puede realizar con la ayuda de una herramienta fija, o con un escariador o un portaherramientas que gira. Para evitar problemas de vibraciones y de conicidad, se tratará de disminuir al máximo el saliente del portaherramientas, en una relación a su diámetro de 4/1. Para una misma profundidad de pasada, las velocidades de corte son sensiblemente inferiores a las del torneado. Por regla general, se utilizará un coeficiente reductor de 0,5 para los tipos estándar y de 0,67 a 0,75 para los tipos con mecanización mejorada. Para los avances, con la misma profundidad de pasada, se utilizarán las mismas del torneado, si el saliente es inferior o igual a cuatro veces el diámetro de la barra de taladrado, y si el saliente es superior, se utilizará un coeficiente reductor de 0,67. Para taladrar con un escariador, la mayoría de las veces se utilizan escariadores de acero rápido con estrías helicoidales o rectos para la pasada final. El ángulo de corte está comprendido entre 3 y 8º, mientras que el ángulo de despulla es de unos 7º.
Para los inoxidables con mecanización mejorada, la velocidad de corte será idéntica a la utilizada en la perforación con broca en acero rápido. Para los tipos “normales” será entre 0,67 hasta 0,5 veces el de la perforación.
Los avances dependen sobre todo del diámetro del escariador. Generalmente son del orden de 0,10 a 0,20 mm/vuelta para un escariador de 3 a 4 mm. de diámetro, y de 0,3 a 0,5 mm/vuelta, para un escariador de 8 a 12 mm. de diámetro.

5.2.9 – Fresado
Teniendo en cuenta que los esfuerzos de corte suelen ser elevados, hay que utilizar máquinas potentes y eliminar los juegos, sobre todo los de fresado codireccional. Como en el caso del torneado, se aconseja utilizar herramientas o plaquetas de carburo, revestido o no. Con las fresas de carburo monobloc se utilizarán velocidades de corte comprendidas entre 90 y 200 m/min, en los tipos de mecanización mejorada, y entre 50 y 150 m/min. para los tipos “normales”. Los avances estarán comprendidos entre 0,012 y 0,125 mm/vuelta/diente en función del diámetro de la fresa.
Con las fresas de plaqueta, las velocidades de corte estarán entre 80 y 400 m/min en los tipos con mecanización mejorada, y entre 50 y 300 m/min. en los demás tipos. Los avances estarán entre 0,05 y 0,2 mm/vuelta/diente.

5.2.10 – Aterrajado
Con los tipos austeníticos, esta operación resulta delicada sobre todo porque se trata de agujeros de diámetros pequeños.
La tendencia a formar viruta filiforme puede entrañar la rotura de la herramienta. Para limitar este riesgo, se utilizarán machos de rosca con 3 ranuras para los diámetro pequeños, y 4 ranuras para los demás diámetros.
Los ángulos de corte están comprendidos generalmente entre 10 y 15º, mientras que las velocidades de corte varían entre 5 y 30 m/min. Es importante la lubricación. Si se realiza a presión, facilitará el desprendimiento de la viruta.

5.2.11 –Roscado
Hay que distinguir varios métodos de roscado:
- roscado de la herramienta (herramienta o plaqueta de carburo);
- roscado de terraja;
- roscado con cabeza de rosca. Se utiliza fundamentalmente en las máquinas de decoletaje;
- roscado por rodadura de las roscas;
Para el roscado de la herramienta, las velocidades de corte serán iguales a 2/3 de las de torneado de los tipos de mecanización mejorada y de ½ de las de torneado de los tipos “normales”.
Para los otros procedimientos de roscado y para las herramientas de acero rápido, las velocidades de corte estarán comprendidas entre 5 y 25 m/min.

5.3 – Conformación plástica


5.3.1 – Embutición de productos planos (17)
5.3.1.1 – Principios y análisis de las deformaciones
El estado de las deformaciones de un elemento de una pieza se describe correctamente a partir de las deformaciones en las tres direcciones principales:
- en el sentido de la longitud (generalmente la dirección del laminado):
ε1 = ln (l / lo), siendo lo: longitud inicial y l: longitud final del elemento
- en el sentido de la anchura (generalmente en dirección perpendicular al sentido del laminado): ε2 =ln (b / bo), siendo bo: anchura inicial y b: la anchura final del elemento
- en el sentido del espesor: ε3 = ln (e / eo), siendo eo: espesor inicial y e: espesor final del elemento.

La conservación del volumen durante la deformación permite enunciar:
ε1 +ε2 + ε3 = 0
En embutición, se distinguen dos formas principales de deformación. El modo de expansión (figura 70) según el cual la pieza está bloqueada entre el pisador, y la matriz, y el modo de contracción (figura 71) según el cual el metal se desliza entre la matriz y el pisador de manera que la embutición se realiza en la parte derecha o faldón.
En el primer caso (modo de expansión) el punzón cilíndrico presenta una extremidad hemesférica, mientras que en el segundo caso (modo de contracción) el punzón cilíndrico está en un fondo plano.
En la figura 72, se representan los principales modos de deformación, como los que aparecen sobre los embutidos que sirven para ensayos de caracterización (ensayo de Swift, Erichsen, etc..)
La representación más fiel de las deformaciones sobre un embutido durante y después del conformado es la dada por las deformaciones racionales que se pueden representar en un diagrama, donde los ejes ortogonales son las deformaciones principales ε1, ε2. El dominio de la expansión está definido por la superficie comprendida entre las semi rectas ε1 = ε2 y ε1 = -ε2. El dominio de contracción, está definido por las semi rectas ε1 = -2ε2 y ε1 = -1/2 ε2.
En el modo de deformación por contracción, se notará el aumento del espesor en el vértice del faldón del embutido (ε3 > 0), mientras que en el modo de expansión hay una disminución del espesor de la pieza bajo el extremo del punzón (ε3 1, el metal tenderá más a estrechar que a adelgazar.
El coeficiente de anisotropía r depende de la dirección de la deformación. Así, para caracterizar la anisotropía de un material, hay que medirla a 45º, a 90º y en el sentido de laminación (dirección 0º).
Así se define el coeficiente de anisotropía medio:
rn = ¼ (ro + r90 + 2r45)
Y el coeficiente de anisotropía plana:
Δr = ½ (ro + r90 - 2r45)
Esta última fórmula no se aplica siempre correctamente a los aceros inoxidables y se prefiere utilizar la siguiente fórmula:
Δr = [ (ro – rn)2 + (r90 – rn)2 + (r45 – rn)2 ]1/2
La determinación del coeficiente de anisotropía es simple, ya que sólo hay que medir la anchura y el espesor de una muestra que haya sufrido un alargamiento determinado, por ejemplo de 20 o 40%.
El coeficiente de anisotropía medio permite traducir la capacidad de estrecharse la chapa y el coeficiente de anisotropía plano Δr presenta una buena correlación con la altura de los bordes observados sobre el embutido (figura 72).
También existe una buena correlación entre el coeficiente de estirado n, el coeficiente de anisotropía medio rn y los resultados de los ensayos de embutición en expansión (Erichsen) y en contracción (Swift).

Para las deformaciones solicitando el material en expansión, se elegirá un tipo cuyo coeficiente de estirado n sea elevado. Por el contrario, si se trata de deformación en contracción, se elegirá un tipo cuyo coeficiente de anisotropía medio rn sea elevado. De hecho, los coeficientes n y rn son características intrínsecas y globales del material, mientras que los fenómenos críticos que intervienen en la embutición, son fenómenos locales (estricción o rotura). Hay que relativizar la importancia e interés de estos dos coeficientes.
Ellos dan una indicación general sobre el comportamiento y sobre la capacidad de embutición de los diferentes tipos, pero resultan insuficientes para resolver un problema específico. En la tabla 32 se encuentran los valores característicos de n, rn y Δr de los principales tipos ferríticos y austeníticos utilizados en embutición.

Tabla 32 – Coeficiente de anisotropía medio rn y plano Δr y el coeficiente de estiramiento n para los diferentes tipos.

Designación europea : NF EN
10088 – 2
r n
Δ r
N
Nombre Número
X6Cr17 1.4016 1,1 / 1,6 0,50 0,20 / 0,25
X3CrTi17 1.4010 1,6 / 2,0 0,35 0,22 / 0,28
X5CrNi18-10 1.4301 1,0 / 1,3 0,45 0,50 / 0,70

Los factores locales que hemos mencionado (estricción, rotura) tienen múltiples causas.
Algunas están relacionadas con las características metalúrgicas de la aleación. Por ejemplo, el grosor del grano, el tamaño y el reparto de las inclusiones y/o los precipitados, la rugosidad superficial que va a influir en la elección del lubricante, etc.
A estos factores de tipo metalúrgico, hay que añadir los factores de tipo tecnológico cuya influencia es, a menudo, determinante. Los más importantes son: el juego entre el punzón y la matriz, la presión del pisador, los radios del punzón y la matriz, la naturaleza y calidad de la superficie de las herramientas y por último, el tipo de lubricante.

5.3.1.2 – Curvas límite de conformación
Con el fin de observar sobre una embutición, las deformaciones durante y al final de la deformación, se utilizan las deformaciones racionales principales, longitudinal ε1 (o radical εr si se trata de un embutido circular) y transversal ε2 (o circunferencial por el mismo motivo que antes).
Las figuras 73 y 74 representan, respectivamente, las curvas límite de conformación para un acero inoxidable ferrítico con 17% de cromo (X6Cr17/1.4016) y para un acero inoxidable ferrítico con 18% de cromo y 9% de níquel (X5CrNi 18-10/1.4301)
El eje de abcisas (ε2) separa los dominios de alargamiento y acortamiento.
El eje de ordenadas (ε1) separa los dominios de ensanchamiento y estrechamiento. Las curvas límites de conformación que representan el lugar geométrico de las deformaciones principales ε1 y ε2 se obtienen con la ayuda de ensayos específicos como los descritos anteriormente. Para trazar las curvas límites de conformación que se muestran en las figuras 73 y 74 se han utilizado seis tipos de ensayos: ensayos de tracción sobre muestras lisas, ensayos de tracción sobre muestras entalladas, y los ensayos Erichsen, Olsen, Bulge y Swift con distintos lubricantes.
Al trazar las curvas límites de conformación, se admite que las trayectorias de conformación son rectilíneas, es decir que la relación ε1 y ε2 es constante. Prácticamente, las deformaciones principales se miden con ayuda de rejillas, generalmente de motivos circulares entrelazados, de dos milímetros de diámetro impreso sobre la pieza mediante grabado electroquímico. La medida propiamente dicha se realiza con un aparato óptico tipo proyector de perfiles con un aumento del orden de diez. Sin embargo, estudios recientes han demostrado la influencia de las trayectorias de deformación sobre la posición de la curva límite de conformación.
Si la deformación se hace siguiendo las secuencias “estrechamiento, después expansión”, “tracción uniaxial, después expansión” y “tracción plana, después expansión”, los valores de ε1 en la aparición de la estricción son mayores que los previstos por la curva límite obtenida por ensayos directos. Por el contrario, si la deformación se hace siguiendo las secuencias “estrechamiento, después tracción uniaxial” y “tracción plana, después tracción uniaxial”, los valores de ε1 son bastante más flojos que los obtenidos por las trayectorias directas.

5.3.2 – Estampado en frío de los productos largos
Los productos largos de acero inoxidable también se conforman, en frío, por deformación plástica. Los tornillos, pernos, remaches, etc. constituyen la mayor parte de los productos realizados por estampado en frío. En efecto, esta técnica presenta grandes ventajas en cuanto a la mecanización o al decoletaje:
- alta productividad
- escasa pérdida de materia
- productos con elevadas características mecánicas gracias al fenómeno de endurecimiento por conformación en frío.
Los procedimientos utilizados se clasifican en dos categorías:
- procedimientos que provocan el ensanchamiento del metal; son las técnicas de recalcado.
- procedimientos que entrañan una reducción de la sección inicial del producto, es decir, extrusión y fileteado.

5.3.2.1 – Características del estampado
La operación del estampado puede estar caracterizado por un cierto número de parámetros:
- Regruasamiento
El regruasamiento C está definido por la relación C = Ho/H, donde Ho representa la altura inicial y H, la altura final.
El retorno elástico
En las operaciones de estampado, se constata que la altura de la pieza acabada es mayor que la inicialmente prevista. Este fenómeno se debe esencialmente al retorno elástico del acero inoxidable. El retorno elástico aumenta con el regruasamiento, y a partir de un coeficiente de regruasamiento C=3, empieza a ser sensible. El retorno elástico es más débil en el estampado lento que en el rápido.
Regruasamiento teórico y real
El retorno elástico influye sobre el trazado de las curvas de endurecimiento por deformación en frío. Lo que se observa en realidad es el regruasamiento Cr = Co / (1 + R).
Cr , representa el regruasamiento real
Co , representa el regruasamiento teórico
R, representa el retorno elástico.
En la práctica, el regruasamiento varía de 2 a 4. Para piezas con regruasamiento elevado, se utilizan tipos poco endurecidos por conformación en frío.

5.3.2.2 – Elección de los tipos
En el curso de la deformación en frío, la aleación se endurece, lo que produce un endurecimiento y una disminución de la ductilidad residual. El endurecimiento por deformación en frío es importante y la energía necesaria para la deformación es grande. Esta energía es proporcional al área bajo la curva de tracción racional σ = f (ε). Para limitar el endurecimiento por deformación en frío, se utilizan tipos cuya tasa de consolidación n sea la más ligera posible. La tasa de consolidación disminuye si aumentan los contenidos en níquel de la curva.
En función del regruasamiento C, se observan los retornos elásticos dados por la fórmula:
R = (HR – HT) / HT x 100 en (%)
HR, representa la altura real
HT, representa la altura teórica,
En la tabla 33 se señalan los valores calculados con esta fórmula, siempre que los ensayos realizados sobre una prensa mecánica permiten un retroceso libre.

Tabla 33: Retorno elástico en función del regruasamiento para diferentes aceros inoxidables

Regruasamiento
C R (%)
X6Cr17 /
1.4016 X3CrNiCu18-9-4 /
1.4567 X4CrNi18-12 /
1.4303 X5CrNi18-10 8
1.4301
2 0 0,4 0,8 0,9
3 2,3 3,6 4,2 4,7
4 6,4 8,9 10 10,2
6 24,3 31,0 32 33


Los tipos indicados en la tabla 32 son los más utilizados. Además de los criterios antes definidos (regruasamiento C y consolidación), se busca que la energía necesaria para la deformación, sea la más escasa posible. En efecto, se demuestra que para una energía de deformación del orden de 450 x 103 julios con el tipo X5CrNi18-10, sólo se obtienen 410 x 103 julios con el tipo X3CrNiCu18-9-4, siendo la relación de las energías de deformación prácticamente iguales a las de las tasas de consolidación respectivas.

La deformación lateral
Es un fenómeno bien conocido, cuando relación : altura (H) / diámetro (D) es superior a 3.
Depende poco del tipo y no está en función del regruasamiento. Si se designa la relación de estrechado por:
R = (D² - d² ) / D² x 100
donde d, designa el diámetro inicial y D, el diámetro final, se demuestra que, prácticamente, no debe pasar del 40%.

5.4 Aplicación por deformación en caliente


Para llevar a cabo las aplicaciones por deformación en caliente, es indispensable tener en cuenta las propiedades físicas así como las características mecánicas a altas temperaturas de los aceros inoxidables. Si se comparan con los aceros al carbono, tienen diferencias importantes. Como su conductividad térmica es pequeña, en general, habrá que cuidar que los aumentos de temperatura sean progresivos.
Sus características mecánicas en caliente permanecen elevadas, por lo que es necesario dimensionar en consecuencia, los utillajes.
Cuando la aplicación se realice a partir de una pieza bruta de fundición en lingote, su estructura segregada impone un calor de homogeneización suficientemente largo para recuperar una estructura homogénea.
La tendencia al crecimiento del grano de ciertos tipos (sobre todo los aceros ferríticos), impone un control estricto de la temperatura.

5.4.1 Deformación en caliente de los aceros martensíticos y ferríticos
En los tipos martensíticos, las temperaturas de forja están comprendidas entre 1100 y 1250ºC. Mientras que el afino del grano en los aceros martensíticos es posible porque sufren una transformación durante el tratamiento térmico, no ocurre lo mismo en los aceros ferríticos cuyos granos obtenidos durante el forjado se conservan definitivamente.
En los aceros martensíticos se aprecia una subida lenta de la temperatura, hasta 700-800ºC. Después, el calentamiento será rápido hasta 1100-1250ºC, y no se debe superar la temperatura de 1250ºC. Los trabajos en caliente se deberán efectuar con aire en calma. Para que el enfriamiento sea lo suficientemente lento y al abrigo de las corrientes de aire, se deberá efectuar en el horno hasta una temperatura de 150-200ºC. La fase de enfriamiento final se podrá hacer al aire libre.


Las operaciones de deformación en caliente de los aceros ferríticos se aplican generalmente a las chapas gruesas. Según su contenido en cromo (de 11 a 29% de cromo), la deformación se practicará entre 850 y 1100ºC. Durante el enfriamiento, en algunos tipos, existe un riesgo de sensibilización por precipitación de carburos de cromo en las uniones de los granos. Para evitarlo, el enfriamiento deberá ser rápido. En caso contrario, habrá que realizar un tratamiento térmico de endurecimiento entre 750 y 850ºC seguido de un enfriamiento rápido al aire o con agua.

5.4.2 Deformación en caliente de los aceros austeníticos
En los aceros austeníticos, la deformación en caliente se practica entre los 950 y 1300ºC. En las operaciones de forjado propiamente dichos, la temperatura de inicio de la operación se sitúa entre 1150ºC y 1250ºC, y la temperatura final de la operación debe ser superior a 900ºC. La forjabilidad resulta afectada negativamente por la presencia, incluso débil (algunas decenas de ppm) de elementos tales como el plomo, bismuto, estaño y antimonio. Sin embargo, la presencia de un elemento como el boro en contenidos inferiores a 50 ppm tiene un efecto favorable. El aumento de pequeñas cantidades (inferiores al 0,10%) de “metales mezclados” (aleación de cerio – lantano) también tiene un efecto favorable.
Las cinéticas de calentamiento y refrigeración tienen también una importancia primordial. Si las velocidades de calentamiento y refrigeración son lo suficientemente rápidas, el riesgo de formación de carburos de cromo entre 500 y 900ºC es casi nulo. En esas condiciones, se admite que el enfriamiento es parecido a un hipertemple. Si no ocurre así, habrá que realizar un hipertemple, que consiste en calentar y mantener a 1100ºC, seguido de un enfriamiento muy rápido hasta la temperatura ambiente. En las operaciones en caliente como el matrizado y el estampado, habrá que tener en cuenta la gran rigidez en calor de los aceros austeníticos y en habilitar en consecuencia las herramientas y máquinas.
La conformación en caliente de los aceros austeníticos por plegado y embutición es bastante rara. Por motivos evidentes (ausencia de degradación en el estado de la superficie), se prefiere la conformación en frío. Sin embargo, cuando sea necesario, habrá que respetar las temperaturas antes indicadas. El calentamiento se suele efectuar con llama, y se vigilará que no sea reductora (riesgo de carburación) sino ligeramente oxidante. También se vigilará que la superficie del material no esté contaminada por cuerpos orgánicos que por el calor puedan provocar una carburación localizada.

5.4.3 – Deformación en caliente de los aceros austeno – ferríticos
La deformación en caliente debe hacerse imperativamente a más de 950ºC; el límite superior es de 1.150ºC. Si se va a mantener la temperatura entre 950 y 1100º C durante toda la deformación y si el enfriamiento posterior es rápido, no hace falta realizar un tratamiento de hipertemple. En caso contrario, es indispensable practicar este tratamiento después del calentamiento y mantenerlo entre 1100ºC y 1150ºC.


5.5 Ensamblaje


Los aceros inoxidables se sirven bajo la forma de semiproductos. Fundamentalmente son productos planos (bobinas, flejes, chapas), productos largos (barras, alambres), tubos y piezas moldeadas o forjadas. Luego, estos semiproductos se cortan, y se aplican, después de ensamblarlas, por los transformadores como hemos descrito en el párrafo 1-3 (los grandes campos de utilización). El ensamblaje constituye uno de los componentes principales de los procesos de aplicación (ver capítulo 5: aplicaciones).

5.5.1 – Soldadura (17,49)
Hay cantidad de procedimientos de soldadura que se pueden aplicar a los aceros inoxidables. En la tabla 34 se indican los principales.




Tabla 34: Principales procedimientos de soldadura aplicados a los aceros inoxidables

Procedimientos con arco eléctrico Procedimientos por resistencia e inducción Procedimientos por energía de radiación
 Con electrodo refractario:


- GTAW o TIG o WIG
- PAW (plasma)

 Con electrodo fusible

- GMAW o MIG
- SMAW (electrodo revestido
- SAW (bajo flujo sólido)
- FCAW (alambre hueco)  Por resistencia pura (efecto
joule)

- Por puntos
- Por roldana
- Por resalte

 Por chisporroteo (soldadura
de puntos)
 Por inducción HF (alta frecuencia ) y MF (frecuencia media)  Láser
 Por haz de electrones

Nota: Las siglas utilizadas en esta tabla, son explicadas en los párrafos siguientes:
Los distintos tipos de acero inoxidable sufren algunas modificaciones estructurales, según sean las operaciones de soldadura, y sobre todo, el procedimiento utilizado. En la tabla 35 se resumen algunas recomendaciones.

Tabla 35: Características “metalúrgicas” de las uniones soldadas, en función del tipo de acero inoxidable

Tipo de acero inoxidable Principales características de la unión soldada en el estado bruto de soldadura, y recomendaciones
Martensítico
10,5 – 13% Cr
0,10 – 0,5% C  Sensible a la fisuración martensítica (en función de sus contenidos en carbono e hidrógeno, y del nivel de tensión) por debajo de 400ºC, y se recomienda:
- Generalmente se necesita un precalentamiento (200-300ºC);
- Empleo de productos de aporte bajos en hidrógeno;
- Suele ser necesario un calentamiento posterior (300ºC)
 Resistencia a la rotura y dureza elevada, salvo para los tipos con poco carbono
 Buena tenacidad, sobre todo para los tipos con bajo carbono
Semi ferrítico
17% Cr
0,04% C  Sensible a la fragilización por crecimiento del grano, a temperaturas superiores a 1150ºC (prohibido el precalentamiento).
 Tenacidad y ductilidad mediocres (sobre todo en la zona afectada por el calor – ZAT).
 Un tratamiento térmico postoperatorio (a 800ºC) restaura las características mecánicas y la resistencia a la corrosión intergranular)
Ferrítico
17-30% Cr
0,02% C
Estabilizador: Ti, Nb  Sensible a la fragilización por crecimiento del grano a temperaturas superiores a 1150ºC (prohibido el precalentamiento)
 Ductilidad correcta y tenacidad mejorada, en relación con los tipos semi-ferríticos;
 Generalmente insensible a la corrosión intergranular
Austenítico
18% Cr – 8% Ni
0,05% C Estructura totalmente austenítica

 Sensible a la fisuración con calor (se manifiesta durante la solidificación)
 Buena resistencia a la corrosión intergranular en los tipos estabilizados o bajos en carbono.
 Muy buena tenacidad y ductilidad

Estructura austenítica con algo de ferrita

 Insensible a la fisuración con calor
 Buena resistencia a la corrosión intergranular en los tipos estabilizados o bajos en carbono
 Riesgo de fragilización por descomposición de la ferrita en fase sigma, entre 550 y 900ºC, después de mantenimientos largos, se pueden asociar a la soldadura de chapas gruesas (un mantenimiento de 1000 horas a 650ºC es casi equivalente a un mantenimiento de 10 horas a 750ºC).
Austeno – ferrítico
22% Cr – 5% Ni
3% Mo – 0,02% C  Estructura austeno-ferrítica insensible a la fisuración en caliente
 Muy buena tenacidad y buena ductilidad en una gama de temperaturas entre –40ºC / +275ºC
 Sensible a un fenómeno de fragilización (fase sigma) después de un mantenimiento entre 500 y 900ºC
 Mantenimiento del equilibrio de las fases ferrita/austenita por un enfriamiento controlado

5.5.1.1 – Soldadura con arco
* Procedimiento GTAW (Gas Tungsten Arc Welding) o TIG (Tungsten Inert Gas) o WIG
(Wofram Inert Gas)
En este proceso, la energía necesaria para la fusión del metal la suministra un arco cargado y mantenido entre un electrodo refractario (aleación de tungsteno) y la pieza a soldar, en el seno de una atmósfera inerte (figura 75).
La soldadura de los aceros inoxidables se realiza siempre con corriente continua en polaridad directa (polo negativo del generador conectado al electrodo). En estas condiciones, la pieza está sometida al bombardeo electrónico, mientras que el electrodo refractario se usa poco.
La soldadura se puede realizar manualmente (teniendo el porta-electrodo en la mano) o de manera automática. El flujo de gas inerte que protege la zona del arco de la atmósfera ambiental, permite obtener un arco muy estable.
En la soldadura manual, normalmente se utiliza argón puro. Las mezclas argón-helio se utilizan cuando se busca un compromiso entre la estabilidad del arco y la facilidad de arranque que produce el argón, y la penetración, velocidad de soldadura y densidad que vienen dados por el helio. Las mezclas de este tipo resultan convenientes para los aceros austeníticos, ferríticos y martensíticos. Las mezclas de argón e hidrógeno se utilizan mucho en la soldadura de los aceros inoxidables austeníticos. Sin embargo, están prohibidas para soldar aceros inoxidables ferríticos, martensíticos y austeno-ferríticos, pues la presencia de hidrógeno en el baño de fusión puede provocar la fragilización de la unión soldada.
Para la soldadura sin metal de aporte de los aceros inoxidables austeno-ferríticos, se suele utilizar una mezcla de argón-nitrógeno en el porta-electrodo con el fin de mantener el equilibrio ferrita-austenita en la unión soldada; el nitrógeno es un poderoso elemento gammágeno.
En cuanto al gas de protección inversa, el más utilizado es el argón. También se puede utilizar el nitrógeno como protección inversa, en la soldadura de los aceros inoxidables austeno ferríticos o austeníticos, cuando se quiere disminuir el contenido en ferrita en la raíz de la unión soldada.
Los productos de aportación utilizados se presentan en forma de varillas desnudas para la soldadura manual, o en forma de alambre en bobina para la soldadura automática.
El procedimiento GTAW se adapta bien a la soldadura automática, por dos motivos:
- por su ligero desgaste del electrodo;
- por un arco muy estable.
El problema de la automatización se reduce al desplazamiento del arco a lo largo de la unión a una velocidad elegida y en mantener constante esa velocidad. Siempre hay que preparar cuidadosamente los bordes a unir y, en caso de utilizarse, tener una velocidad regular al introducir el alambre de aportación.
* El procedimiento Plasma PAW (Plasma Arc Welding), el procedimiento del plasma deriva del procedimiento GTAW, presentando una diferencia esencial, y es que el arco está encerrado. Gracias a ese confinamiento del arco eléctrico, se obtiene un chorro gaseoso ionizado (plasma) perfectamente conductor de la corriente eléctrica. Por eso la energía disponible está muy concentrada y se alcanzan temperaturas muy elevadas.
El chorro de plasma que es muy estrecho, no puede asegurar una correcta protección del baño de fusión; por eso es necesario añadirle una protección gaseosa anular de mayor diámetro (figura 76).
Los gases utilizados son los mismos que los que se usan en el procedimiento GTAW, ya sea gas plasmágeno o gas de protección, también llamado gas anular.
Para la soldadura de los tipos austeníticos se recomiendan las mezclas hidrogenadas. Igual que en el caso de la soldadura GTAW están prohibidas para soldar los tipos martensíticos, ferríticos y austeno ferríticos. En el caso de estos últimos, se recomienda añadir nitrógeno para mantener el equilibrio ferrita – austenita en la unión soldada.
En relación al procedimiento GTAW, la principal ventaja del método de plasma reside en la señalada estabilidad del arco eléctrico. Esto significa:
- un arco rígido que permite dominar el aporte de energía;
- buena tolerancia a las variaciones de distancia entre la extremidad de la boquilla y la pieza, sin modificar sensiblemente la morfología del cordón de soldadura;
- una zona afectada térmicamente (ZAT) más estrecha y mayores velocidades de soldadura;
- mayor tolerancia frente a los defectos de preparación.
* Procedimiento GMAW (Gas Metal Arc Welding) o MIG (Metal Inert Gas)
En este proceso, y al contrario que en el proceso GTAW, el electrodo es consumible. De hecho, se trata de un procedimiento con arco eléctrico bajo protección gaseosa en el que el arco se instala entre un electrodo continuo fusible y las piezas a unir (figura 77).
La soldadura de los aceros inoxidables se efectúa siempre en corriente continua en polaridad directa (polo positivo en el electrodo). En estas condiciones, el electrodo continuo es el que se somete al bombardeo electrónico. Así se favorece la fusión.
El portaelectrodo de soldadura puede estar en forma manual (llamado sistema “semi automático” o fijado sobre un carro (llamado sistema “automático”).
Una de las características del procedimiento es la transferencia del metal en el arco. Fundamentalmente, se distinguen tres modos de transferencia:
 la transferencia por cortocircuito. Está asociado a pequeñas densidades (amperios/mm²) de la corriente de soldadura. La fusión se realiza por gotas gruesas cuyo tamaño puede traspasar el del electrodo continuo;
 la transferencia en vuelo libre con fusión globular. Se asocia a densidades de corriente intermedias; como en el caso anterior, la fusión se hace por gotas gruesas;
 la transferencia por pulverización. Cuando se alcanzan densidades de corriente elevadas, la fusión del alambre se hace por gotitas finas.
Los gases de protección utilizados deben ser inertes o ligeramente reductores, muy ligeramente oxidantes. Las principales mezclas gaseosas son:
 las mezclas argón – oxígeno: el oxígeno en contenidos mínimos hace disminuir la tensión superficial del metal líquido y aumenta la estabilidad del arco. Se observa un buen remojado del cordón de la soldadura. En la práctica, el contenido en oxígeno se limita al 2%.
 las mezclas argón – CO2 : el CO2 tiene sobre la transferencia unos efectos similares a los del oxígeno. Su poder oxidante es mucho más ligero que el del oxígeno, y su contenido máximo en la mezcla puede llegar al 3%. Por otra parte, se demuestra que el enriquecimiento de carbono que se provoca en el metal depositado permanece inferior al 0,01% en este mismo valor de 3%;
 las mezclas argón – CO2 – hidrógeno : estas mezclas tienen una composición media del 95% de argón, 3% de CO2 y 2% de hidrógeno. Procuran una excelente estabilidad del arco y no provocan un enriquecimiento considerable del carbono. Por el contrario, su contenido en hidrógeno es lo suficientemente elevado como para desaconsejar su empleo en la soldadura de los aceros inoxidables martensíticos y ferríticos;
 las mezclas argón – oxígeno – nitrógeno, y argón – CO2 – nitrógeno : en la soldadura de los aceros austeníticos con nitrógeno y de los aceros inoxidables austeno ferríticos, se puede añadir nitrógeno para minimizar las pérdidas de nitrógeno en el metal fundido. En estos últimos, ya se conoce el importante papel que juega el nitrógeno en el equilibrio de austenita/ferrita de la estructura.

* Procedimiento con alambre hueco : FCAW (Flux Cored arc Welding)
Una de las variantes del procedimiento GMAW es la soldadura con alambre hueco, en el que el hilo está constituido por una funda en acero inoxidable (envoltura) en cuyo interior se introduce un flujo sólido y que tiene un papel análogo al del revestimiento de un electrodo revestido para soldadura manual (figura 78).
El principal interés del procedimiento del “alambre hueco”, es que reúne las ventajas del electrodo revestido (presencia de escoria) y los inherentes a un procedimiento automático o semi automático de alta productividad gracias al devanado continuo del hilo.
Por último, hay que anotar que aunque la protección gaseosa se asocia siempre al procedimiento GMAW, hay unos alambres huecos que funcionan sin una protección gaseosa de origen externo; la protección la genera el flujo del alambre hueco y de ahí viene el término que se utiliza a veces: alambre hueco “autoprotegido”.
* Procedimiento con arco bajo flujo sólido: SAWS (Submerged Arc Welding)
Se utiliza casi exclusivamente en la soldadura automática, en la que se ponen en fusión uno o varios hilos continuos bajo la protección de un flujo para soldar que también entra en fusión y que recubre completamente el baño de soldadura en forma de escoria (figura 79).
La corriente de soldadura suele ser continua, estando el polo positivo conectado al electrodo continuo (polaridad inversa).
La elección del flujo de soldadura es importante.
Para los aceros inoxidables, se utiliza generalmente unos flujos básicos cuya composición tipo es:
25% λ adhesivo
La preparación de las superficies, previa al encolado, tiene por objeto obtener una buena impregnación. Para esto, se puede recurrir a varias técnicas que, esencialmente son: la preparación mecánica, limpieza y tratamiento químico. El tratamiento mecánico tiene por objeto aumentar la rugosidad y facilitar así el anclaje mecánico de la cola.
La preparación mecánica consiste, generalmente, en un chorreado con arena, con partículas abrasivas (silicio, alúmina) o una abrasión con bandas o ruedas abrasivas. El abrasivo debe tener una base de alúmina (corindón), de carburo de silicio (carborundo) o de óxido de circonio. Después de la operación de arenado o de abrasión, hay que eliminar cualquier residuo del abrasivo.
La preparación de la superficie se puede limitar a una limpieza destinada a eliminar los elementos extraños que hayan contaminado la superficie de acero inoxidable. Para esto, se utiliza un desengrase en baños alcalinos calientes, o un desengrase por disolventes. En ambos casos, a la operación de limpieza le seguirá un aclarado abundante con agua pura.
Los tratamientos químicos son básicamente de dos tipos:
a. decapado en baño ácido que puede ser de tipo fluonítrico;
b. decapado y tratamiento de anodización en un medio nítrico o sulfocrómico

5.5.3.3 – Diseño de las uniones adhesivas.
Para efectuar una unión adhesiva que ofrezca un buen servicio, hay que observar varias reglas básicas. La unión sólo se debe someter a esfuerzos de tracción – corte, incluso de compresión. Quedan prohibidas todas las exigencias de pelado o corte. Hay que determinar el aire de las superficies a pegar, de manera que tenga un recubrimiento suficiente. En las colas de “alto rendimiento”, el recubrimiento puede estar limitado a 15-30 veces el espesor de los substratos metálicos. Para las demás colas, el recubrimientos será de 100 veces.
Si se llama e (mm) al espesor de los substratos, Rp (N/mm²) a su límite de elasticidad, y τ (N/mm²) a la resistencia al cizallamiento del adhesivo, la longitud del recubrimiento vendrá dada por la fórmula
L = Rp . e / τ
Así, para los substratos en acero inoxidable austenítico X5CrNi18-10/1.4301, de 0,5mm de espesor, y para una cola cuya resistencia al cizallamiento sea de 20N/mm², será :
L = 320 x 0,5 / 20 = 8mm.
Es necesario, igualmente, optimizar el espesor de los substratos metálicos y el de la unión encolada sobre el plano de la estabilidad mecánica, de manera que la resistencia de la unión pegada se adapte bien a las tensiones de servicio y evitar cualquier efecto de fisuración. En los pegamentos con características mecánicas altas (colas epoxídicas), el espesor de la junta encolada será de 0,2mm. Sin embargo, en determinados adhesivos flexibles, sobre todo las masillas, es normal un espesor de 2,0 mm.

5.5.3.4 – Características mecánicas de las uniones adhesivas.
La principal característica mecánica de una unión adhesiva es su resistencia a la rotura. Para ser tenido en cuenta, siempre tendrá que ser de tipo cohesivo (es decir, en la unión adhesiva) respecto a una rotura adhesiva que se produce en el intervalo metal / pegamento.
Con diferentes tipos de colas y adhesivos, se han obtenido los siguientes resultados con acero inoxidable austenítico X5CrNi18-10/1.4301, acabado 2B, cuya rugosidad Ra era de 0,03 a 0,2 µm.
Con una cola acrílica reticulante a temperatura ambiente, durante un tiempo mínimo de 20 minutos, la resistencia al cizallamiento estuvo alrededor de 13 N/mm², sea cual sea la preparación de la superficie; el espesor de la junta adhesiva era de 200 um.
Con una cola de poliuretano reticulante a temperatura ambiente, durante un tiempo mínimo de 2 horas bajo presión de contacto, o de 48 horas sin presión de contacto, la resistencia al cizallamiento fue de 12 N/mm² con una imprimación previa. Con este tipo de adhesivo, los valores más corrientes suelen ser sólo de unos 2 N/mm².
Con la gama de adhesivos epoxídicos, se pueden lograr resistencias de cizallamiento de 30 N/mm² para juntas cuyo espesor sea de unos 0,2 mm. A temperatura ambiente, el tiempo de reticulación va de 48 horas, hasta varios días. A temperaturas comprendidas entre 100 y 170ºC, el tiempo de reticulación se reduce a algunas decenas de minutos.
En las masillas (poliuretanos, siliconas), la resistencia al cizallamiento varía de 1 a 3 N/mm². Por contra, estos adhesivos permiten realizar uniones encoladas gruesas, cuyo espesor sea superior al milímetro.

5.5.4 – Las uniones mecánicas
Los procedimientos de unión, como la soldadura, la soldadura blanda, y el pegado que se aplican en los aceros al carbono, se pueden aplicar también en los aceros inoxidables. Sin embargo, hay que asegurarse que las superficies en contacto no van a originar un fenómeno de corrosión galvánica. Para evitarlo, las piezas a unir deben ser del mismo tipo de acero inoxidable, o que el potencial libre entre los dos materiales no exceda de 50 mV (ver párrafo 3.5.1 – Resistencia a la corrosión galvánica). Además, en este tipo de unión, hay que vigilar el equilibrio de las superficies anódica y catódica; una superficie anódica débil tiene un efecto perjudicial.

5.5.4.1 – Atornillado
Se fabrican tornillos de acero inoxidable de todos los tipos; cuando se desea una gran resistencia mecánica se utilizan los de acero martensíticos con 13% de cromo.
Los diferentes productos (tornillos y bulones) se fabrican por tres procedimientos:
Por decoletaje, es decir por mecanización, por deformación en frío (estampado y extrusión más estampado) y por estampación en caliente.
Hay que hacer notar que la tornillería y bulonería, realizadas por deformación en frío, permiten obtener con determinados aceros inoxidables, que tienen una capacidad de consolidación elevada, unas características mecánicas de alta resistencia.

5.5.4.2 – Remachado
El remachado se realiza casi exclusivamente en frío con ayuda de remaches cuyo diámetro máximo es de unos 5,0 mm.
Los productos principales son mayoritariamente en acero austenítico, y se sirven en forma de remaches planos de cabeza redonda, remaches tubulares y remaches tubulares POP, cuando una de las dos caras no está accesible.
Se aconseja diseñar las uniones de manera que los remaches trabajen por cizallamiento y evitar esfuerzos de tracción.

5.5.4.3 – El junquillo
El junquillo es una técnica de unión muy reciente que puede, en algunos casos, sustituir con éxito al remachado o a la soldadura por puntos. El principio se indica en la figura 89.
Teniendo en cuenta su gran capacidad de deformación, se aplica a los aceros inoxidables. Como se trata de un procedimiento “en frío”, no provoca modificación de la estructura ni altera el estado de la superficie. La unión, que se realiza con un recubrimiento de las chapas, puede generar la formación de un espacio cerrado propicio para iniciar un fenómeno de corrosión intersticial. Para prevenir este riesgo, se le añade un pegamento que permite obtener una junta hermética.
Este tipo de unión se ha realizado con tipos ferríticos X2CrTi12/1.4512 y X6Cr17/1.4016, y el austenítico X5CrNi18-10/1.4301. Los espesores máximos son de 1,5mm en los tipos ferríticos, y de 1,0mm en los austeníticos. Para estos últimos, los utillajes deben estar diseñados teniendo en cuenta el retorno elástico. En lo que concierne al esfuerzo del troquel, en relación con el acero al carbono, será 1,5 veces mayor en el acero inoxidable ferrítico X6Cr17/1.406 y el doble en el acero inoxidable austenítico X5CrNi18-10/1.4301.

5.5.4.4 – Engarce
Se trata de una forma de unión en la que una o las dos extremidades de las chapas a unir están plegadas a 180º para realizar la unión. En la figura 90 se muestra el principio de engarce simple o doble. Para realizarlo, la mayoría de las veces se utiliza una perfiladora con un equipo de rodillos.
Igual que el junquillo, permite realizar uniones heterogéneas, por ejemplo, el de una pieza de acero inoxidable austenítico X5CrNi18-10/1.4301 fuertemente embutida con una pieza de acero inoxidable ferrítico X6Cr17/1.4016 poco conformado y cuya resistencia a la corrosión ante el medio sea suficiente.

5.5.4.5 – El mandrinado
El mandrinado consiste en fijar de manera rígida y hermética la extremidad de un tubo de intercambiador en el interior de una placa tubular (figura 91).
Los tubos de acero inoxidable utilizados en estas operaciones de mandrinado pertenecen, no sólo a la familia de los austeníticos, sino también a los ferríticos de los tipos X3CrTi17/1.4510 (evaporadores de azucareras) y X2CrMoTi29-4/1.4592 (intercambiadores de “agua de mar”).

Los juegos iniciales entre el diámetro exterior del tubo y el diámetro interior de la placa tubular, varían entre 0,2mm en los tubos de diámetro pequeño, y 0,4mm a partir de un diámetro de 30mm. Existen tres tipos de unión por mandrinado; el escariado liso, el ranurado, y el liso con ensanchamiento de la extremidad del tubo. Con este tipo de unión, se suele asegurar la estanqueidad a presiones internas hasta 50 bares y temperaturas de hasta 150ºC.

5.6 – Tratamiento térmico de los aceros inoxidables


En este capítulo se puede remitir también, a la sección de materiales metálicos.
Los tratamientos térmicos confieren a los aceros inoxidables las propiedades adecuadas para su empleo, es decir, se trata esencialmente, de las características mecánicas (ductilidad, tenacidad y dureza) y de la resistencia a la corrosión. Los tratamientos térmicos son específicos para cada familia de aceros inoxidable;
En el párrafo 2.3, se indican los de los aceros inoxidables martensíticos. Con estos tipos, lo que se busca esencialmente, es una dureza elevada, así como una buena resistencia a la corrosión.
Con los aceros inoxidables ferríticos, conviene distinguir entre los que permanecen ferríticos en todo el intervalo de temperatura y los llamados semi-ferríticos, que forman hasta el 30% de austenita en caliente; ésta se transforma en martensita durante el enfriamiento. Además, en los tipos no estabilizados o semi-ferríticos, el mantenimiento a temperaturas comprendidas entre 900 y 950ºC, seguido de un enfriamiento lento, entraña la precipitación de carburos de cromo en las juntas de los granos, lo que origina una sensibilidad a la corrosión intergranular.
La ductilidad y la resistencia a la corrosión de estas aleaciones se restauran mediante un calentamiento seguido de un mantenimiento entre 750 y 850ºC. El tiempo de mantenimiento está en función del espesor del material. Generalmente se aconseja de uno a dos minutos por milímetro de espesor. En cualquier caso, el enfriamiento deberá ser rápido para evitar el riesgo de fragilización a 475ºC provocado por una disolución del cromo en la matriz ferrítica. Los tipos ferríticos con 11% de cromo son prácticamente insensibles a este fenómeno, y los que tienen 17% de cromo sólo lo son ligeramente, mientras que los superiores al 25% de cromo son muy sensibles.
Los tipos que contienen más del 25% de cromo son sensibles también a la formación de fase σ entre 500 y 800ºC. Para eliminarla, hay que efectuar un tratamiento térmico a 1000ºC, durante una media hora, y después enfriarlo rápidamente.

Las aleaciones semiferríticas con 17% de cromo poseen un dominio ferrita – austenita entre 850 y 1100ºC. Si la aleación ha sido mantenida a esa temperatura durante su aplicación (soldadura), habrá una presencia de martensita en el estado final, es decir a temperatura ambiente. De hecho, la fragilización debida a la martensita es muy relativa y es menos perjudicial que la presencia de carburos de cromo intergranulares, que no sólo afectan a la resistencia a la corrosión, sino que provocan una desunión de los granos, cuando las tensiones son elevadas. La fragilización de las aleaciones semiferríticas con 17% de cromo, por precipitación de carburos, nitruros y carbonitruros de cromo aparece después de un mantenimiento por encima de 900 o 950ºC.
Para restaurar el estado inicial, después de estas modificaciones estructurales, conviene aplicar un tratamiento térmico entre 750 y 850ºC.
Para evitar estos fenómenos y no tener que aplicar estos tratamientos térmicos, hay que utilizar un tipo ferrítico estabilizado; en el párrafo 2.4.2 se ha descrito el principio de la estabilización. Sin embargo, en el caso de los aceros inoxidables ferríticos estabilizados que guardan su estructura ferrítica en todo el intervalo de temperatura, se puede aplicar un recocido entre 800 y 1000ºC con el objeto de acelerar el fenómeno de restauración o de recristalización.
En el caso de los aceros inoxidables austeníticos hay que distinguir entre los tipos bajos en carbono (C< 0,03%) y los de mayor contenido (C ≈ 0,06%) susceptibles a ser sensibilizados como resultado de una aplicación (por ejemplo, después de la soldadura). En este caso, el tratamiento que se le debe practicar es un hipertemple. Tiene por objeto obtener a temperatura ambiente, una estructura austenítica homogénea. Para realizarlo, se calienta la aleación entre 1000 y 1150ºC; se mantiene de uno a tres minutos por milímetro de espesor, seguido de un enfriamiento muy rápido en aire o agua.
En los tipos austeníticos bajos en carbono, las uniones soldadas, en el estado bruto de soldadura, no son sensibilizadas y desde este punto de vista, no es necesario practicar un hipertemple. Sin embargo, las uniones soldadas contienen algunos porcentajes de ferrita que necesitarán, en algunos casos específicos, de un hipertemple para perderla.
Las operaciones de soldadura pueden provocar tensiones residuales que habrá que eliminar o reducir por un tratamiento de distensionamiento.
Existen dos tipos de tratamiento de distensionamiento. El primero tiene la ventaja de no provocar modificaciones de tipo metalúrgico. Se trata de un tratamiento largo entre 200 y 400ºC seguido de un enfriamiento lento. El tiempo de mantenimiento en la temperatura de tratamiento varía entre 10 y 20 minutos por milímetro de espesor. El segundo se aplica a los tipos bajos en carbono, insensibles a la corrosión intergranular. Se trata de un tratamiento corto a 850ºC. El tiempo de mantenimiento a temperatura de tratamiento es de unos 3 minutos por milímetro de espesor, seguido de un enfriamiento relativamente lento.

Para los aceros inoxidables austeno ferríticos, el tratamiento normal es un hipertemple entre 1000 y 1150ºC. A menudo, la operación de soldadura destruye el equilibrio ferrita/austenita de la unión soldada. Su restablecimiento pasa por un hipertemple a 1050ºC en los tipos sin molibdeno, y a 1100ºC si tienen molibdeno.
Con los aceros inoxidables endurecibles por precipitación, las aplicaciones (soldadura) se realizan después del temple o hipertemple. El resultado de estas operaciones es que habrá que someter la unión de la pieza a un tratamiento térmico completo (ver párrafo 2.7).

5.7 Tratamientos de acabado


Afectan esencialmente a las uniones soldadas (y las piezas que hayan sufrido un tratamiento térmico) que, según el procedimiento, pueden estar recubiertas de óxidos. La presencia de estos óxidos significa la ausencia de capa pasiva y por lo tanto, una resistencia a la corrosión muy disminuida. Con determinados procedimientos de soldadura (soldadura por resistencia), la superficie del material prácticamente no se altera y puede resultar suficiente un cepillado. En caso contrario, hay que proceder a un tratamiento de decapado – pasivación.

5.7.1 – Decapado
Cuando la unión soldada o el ensamblaje de una pieza está recubierta de óxidos de color, hay que eliminarlos para, posteriormente, volverle a dar a la aleación su carácter pasivo.
Se pueden utilizar varias técnicas; éstas son:
- Baño de decapado
La composición tipo es: ácido nítrico al 52% ( 36º Baume) : 100 l, Ácido fluorhídrico a 65% : 20 l de fluoruro de sodio : 30 Kg, Agua : 900l. El tiempo de inmersión a una temperatura de 20ºC suele oscilar entre 1 y 3 horas. La temperatura del baño y el tiempo de inmersión deber ser cuidadosamente controlados para prevenir la corrosión de las piezas. Después del decapado, se deben aclarar las piezas con abundante agua limpia.
- Decapado con pasta o gel
El empleo de pastas o geles permiten limitar el tratamiento sólo a las zonas oxidadas. Su composición varía, aunque todas contienen ácido nítrico. Se extiende la pasta o gel con un pincel y después se procede a un cepillado con un cepillo de acero inoxidable. Igual que en el caso anterior, la operación se finaliza con un aclarado con agua limpia.

5.7.2 – Pasivación
Después de la operación de decapado, la aleación no se protege inmediatamente, y hay que reconstruir la capa pasiva para que pueda recuperar su resistencia a la corrosión
- Baño de pasivación
Se sumergen las piezas en un baño ácido cuya composición aproximada es: Ácido nítrico al 52% (36º Baume) : 250 l, Agua : 750 l. Los tiempos de inmersión, a 20º C de temperatura, varían entre ¼ de hora y 1 hora. Después de la pasivación, hay que volver a aclarar las piezas con abundante agua limpia.
- Pasivación con pasta o gel
También es un método local que permite tratar sólo las zonas previamente decapadas. El producto, a base de ácido nítrico, se extiende sobre las superficies a tratar, y después debe ser eliminado completamente por medio de un cepillado (con cepillos de aceros inoxidable o nylon). A continuación, hay que aclarar con agua limpia.

5.7.3 – Descontaminación
Las diferentes operaciones efectuadas en calderería (cizallado, plegado, conformado,...) pueden dejar en la superficie unas partículas ferrosas que hay que eliminar. Aunque el fin sea diferente, los métodos utilizados para descontaminar son los mismos que para pasivar.


6 FABRICACIÓN DE LOS ACEROS INOXIDABLES

6.1 – Elaboración


En este tratado, también se hace una referencia al aspecto siderúrgico.

6.1.1 – Elaboración en horno de arco (FEA);
La elaboración de los aceros inoxidables se efectúa, principalmente, por fusión en un horno eléctrico en arco con revestimiento refractario básico (figura 92)
La carga que se introduce en el horno está constituida por chatarras, recortes de acero inoxidable seleccionadas, en función de su composición química (ferro-cromo, aleaciones de hiero, ferro-silicio,) y metales puros.
La capacidad de un horno eléctrico actual es de unas 100 toneladas de metal líquido. La alimentación eléctrica de los tres electrodos de carbono cuyo diámetro es de 600mm, está asegurada por un transformador trifásico de 100 MVA.

6.1.1.1. – Afino o descarburación
La operación de afino consiste esencialmente en una fase de descarburación seguida de una fase de reducción. La principal dificultad, en el caso de los aceros inoxidables, reside en la necesidad de obtener unos contenidos de cromo elevados (17% Cr para las aleaciones ferríticas y 18% Cr para las austeníticas) y de unos contenidos en carbono muy bajos (muchas veces, inferiores a 0,030%). La descarburación se obtiene siempre por la oxidación del carbono y se consigue mayormente, por insuflación de oxígeno.
Hasta temperaturas de 1600-1700ºC, la entalpía libre de formación de óxido de cromo Cr2O3 es inferior a la del CO2 (figura 93). La consecuencia de esta situación es que el cromo es fuertemente oxidado y que se encuentra perdido en forma de óxido en el baño antes de que se pueda eliminar el carbono. En estas condiciones, la única forma de obtener la composición química deseada es aportar cromo, después de la descarburación, bajo la forma de ferro-cromo refinado, pero es caro.
Sin embargo, se notará (figura 93) que las curvas de entalpía libre Δ G = f(T) de la formación del óxido de cromo
4 Cr + 3O2 → 2. Cr2 O3
y del CO2
C + O2 → CO2
se cortan hacia 1700ºC; lo que significa que más allá de esta temperatura la situación entre el cromo y el carbono se invierte. La inyección de oxígeno puro en el baño líquido produce unas reacciones de oxidación rápidas y exotérmicas que entrañan un aumento rápido de la temperaturas hasta 1800 – 1900ºC. El afinado se produce en las mejores condiciones ya que el carbono se oxida preferencialmente al cromo. Así, el desarrollo de la tecnología de “soplado de oxígeno” ha constituido un progreso importante a partir de finales de los años 60.
El método consiste en preparar una carga en función del tipo que se va a producir. La carga comprende las siguientes materias primas: ferralla, chatarra de acero inoxidable, aleaciones de hierro y metales puros.
Por otra parte, en la carga hay cal viva cuyo papel será el de formar la escoria que fijará el fósforo en forma de fosfato de cal.
Al fin de la fusión, la insuflación de oxígeno en la masa en fusión, lleva rápidamente el baño a unas temperaturas de 1800 - 1900ºC que se sitúan más allá del umbral de afino necesario. Sin embargo, no se puede evitar una oxidación parcial del cromo que será mayor en cuanto más ligero sea el contenido de carbono deseado. Los óxidos de cromo así formados suben a la superficie del baño en la escoria que flota. En este estado, se efectúa un control de la composición química.

6.1.1.2.- Desoxidación y desulfuración
La segunda fase consiste en desoxidar la aleación en fusión añadiendo ferro-silicio. Esta operación permite eliminar el exceso de oxígeno introducido en la descarburación. En este estado se efectúa “la toma para analizar” que consiste en aportar los elementos necesarios para obtener la composición química final.
Salvo en casos especiales (por ejemplo el de los tipos resulfurados llamados de maquinabilidad mejorada), se pretende obtener unos contenidos en azufre bajos. Esto es necesario para mejorar la resistencia a la corrosión por picaduras.
El azufre se elimina del baño líquido por la formación de sulfuro de calcio. Este se obtiene, utilizando una escoria a base de CaO, por efecto de las siguientes reacciones:
CaO ↔ Ca + ½ O2
S + Ca ↔ CaS
o sea: CaO + 2S ↔ 2CaS + O2
Una buena desulfuración necesita desplazar de izquierda a derecha la anterior reacción. Para lograrlo, el contenido de oxígeno de la escoria tiene que se el menor posible, es decir, que es necesario operar en una condición no oxidante.
La fase de descarburación precedente conducía a una escoria muy óxida, por lo que antes de la desulfuración hay que reducir esta escoria (ciclo de una escoria), o reemplazarla por una nueva (ciclo de dos escorias).
La operación de desulfuración se facilita y acelera de forma importante derramando la carga del horno en recipientes previamente cargados con una escoria compuesta de cal y alúmina, que es, como acabamos de ver, un poderoso desoxidante.
Una de las técnicas con más rendimiento para realizar esta operación fue el procedimiento UGINE-PERRIN. Consistía en provocar una agitación violenta entre la aleación y la escoria, vertiendo del horno el acero en fusión desde gran altura y en chorro grueso en el recipiente que contenía la escoria compuesta de cal y de alúmina previamente fundida en un horno de escoria auxiliar. Esta operación de soldadura blanda entre el acero y la escoria, ambos en estado líquido, permitía formar una emulsión. Los intercambios entre la aleación en fusión y la escoria en fusión eran muy intensos, permitiendo así una reducción sustancial de los tiempos de elaboración (prácticamente en relación 1 a 3).

6.1.2 – Procedimientos de afinado bajo presión reducida
Las reacciones de la oxidación del carbono y del cromo, para contenidos en cromo superiores al 9% son:
C + ½ O2 ↔ CO
Cr3 O4 ↔ 3 Cr + 2O2
o sea: 4C + Cr3O4 ↔ 4 CO + 3 Cr
cuya constante de equilibrio K (T), es:
K (T) = a4co . a3Cr / a4c . a Cr3 O4
donde a representa la actividad de la sustancia anotada en índice.
Si se admite que ac y acr son proporcionales respectivamente a los contenidos correspondientes de C y de Cr, expresados en porcentajes, que aco es proporcional a la presión parcial pco y que
acrs a Cr3 O4 = 1, viene:
% C = Pco [(%Cr)3 / K (T)]1/4
Esta expresión demuestra que para obtener un contenido bajo en carbono (%C), K(T) tiene que ser grande, es decir, que la temperatura sea elevada. Esta solución, como se ha indicado anteriormente, provoca una oxidación del cromo tanto más importante cuanto más elevado sea su contenido. Otra solución consiste en reducir la presión parcial de CO por encima de la presión atmosférica para favorecer la oxidación del carbono. Los procesos de afino actuales se basan en este principio. De hecho, según el contenido en carbono que se vaya a obtener y de la temperatura, se impone una presión parcial de CO de manera que provoque una oxidación preferencial del carbono para prevenir la del cromo.

6.1.2.1. – Procedimiento AOD (Argón – Oxígeno – Descarburación).
La fusión se realiza en un horno eléctrico de arco (FEA) cuya carga contiene cromo y los demás elementos principales (níquel, molibdeno) necesarios para el análisis final. Su contenido en carbono está comprendido entre 1 y 3%. La fusión en el horno eléctrico en arco dura entre 2 horas y 2 horas y 30 minutos. El metal líquido se vierte inmediatamente en el convertidor AOD (figura 94) que está formado por una envoltura metálica guarnecida completamente por un refractario, generalmente a base de dolomía. Gracias al anillo de muñones el convertidor se puede inclinar para las operaciones de llenado (metal líquido bruto), de desescoriado (eliminación de la escoria) y de derramamiento (metal líquido afinado) en una cuchara que se transferirá hacia la máquina de colada;
El afino se realiza por medio de 3 a 7 toberas a través de las cuales se inyecta una mezcla gaseosa de argón (nitrógeno) – oxígeno, cuya misión es descarburar el acero en fusión.
En función de la evolución de la descarburación, la mezcla de argón (nitrógeno) – oxígeno insuflado en el baño la relación O2 / Ar evolucionará de un valor inicial de 3/1 a un valor final de 1/3 hacia 1/9.
Así, la reacción de descarburación se produce en cada burbuja gaseosa del baño (figura 95). La disolución por argón entraña una presión parcial de CO baja, que puede ser importante para concentraciones fuertes de argón. Así se explica la posibilidad de alcanzar contenidos de carbono pequeños. Como ejemplo, para contenidos de cromo habituales, es decir, comprendidos entre 12 y 18%, se pueden lograr, de manera industrial, contenidos en carbono de 0,020% hasta 0,010%.
Después de la fase de descarburación, sigue la fase de reducción, durante la cual se añade una cierta cantidad de ferro-silicio, estando las toberas alimentadas de argón puro.
La soldadura blanda enérgica y la acción de la escoria de fuerte basicidad (ver párrafo 6.1.1.2.) permiten obtener muy bajos contenidos en azufre, corrientemente 0,015%, hasta 0,010%. Además de obtener bajos contenidos en carbono, el sistema AOD permite gran precisión analítica sobre el conjunto de los elementos. El mayor AOD tiene una capacidad de unas 150 toneladas, y la capacidad más habitual es de 110-120 toneladas. En cuanto al tiempo del afinado, es inferior a 90 minutos.
Teniendo en cuenta sus notables resultados, el sistema FEA/AOD es utilizado en un 80% para la producción de acero inoxidable a escala mundial;
Los otros tres procedimientos son: el afinado en vacío (ASV), corrientemente llamado VOD (Vacuum Oxygen Decarburizatio) y el procedimiento CLU (Creusot – Loire – Udeholm).

6.1.2.2 – Procedimiento CLU (Creusot – Loire – Udeholm).
El principio es el mismo que el sistema AOD. Sin embargo, la mezcla argón – oxígeno se reemplaza parcialmente por una mezcla de vapor sobrecalentado y de oxígeno durante la fase de descarburación. En el baño, el vapor de agua se descompone en hidrógeno y en oxígeno. El hidrógeno gaseoso hace el papel de diluyente para disminuir la presión parcial de CO. La descomposición del vapor de agua produce un complemento de oxígeno disponible para la reacción de descarburación. Con este sistema, en relación con el sistema convencional AOD, se ahorra prácticamente el 70% de argón en la elaboración del tipo X5CrNi18-10/1.4301.
La capacidad normal de un convertidor CLU es de unas 100 toneladas. Evidentemente, este modo de afinado presenta un interés mayor cuando existen limitaciones en el suministro de argón.
Tecnológicamente, el sistema CLU tiene gran diferencia con el AOD, por el hecho de que las toberas de inyección de la mezcla de oxígeno, vapor de agua, (argón) se colocan en el fondo del convertidor y que la insuflación se hace de abajo hacia arriba, y no lateralmente.

6.2.1.3. – Procedimiento de afino en vacío (A.S.V.)
En el procedimiento ASV o VOD, el conjunto del metal en fusión se trata en vacío. Así se obtienen unas presiones parciales de CO muy ligeras; la presión del recipiente en vacío puede reducirse hasta 100 Pa.
La descarburación es efectuada inyectando oxígeno con la ayuda de una lanza, mientras que se inyecta un poco de gas inerte al nivel de las toberas simples situadas en la base del convertidor.
Las principales ventajas del procedimiento VOD son:
- la obtención de contenido en carbono muy bajo (habitualmente C< 0,01%).
Esta facultad presenta un interés real para los aceros inoxidables con alto contenido en cromo (Cr ≅ 30%) y para determinados tipos austeno ferríticos y “super” austeníticos.
- La obtención de contenidos muy bajos en azufre (S< 0,002%)
- La disminución del desgaste de los refractarios próximos a las toberas.

6.1.2.4. – Procedimiento K – OBM – S
Desde un punto de vista tecnológico, el convertidor K - OMB – S, se diferencia del AOD porque las toberas implantadas en el fondo del aparato, están orientadas de abajo hacia arriba.
En el baño, por la parte central de las toberas, se inyecta una mezcla compuesta de oxígeno y argón (nitrógeno). En su espacio anular, se inyecta una mezcla constituida por argón, nitrógeno e hidrocarburo (gas natural CH4 o propano C3H8), para asegurar un mejor enfriamiento de las toberas. Los hidrocarburos se desdoblan químicamente bajo el efecto de las altas temperaturas del baño, provocando la formación de un movimiento ascendente que protege de la oxidación y la erosión a las extremidades de las toberas y los refractarios, al mismo tiempo.
Actualmente, los convertidores K – OBM – S instalados, tienen una capacidad entre 55 y 125 toneladas.

6.1.2.5 – Metalurgia en cuchara
Entre los procedimientos de elaboración (A.O.D., C.L.U, K-OBM-L, etc.) y la colada continua, la aleación en estado líquido se puede someter a diversas operaciones metalúrgicas, como:
a. aumento de elementos estabilizantes como el titanio y niobio, protegidos del aire mediante una técnica de alambre hueco;
b. desoxidación del baño líquido, añadiendo aluminio, calcio, ciertas tierras raras ... protegidos del aire mediante la técnica de alambre hueco;
Esta operación, de capital importancia, afecta directamente a la propiedad inclusionaria del material, y por lo tanto, a su capacidad de forjado, su resistencia a la corrosión, su soldabilidad, y su mecanización.
c. homogeneización del baño, en sus aspectos térmico y analítico, por la inyección de gas neutro (argón), en el ácido de una lanza sumergida, asegurando una soldadura blanda excelente en la cuchara antes de la colada.

6.1.3 Elaboración en horno de inducción
La mayoría de los aceros inoxidables se elabora en horno de arco y utiliza la secuencia horno de arco – convertidor A.O.D. Sin embargo, el horno de inducción, además de menor capacidad, presenta una mayor adaptabilidad de explotación, y todavía se utiliza en la fundición. Por el contrario, las reacciones metálicas son limitadas, ya que sólo dependen, esencialmente, de los cambios entre el revestimiento del horno y el baño. En estas elaboraciones hay que partir de materias primas y de chatarra elegida cuidadosamente.
En algunos casos, el horno de inducción se puede colocar en vacío, pero es una operación cara que se reserva a las aleaciones más nobles, como las superaleaciones.
Teniendo en cuenta el hecho de que el horno de inducción no permite más que unas pocas operaciones metalúrgicas, se utiliza mayoritariamente como horno de refusión relacionado con las operaciones de fundición. También se puede proteger la carga por medio de una atmósfera inerte y después someter a una baja presión en el momento de la colada. Los hornos de inducción funcionan generalmente a media frecuencia (de 1000 Hz a 30 KHz) y la carga puede alcanzar varias decenas de toneladas (del arco de 60T).

6.1.4 – Elaboración en horno de electrodo consumible en vacío – Procedimiento VAR (Vacuum Arc Remelting);
El principio de elaboración consiste en refundir una aleación metálica, en forma de un electrodo consumible, protegido de las posibles contaminaciones de la atmósfera o de los materiales refractarios que constituyen el crisol.
El procedimiento en sí mismo presenta grandes similitudes con algunos procedimientos de soldadura en arco en los que se funde un electrodo consumible dentro de un baño de fusión que se solidifica poco a poco.
El horno está formado por (figura 96):
a. en la parte superior, por un porta electrodo que sujeta el electrodo a refundir y asegura su descenso progresivo en el recipiente
b. por un crisol de cobre, refrigerado mediante la circulación de agua y unido al polo positivo de un generador eléctrico de corriente continua
c. por un dispositivo de bombeado que permite mantener el vacío en todo el crisol
El electrodo está unido al polo negativo de la alimentación de corriente continua.
El diámetro del electrodo puede ser superior a 1000mm y su masa, de unas 5 toneladas.
El seguimiento de la operación es simple. Después del vacío, la refusión continúa con el cebado del arco eléctrico entre la extremidad del electrodo y el fondo del crisol protegido por una placa metálica de la misma composición química del electrodo
Con este sistema, se obtiene una desoxidación muy favorable. Los contenidos en oxígeno en la aleación refundida sólo son de 4 ppm. Aunque es relativamente difícil hacer bajar los contenidos de azufre y fósforo, resulta fácil eliminar algunos elementos indeseables como el cinc, magnesio, calcio, bismuto y estaño.
Después de la refusión, el lingote presenta una estructura fina y homogénea que facilita su posterior transformación por forjado o laminación.

6.1.5 – Afino por refusión bajo escoria – procedimiento E.S.R. (Electroslag Remelting)
El afino por refusión bajo escoria consiste en refundir un electrodo consumible que se sumerge en un baño de escoria electro conductora. El paso de la corriente eléctrica a través de la escoria electro conductora permite calentarle a una temperatura de unos 2000ºC, es decir, superior a la temperatura de fusión de la aleación. El íntimo contacto entre la extremidad del electrodo y la escoria en fusión, provoca la fusión de la aleación en forma de gotitas que atraviesan la escoria y caen en una lingotera de cobre para solidificarse progresivamente (figura 97).

Gracias a la acción de la escoria, la aleación metálica sufre un afinado muy favorable, sobre todo en términos de desulfuración y de desoxidación que tienen por efecto rebajar de forma espectacular la cantidad de inclusiones no metálicas. La desulfuración muy favorable obtenida con el procedimiento ESR (S < 10 ppm) le diferencia de los sistemas de refusión en vacío en un horno de inducción o de refusión en un horno de electrodo consumible en vacío. Pero, contrariamente a las técnicas en vacío, la refusión en escoria no elimina las impurezas metálicas de bismuto, estaño, plomo, etc. Sin embargo, tiene la ventaja de permitir obtener lingotes con una densidad y estructura perfectamente controladas. El procedimiento ESR que se puso a punto a finales de los años 40 en el Instituto de Soldadura y de Electrometalurgia PATON, de Kiev, se ha aplicado en soldadura y recarga masiva de piezas bajo el nombre de ESW (Electroslag Welding).

6.2 Colada
.2

6.2.1 – Coladas en lingotes
Se trata de un procedimiento antiguo que sólo se practica en tipos especiales (martensíticos con gran contenido en carbono, refractarios con gran contenido de aluminio,...) o cuando se trata de realizar formatos incompatibles con el sistema de colada continua (chapas gruesas, piezas forjadas).
La colada en lingotes se puede realizar en “vertical ” o “en sifón”. La colada en sifón (figura 98) es la más utilizada. Se hace por medio de un tubo central o madre de colada, que lleva al metal líquido por unos canales de colada a la base de las lingoteras. La colada en sifón permite un llenado regular, un buen estado de la superficie, y una buena protección de cara a la atmósfera ambiente.

6.2.2 – Colada continua
El procedimiento de colada continua se impuso después de los años 70, tanto para los productos planos como para los largos.
El principio de la colada continua se basa en la obtención rápida y continua de una película capaz de contener el metal líquido hasta su solidificación completa, y de resistir la presión ferrostática.
La tecnología más corriente se basa en dos tipos de instalaciones; son (figura 99): las instalaciones “verticales” y las “curvas”. La lingotera de cobre refrigerada por la circulación de agua, está alimentada por medio de un “repartidor” de nivel constante (figura 100). Los chorros de colada entre el recipiente y el repartidor, y entre el repartidor y la lingotera, están protegidos de la atmósfera por el uso de un tubo con inyección de gas inerte y por el empleo de una boquilla sumergida. Las superficies del metal líquido están recubiertas de polvo de cobertura y de polvo de colada, en el nivel de la lingotera, por las mismas razones.
El polvo de colada juega un papel importante de cara a la lubricación de la lingotera y de la propiedad de inclusión del desbaste o del tocho. Un agitador electromagnético – colocado en la zona de refrigeración secundaria favorece la formación de una estructura equiaxial en la zona central del desbaste (en productos planos) o del tocho (productos largos). Los productos de la colada continua son:
- desbastes cuyo espesor está comprendido entre 150 y 250 mm, y cuya anchura varía entre 600 y 1200 mm.
- tochos cuadrados de 100 a 250 mm. de lado.

6.2.3 – Colada continua de desbastes delgados
Se trata de una línea equipada de una colada continua curva (figura 101), que permite obtener desbastes cuyo espesor está comprendido entre 60 y 90 mm, y una anchura entre 800 y 2100mm. Después de pasar a través de unos rodillos de presión, el desbaste entra directamente en un horno de túnel a una temperatura de 1100ºC y a una velocidad de 5m/min. A la salida del horno de túnel, la temperatura media del desbaste está comprendida entre 1200 y 1300ºC. Pasa rápidamente a través de dos cajas de desbaste donde se reduce a un espesor de 30mm. antes de cruzar por las cajas acabadoras que lo conducen a un espesor mínimo de un milímetro. A la salida de la línea, la velocidad de la banda caliente cuya anchura está comprendida entre 800 y 1600mm, puede alcanzar 13m/min. según las dimensiones del desbaste. Este tipo de líneas tiene una capacidad anual entre 0,5 y 2 millones de toneladas.
Su interés respecto a la vía convencional de laminación en caliente (tren de bandas o laminador Steckel) es una inversión reducida y en plan de explotación, es una armonización casi perfecta entre la colada continua propiamente dicha y la laminación en caliente.

6.2.4 Colada continua de bandas delgadas
En relación a los diferentes procedimientos examinados en la revisión exhaustiva de J. MASOUNAVE y realizada en 1988 (50), es la técnica de colada que se desarrolla entre dos rodillos refrigerados (51). El sistema inicial estudiado y desarrollado por Allegheny, de Estados Unidos, utilizó un rodillo simple. Permite producir bandas de acero inoxidable X5CrNi18-10/1.4301 de 1,5 –2,0 mm de espesor. Con este procedimiento, el estado de la superficie es difícil de controlar.
El sistema de dos rodillos (figura 102) permite obtener bandas más gruesas que permite un ligero laminado en caliente (figura 103), MASOUNAVE y alumnos, en efecto, han logrado más que una banda delgada de acero inoxidable X5CrNi18-10/1.4301 en bruto.
La colada presenta una estructura dendrítica y muchas porosidades, que se pueden reformar gracias a la pasada de laminación en caliente
Hoy en día, no existen todavía instalaciones realmente industriales. Las instalaciones experimentales más avanzadas permiten producir bandas de 2,00mm de espesor y de 1,300 mm de ancho. Tienen una capacidad de unas 500.000 toneladas/año, que es compatible con una unidad de producción de acero inoxidable.

6.3 – Transformación en caliente


Las operaciones de transformación en caliente afectan a la laminación, forjado y estampado. De todas estas operaciones, la más importante es la laminación ya que afecta a la mayor cantidad de producción.
En comparación con los aceros al carbono, en la transformación en caliente de los aceros inoxidables hay que tener en cuenta los siguientes puntos específicos:
- debido a su menor conductividad térmica, para obtener una homogeneidad de las temperaturas, habrá que observar unos tiempos de calentamiento sensiblemente más largos;
- sus características mecánicas en caliente son más elevadas; los esfuerzos mecánicos necesarios para su transformación lo serán igualmente;
- la imposibilidad de afino del grano por tratamiento térmico en los tipos ferríticos y austeníticos, impone un estricto control de la temperatura, para evitar el crecimiento del grano.
En la Tabla 36 se indican las temperaturas de forjado y de laminación de los principales tipos de acero inoxidables.
En general, el inicio de la operación se sitúa entre 1050 y 1200ºC. Por el contrario, el fin de la operación, que se sitúa entre 730 y 780ºC en los tipos ferríticos, no debe descender por debajo de 950-1000ºC en los tipos austeno ferríticos.
La forjabilidad caracteriza la aptitud de una aleación metálica a la deformación en caliente. Se debe efectuar sin que se formen grietas. Se puede medir en laboratorio de dos maneras diferentes:
a. por ensayos de tracción rápidos a alta temperatura. En ese caso, la estricción es la que caracteriza la forjabilidad
b. por ensayos de torsión a altas temperaturas. En ese caso, es el número de vueltas a la rotura, así como el par de torsión lo que caracteriza la forjabilidad.
De forma general, la forjabilidad aumenta con la temperatura. Sin embargo, se observa que desciende bruscamente a una temperatura elevada correspondiente al fenómeno de quemadura.

Se debe a la licuación de los espacios interdendríticos en los que la concentración de impurezas (azufre, fósforo, estaño, antimonio, selenio, bismuto, plomo...) de punto de fusión bajo, es más elevada. La mejoría de la propiedad inclusionaria tiene por eso, un efecto muy favorable sobre la forjabilidad.
La transformación en caliente de los aceros austeníticos que contienen algunos porcentajes de ferrita es relativamente difícil. Es el motivo por el cual se impone un contenido máximo en ferrita del orden del 3% para la extrusión de tubos en caliente a partir de barras.
Los tipos austeno ferríticos presentan las mayores dificultades de forjabilidad.
Estas se traducen en formación de grietas cuando se transforman a velocidades altas, como las que se producen en la laminación en caliente. Este fenómeno se atribuye a la diferencia de resistencia ante el calor entre la ferrita y la austenita; creando un gradiente de deformación en la ferrita.

Tabla 36 – Temperatura de forjado y laminación de los principales tipos de acero inoxidable

Designación europea NF NE 10088 – 2 Temperatura de forjado y laminación (ºC)
Nombre Número Inicio Fin
X6Cr13 1.4000 1100 – 1200 875
X30Cr13 1.4028 1150 – 1250 875
X6Cr17 1.4016 1050 – 1120 730 – 780
X5CrNi18-10
X5CrNiMo17-12-2
X6CrNiTi18-10 1.4301
1.4401
1.4541 1100 – 1200
1150 – 1250
1100 – 1200 900
950
900
X2CrNiMoN22-5-3 1.4462 1150 – 1200 950– 1000

Hace tiempo, este fenómeno frenó el crecimiento industrial de los tipos austeno ferríticos. En la actualidad, se puede considerar resuelto por los dos motivos siguientes:
a. la elaboración de estas aleaciones bajo un ángulo de precisión analítica, en el que el campo de las impurezas y desoxidaciones está perfectamente dominado.
b. Las máquinas de transformación en caliente y sobre todo de laminación permiten trabajar en unos intervalos de temperatura reducidos. Particularmente, en el laminador STECKEL que veremos posteriormente.
Igualmente, hay que señalar que las aleaciones austeno ferríticas suelen presentar a temperaturas entre 900 y 1000ºC, un estado “superplástico” que permite alcanzar a menores velocidades de deformación, unos alargamientos que pueden llegar al 800%.

Los equipos utilizados para las transformaciones en caliente son análogos a los empleados para otros productos siderúrgicos; estos son:
- En laminación, mediante el tren de bandas o el laminador STECKEL, para los productos planos delgados en forma de bobina, o los trenes dúo o cuarto para las chapas gruesas, o los trenes dúo y trío para los productos largos;
- En el forjado o estampado: las forjas o prensas de diversas potencias;
- En la extrusión: prensas de extruir, en la que la lubricación está asegurada por el vidrio fundido (procedimiento SEJOURNET).



6.3.1 – Trenes continuos de bandas
La laminación en caliente de los aceros inoxidables se puede efectuar en trenes de bandas continuas utilizados principalmente para la laminación de los aceros al carbono. Aunque su productividad es muy elevada, sólo se pueden justificar si la laminación de acero inoxidable está unida a la de acero al carbono.
El desbaste de acero inoxidable de un espesor entre 150 y 250 mm. se vuelve a recalentar en un horno con largueros móviles entre 1.100 y 1.250ºC, según el tipo. Pasa rápidamente a través de 5 o 6 cajas desbastadoras, donde se reduce, por ejemplo, de 160 a 30mm. después de un descascarillado, pasa por 6 o 7 cajas de acabado al final de las cuales el espesor queda reducido entre 2 y 8 mm. A la salida del tren, la temperatura de la banda laminada en su espesor final es de unos 1000ºC. Después de enfriarlo en las rampas de riego, la banda se bobina finalmente a 700ºC y a una velocidad comprendida entre 400 y 500 m/min.

6.3.2 – Laminadores STECKEL
Los laminadores STECKEL se utilizaban muy poco hace una quincena de años, son equipos que se han adaptado bien a la laminación en caliente de los productos planos de acero inoxidable, por diferentes motivos:
a. su coste de inversión es muy inferior al del tren de bandas, y su capacidad es homogénea a la de las unidades similares a una unidad productora del acero inoxidable. Pueden integrarse totalmente en este tipo de unidad;
b. su aptitud a la laminación de diversos tipos de acero inoxidable así como el control del espesor son sus otros dos puntos fuertes.
Después de recalentar en un horno, el desbaste pasa a través de una caja desbastadora (cuarto reversible). Después, entra en el laminador STECKEL propiamente dicho (figura 104) que es, de hecho, un cuarto reversible equipado en una y otra parte de una bobinadora situada en un horno y que permite mantener la banda a la temperatura de laminación.
La laminación se realiza por idas y vueltas sucesivas hasta lograr el espesor final que, según los tipos, puede ser inferior a 1,5mm. La capacidad de un laminador STECKEL es del orden de 600.000 toneladas/año.

6.3.3 – Laminación de los productos largos
En los productos largos, la laminación se efectúa principalmente en trenes continuos de barras e hilos, transformando directamente, en una sola pasada (caliente) de laminación, los desbastes de colada continua (cuadrados de 250 x250mm) en barras cuyo diámetro máximo es de 45mm. y en alambrón hasta 5,5mm. de diámetro.
Este tipo de tren continuo comprende generalmente un horno de recalentamiento, cajas desbastadoras tipo dúo y trío, un tren intermediario y un bloque de acabado de alambre compacto. La velocidad máxima de salida de los productos puede llegar a 290 km/hora. La salida del tren está equipada con dispositivos de enfriamiento y de coronas para el alambre .
La capacidad de laminación de este tipo de tren es del orden de 50.000 toneladas/año, similar a la de la acería y colada continua antes citada.


6-4– Transformación en frío


Después de una operación de recocido, granallado y decapado cuyo objeto es obtener una aleación recocida y sin óxido superficial, el producto está listo para la transformación en frío a temperatura ambiente por laminación, trefilado o estiramiento.

6.4.1 – Laminación en frío y acabado de los productos planos
Generalmente se efectúa en laminadores reversibles multi-cilindros de tipo SENDZIMIR (figura 105). La caja se compone de una veintena de cilindros; los dos cilindros pequeños situados en el centro aseguran la laminación. A cada lado de la caja, se disponen dos bobinadoras cuya función, según el sentido del laminado, es el de asegurar la tracción y la contra-tracción de la banda. Además, el laminado se realiza bajo una capa de aceite mineral cuya función es triple:
a. facilitar el recorrido de la aleación;
b. eliminar el calor producido por la laminación;
c. lubricar los equipos internos de la caja.

La laminación en frío se realiza en una decena de pasos, y el espesor se reduce en un 80%. Tal reducción de espesor entraña un importante endurecimiento del material, por lo que hay que practicar un recocido final. Esto provoca una recristalización de la aleación y permitirá lograr las características mecánicas elegidas (Rm, Rp, A). Según el aspecto superficial demandado, la banda metálica sufre un recocido seguido de un decapado, o un recocido brillante llamado también recocido blanco. Las operaciones de recocido van a permitir obtener la estructura metalúrgica buscada. Está definida por el tamaño del grano que debe ser homogéneo en todo el espesor del material.
Una línea de recocido – decapado comprende esencialmente un horno con una atmósfera oxidante. El horno es seguido por baños de decapado (electrolítico y químico) cuya función es eliminar el óxido formado por las altas temperaturas del horno.
Una línea de recocido brillante está compuesta de una instalación de desengrase, de un horno eléctrico generalmente de calor directo y de una instalación de pasivación. La instalación de desengrase tiene la función de eliminar cualquier residuo de aceite de laminación. Si no se hace así, la grasa ardiente podría dejar marcas en la banda, carburar la aleación y afectar el punto de rocío que debe mantenerse a –60ºC.
Después del recocido final, los productos laminados en frío sufren una operación llamada “skin-pass”, realizada en seco sobre un laminador dúo reversible. Durante esta operación, el alargamiento de la banda se limita al 1,5%.
Este valor es suficiente para obtener la planicidad y brillo requeridos y de suprimir la discontinuidad del límite elástico de los aceros ferríticos. Cuando se quiera obtener una planicidad casi perfecta, la operación de “skin-pass” se puede reemplazar por una laminación bajo tensión.
Las operaciones de acabado o de perfeccionamiento consisten en cortar las bobinas madre en bobinas de peso más ligero, en flejes, en chapas o en discos, etc.
A estas operaciones de corte se pueden añadir operaciones de pulido, con ayuda de cepillos rotatorios o de bandas abrasivas, o de grabado con ayuda de cilindros especiales.
Las operaciones descritas arriba son operaciones discontinuas que entrañan a la vez tiempos adicionales, almacenamientos intermedios y manipulaciones suplementarias. Con el objeto de mejorar la productividad y de reforzar la fiabilidad, se ha desarrollado el concepto “línea continua integral”. Las distintas operaciones que acabamos de citar son ahora realizadas en continuo sobre la misma línea;

Esto es:
- la preparación de la banda en caliente seguido de un granallado y de un decapado químico;
- laminación en tándem constituido por dos cajas “SENDZIMIR”;
- recocido final en una atmósfera oxidante seguido de decapados químico y electrolítico;
- acabado de la banda realizado en un laminador “skin-pass” seguido de un tension - lever.
Esta línea es válida para una gama de espesores de 0,8 a 4,0 mm en el campo de los tipos ferríticos con 11% de cromo. Esta gama de espesores va de 1,0 a 4,0 mm en los tipos austeníticos. Según el tipo y el espesor, la anchura máxima de la banda oscila entre 1000 y 1500 mm.

6.4.2 – Trefilado de los productos largos
Como en el caso de los aceros al carbono, la materia prima para el trefilado de los aceros inoxidables es la “palanquilla” obtenida por laminación en caliente. Este permite la producción de alambrón cuyo diámetro (mínimo) es de 5,5mm, y cuya superficie está oxidada. Por eso, hay que proceder a un decapado previo a la operación de trefilado.
El principio del trefilado consiste en hacer pasar el alambrón previamente decapado, tratado y lubricado, a través de una serie de orificios calibrados llamados hileras (figura 106).
Para lograr el alambre del calibre deseado, hay que seguir varios pasos (entre 5 y 7), con ayuda de bancos de trefilado multipasos que son fundamentalmente de tres tipos:
- Banco múltiple continuo: en este tipo de banco, se regula la velocidad de los tambores para que cada tambor suministre exactamente la cantidad de alambre necesario.
- Banco múltiple de acumulación : en este tipo de banco, no se equilibra la velocidad de los tambores, lo que entraña una acumulación de alambre sin deslizamiento de un tambor en relación al otro.
- Banco múltiple de deslizamiento : en este caso, la velocidad de los tambores no está equilibrado, y no hay acumulación. Para que estos bancos puedan funcionar, hay un deslizamiento del alambre sobre el tambor. Para lograrlo, los tambores, el alambre y las hileras están sumergidos en un lubricante líquido. En general, este tipo de banco está alimentado por alambre fino desbastado.
Después del tratamiento térmico (endurecido en los tipos martensíticos y ferríticos o de hipertemple en los tipos austeníticos) y del decapado, el alambrón está disponible para las operaciones de trefilado.
Debe sufrir un tratamiento de oxalatación o de cobreado electrolítico que va a servir de soporte al lubricante utilizado.


El revestimiento de oxalato debe ser adherente y no debe producir polvo. La oxalatación aumenta notablemente la productividad permitiendo elevadas velocidades de trefilado, y aumentando la duración de la vida de las hileras. Además, el revestimiento oxálico se puede eliminar fácilmente en un baño de ácido nítrico al 30% a temperatura ambiente o en un baño alcalino.
Para que se pueda realizar en unas condiciones económicas satisfactorias, el cobreado se realizará en una instalación tipo “Helicofil” que se puede acoplar directamente a un banco de trefilado.
Sea cual sea el tratamiento superficial, la aleación debe ser despasivada previamente en un baño ácido con el fin de eliminar la capa pasiva y favorecer la adherencia del revestimiento de oxalato o de cobre. Para ello, se puede utilizar un baño fluonítrico.
El tratamiento de oxalación varía según el tipo de acero inoxidable. En los aceros martensíticos y ferríticos, es de unos 5 minutos, mientras que los aceros austeníticos puede llegar a 30 minutos.
El trefilado propiamente dicho tiene por objeto reducir la sección del alambre, obtener unas buenas tolerancias dimensionales y aumentar las características mecánicas por endurecimiento por deformación en frío.
El trefilado se realiza con ayuda de hileras (figura 106) cuyo núcleo suele ser de carburo de tungsteno. Los lubricantes son jabones tipo estearato de cal o de sosa, o de grasas o líquidos para los pasos de acabado.
Después del trefilado, se puede dejar que permanezca el lubricante del trefilado para favorecer el deslizamiento del alambre en los equipos de conformado utilizado en las operaciones posteriores de conformación (fabricación de resortes). En ese caso, el aspecto del alambre es mate.
Por el contrario, se puede obtener un alambre brillante, lo que implica eliminar completamente todo residuo de lubricante.
En la figura 107 se muestra el esquema general de una operación de trefilado.
Además, una de las características específicas de un alambre trefilado es la influencia del diámetro de la espira libre, y cuya realización tiene una gran importancia. Esto se refleja tanto en lo relativo al diámetro de la espira del producto acabado (este diámetro debe ser superior al diámetro de bobinado del alambre sobre el banco de trefilado, o sea, un valor mínimo de 500 mm.) como en el paso de la espira, llamado también “izquierdo”, esto es, la distancia entre las dos extremidades de la espira libre debe ser, al menos, D/20, donde D designa el diámetro de la espira libre.

Estas características son muy importantes cuando el alambre se utiliza para fabricar resortes de torsión o cuando se utiliza como producto de aporte bobinado en soldadura al arco bajo protección gaseosa.
En fin, la evolución del límite de elasticidad y de la resistencia a la rotura son utilizadas en el trefilado para obtener las características mecánicas en función de su utilización posterior. Esta evolución es previsible a partir de la curva de tracción que da el esfuerzo real σ (N/mm²) en función de la deformación relacional : ε = ln (L/Lo) = ln (So/S), donde So representa la sección inicial del alambre y S representa el alambre después de pasar por la hilera. Para lograrlo, se utilizan unos ábacos que dan la resistencia a la tracción Rm y el límite de elasticidad Rp en función de ε. Así se obtienen los valores de Rm y de Rp, en estado endurecido del tipo X9CrNi18-8/1.4310. Los valores se indican en la tabla 37.


Tabla 37: límite de elasticidad Rp y de resistencia a la tracción Rm de alambres endurecidos por conformación en frío de X9CrNi18-8/1.4310, en función de su diámetro.

Diámetro mm
0,10/0,20
0,20/0,50
0,50/0,80
0,80/1,25
1,25/2,00
2,00/3,15
3,15/5,00
Rp 0,2
(N/mm²)
2100
2000
1850
1750
1600
1500
1400
Rm
(N/mm²)
2350
2300
2100
2000
1850
1750
1650


6.4.3– Acabados superficiales
El estado superficial de los aceros inoxidables reviste gran importancia ya que condiciona su resistencia a la corrosión. Cuando la superficie de acero inoxidable está muy dañada (contaminación, incrustaciones de partículas ferrosas, rayas profundas,...) su resistencia a la corrosión suele estar alterada. Por ello, hay que asegurarse, antes de cualquier aplicación, que la superficie del material no está afectada.
Por otra parte, antes de algunas operaciones (decapado, pintura), es necesario preparar la superficie mediante un tratamiento mecánico.

6.4.3.1 – Granallado
El granallado consiste en proyectar sobre la superficie del producto unas partículas muy duras casi redondas cuyo diámetro está comprendido entre 0,15 y 0,6mm.
La velocidad de las partículas (40 a 100 m/seg.) y la duración de la operación están en función del resultado que se pretende.

Si se trata de granallado sobre una banda caliente, previa a una operación de decapado, la granalla puede ser de acero carburado. En ese caso, el granallado tiene por objeto eliminar el óxido formado en el curso de la laminación en caliente. Si se trata de un granallado previo a una operación de pintura, se prohibe el uso de partículas ferrosas. En este caso, se trata de obtener una rugosidad óptima para lograr una buena adherencia de la pintura.
Después del granallado, la capa superficial del producto se endurece en un espesor que puede llegar a 0,3mm. Esta aplicación de la superficie tiene un efecto benéfico sobre la resistencia a la fatiga.

6.4.3.2 – Tratamientos químicos y electroquímicos
6.4.3.2.1 – Pre-decapado o acondicionamiento de los óxidos
Después de algunos tratamientos térmicos en atmósferas oxidantes, la capa de óxido es muy compacta y espesa para poder eliminarla con un simple decapado.
En estas condiciones, se practica un decapado que consiste en sumergir el acero inoxidable en un baño de sales fundidas que presentan un carácter básico y oxidante. Después de un tratamiento de este tipo, hay que efectuar un lavado con agua fría y un decapado en baño ácido.

6.4.3.2.2 – Decapado en baño ácido
El decapado consiste en eliminar de la superficie de la aleación, los óxidos que se han formado en un medio oxidante, a altas temperaturas. Se puede tratar de transformaciones en caliente, tratamientos térmicos o soldaduras. Se pueden utilizar varias técnicas, aunque cuando sea posible, es preferible un decapado húmedo o por aspersión.
En el caso de los aceros inoxidables ferríticos y martensíticos, se utiliza un baño fluonítrico, o un baño sulfúrico. La composición típica y las condiciones de uso de estos baños, se indican a continuación:
a) Baño fluonítrico
Ácido nítrico al 62% (40º) baumé: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200 litros
Ácido fluorhídrico al 65% : - . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10 litros
O fluoruro de sodio: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15 kg
- Agua: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 800 litros
Temperatura : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 – 60ºC
Tiempo : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Unos 15 minutos
El acero del baño de decapado es tanto más fuerte cuanto menor es la concentración de ácido nítrico y mayor la de ácido fluorhídrico.

b) Baño sulfúrico:
- Ácido sulfúrico al 90%: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 litros
- Ácido clorhídrico al 35% : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 litros
- Agua : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 900 litros
Temperatura : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 – 55ºC
Tiempo: .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Unos 15 minutos

En los aceros inoxidables austeníticos, se utiliza un baño fluonítrico o un baño sulfúrico, aunque las dosis son diferentes.
a) Baño fluonítrico
Ácido nítrico al 62% (40º) baumé: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 200 litros
Ácido fluorhídrico al 65% : - . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20 litros
O fluoruro de sodio: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30 kg
- Agua: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 800 litros
Temperatura : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50 – 60ºC
Tiempo : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Unos 15 minutos
El acero del baño de decapado es tanto más fuerte cuanto menor es la concentración de ácido nítrico y mayor la de ácido fluorhídrico.
b) Baño sulfúrico:
- Ácido sulfúrico al 90%: . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 100 litros
- Agua : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 900 litros
Temperatura : . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60ºC
Tiempo: .. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Algunos minutos

Los baños de decapado más utilizados en los productos planos son de tipo fluonítrico. La reacción de ataque del metal base es:
Fe + 4H+ + NO3¯ → Fe+++ + NO + 2H2O
El ácido fluorhídrico, HF, completa los iones Fe+++ según una reacción de tipo 3F- + Fe+++ → Fe F3
Resumiendo, el ácido fluorhídrico sirve como generador de iones H+ y si el ácido nítrico, HNO3 también sirve como generador de iones H+ , su papel principal es el de fijar el potencial de óxido-reducción.
Después del decapado, hay que eliminar cuidadosamente todo resto de ácido mediante un lavado con agua caliente y, en algunos casos, conviene pasar por un baño ligeramente alcalino para neutralizar el ácido.
La composición del baño de decapado cambia con el tiempo. Para mantener constante su eficacia, hay que regenerar los iones H+ añadiendo ácido fluorhídrico Esta operación puede estar automatizada.

Los baños fluonítricos atacan fuertemente las zonas descromadas por una reacción de tipo:
(FeCr) + 4 H+ + NO3 → (FeCr)+++ + NO + 2H2O
en el que la eficacia se puede aumentar mediante fenómenos galvánicos en las mismas zonas discromadas.
No es necesario utilizar baños fluonítricos para tratar los aceros inoxidables sensibilizados a consecuencia de un tratamiento térmico incorrecto o de una operación de soldadura. En ese caso, el resultado sería una superficie agravada en las juntas del grano, seguido de ataque intergranular.
Los baños de decapado fluonítricos pueden producir problemas medioambientales. Conscientes de sus responsabilidades, los siderúrgicos han puesto a punto un nuevo sistema de decapado de cara a reemplazar el ácido nítrico, HNO3, por un oxidante como el peróxido de hidrógeno H2O2 que puede actuar como oxidante con la formación de agua siguiendo la reacción:
H2O2 + 2H + 2Fe++ → 2H2O + 2Fe+++
Este nuevo procedimiento que utiliza una mezcla compuesta por ácido fluorhídrico, HF, y agua oxigenada, H2O2, permite la supresión de los vapores nitrosos, Nox , así como los nitratos en los efluentes.
El decapado electrolítico también se utiliza con frecuencia en el decapado de bandas de acero inoxidable. La aleación a decapar se coloca alternativamente en el ánodo y en el cátodo.
El electrolito está constituido generalmente por una solución sulfúrica – clorhídrica o de sulfato de sodio utilizado a temperatura ambiente. La densidad de corriente se sitúa entre 5 y 15 A/dm², lo que corresponde a intensidades del orden de 10.000 amperios bajo diferencias de potencial de unos 50 voltios.
Como el desprendimiento de la capa de óxido se hace con una liberación de hidrógeno, el decapado electrolítico no se puede utilizar en los tipos martensíticos y ferríticos, salvo que se asegure que no hay riesgo de provocar fragilización por absorción de hidrógeno.

6.4.3.2.3 – Pasivación
El acero inoxidable expuesto al aire se pasiva espontáneamente. Sin embargo, el tiempo necesario para la pasivación, en función del medio ambiente, puede ser más o menos largo.
Para estar seguros de que la capa pasiva se reconstruye inmediatamente después de una operación de decapado, se realiza un tratamiento de pasivación en baños ácidos y en las siguientes condiciones:


Para los aceros inoxidables ferríticos y martensíticos:
Ácido nítrico a 62% (40º) baumé : . 500 litros
Agua : 500 litros
Temperatura : Unos 20ºC
Tiempo : Unos 30 minutos

Para los aceros inoxidables austeníticos:

Ácido nítrico a 62% (40º) baumé : 250 litros
Agua : . 700 litros
Temperatura : . Unos 50ºC
Tiempo : Unos 15 minutos

6.4.3.2.4 – Descontaminación
El tratamiento de descontaminación es similar al de pasivación, aunque su finalidad es diferente. Durante algunas aplicaciones, la superficie del acero inoxidable puede resultar contaminada por partículas ferrosas que hay que eliminar. Este es el objeto de la descontaminación. También se eliminan los lugares de inicio de corrosión cuyo origen está asociado a la presencia de partículas oxidables depositadas en la superficie del acero inoxidable.

6.4.3.3. – Acabados de superficie
En las operaciones mecánicas de esmerilado y pulido, hay que evitar las presiones excesivas que pueden entrañar un calor excesivo de la aleación, susceptible de perjudicar su planicidad y de disminuir su resistencia a la corrosión.
Las muelas y abrasivos utilizados deben estar exentos de hierro.

6.4.3.3.1 – Esmerilado
El esmerilado afecta fundamentalmente al acabado de los cordones de soldadura. Se realiza por motivos estéticos o para facilitar la limpieza de aparatos de calderería. Para el desbaste, se utilizan muelas de carborundo (grano 30) mientras que para el acabado, se usan muelas de alúmina (grano 50). En todos los casos, se deben realizar a una presión moderada para no favorecer la formación de óxidos asociados y situarlos en la capa pasiva.

6.4.3.3.2. – Pulido
El pulido tiene por objeto borrar de las piezas acabadas cualquier marca de mecanización o de esmerilado a fin de facilitar la limpieza y el mantenimiento. El abrasivo más utilizado es la alúmina, debido a su duración y resistencia. Las máquinas de pulido son discos o bandas abrasivas.

6.4.3.3.3. – Pulido espejo
Para obtener estados superficiales de más calidad con más brillo, se utilizan discos de fieltro sobre los que se depositan compuestos a base de óxido de cromo o de alúmina. Este acabado se realiza normalmente a partir de pulidos de granos 240-280.

6.4.3.3.4. – Pulido electrolítico
El pulido electrolítico permite obtener superficies muy brillantes. Consiste en situar la pieza a tratar en el ánodo de un electrolito y en condiciones de temperatura y densidad de corriente perfectamente medidos. Las superficies obtenidas por este sistema pueden presentar irregularidades de superficie, ya que no hay abrasión previa. La pérdida de metal es menor que la del pulido mecánico. Es adecuado para piezas de serie o también para piezas de formas complejas. Los baños suelen estar basados en ácido sulfofosfórico o sulfoacético y su resistividad eléctrica es escasa. Se utilizan a baja tensión con temperaturas entre 90 – 100ºC.

6.4.3.4. – Mantenimiento de las superficies
El acero inoxidable se utiliza, sobre todo, por su resistencia a la corrosión, sinónimo de longevidad y porque su aspecto es perenne. Por consiguiente, es indispensable limpiar regularmente superficie para eliminar la suciedad que se pueda depositar en ella.
Para limpiar los aceros inoxidables, se pueden utilizar la mayoría de los productos de limpieza corrientes. Esencialmente, se trata de detergentes, lejías, polvos, disolventes, productos ácidos y alcalinos, y productos desinfectantes.
Se pueden utilizar detergentes y lejías de uso doméstico. En cualquier caso, después del lavado, siempre hay que aclarar con abundante agua limpia.
No se debe considerar el empleo de productos ácidos salvo en casos muy específicos (por ejemplo, en desincrustaciones) y respetando un protocolo ya establecido. Algunos productos a base de ácido fosfórico o de ácido nítrico tienen unas fórmulas especiales para los aceros inoxidables. Sin embargo, los productos a base de ácido clorhídrico están totalmente prohibidos. Se eliminarán los residuos ácidos mediante aclarado con abundante agua limpia.
Entre los productos desinfectantes, se puede utilizar, con muchas precauciones, agua de Javel diluida en agua fría. Sin embargo, el agua de Javel caliente, aunque esté diluida, está terminantemente prohibida. Además, el contacto metal – solución se limitará a lo estrictamente necesario. Igual que con el resto de los productos, al tratamiento de desinfección, le seguirá un aclarado abundante con agua limpia.

No se pueden tratar de forma genérica todos los productos de limpieza, en lo que concierne a su compatibilidad con el acero inoxidable. A cada usuario le corresponde asegurarse con su proveedor de productos de limpieza, cuál de ellos es compatible con el tipo de acero inoxidable.
En el campo de la construcción, el mantenimiento habitual se realiza con productos de lejía corrientes, en forma de lejías en polvo, detergentes líquidos o jabones. El lavado se realiza con esponja, al que debe seguir un aclarado con abundante agua limpia.
Cuando se trata de limpiar las marcas de dedos, se pueden utilizar productos ácidos con función desengrasante. Con suciedades tenaces, quizás se deba recurrir a tampones abrasivos de lana de acero inoxidable o nylon. Sin embargo, está terminantemente prohibido el uso de virutas de hierro o lana de acero al carbono. El frotado se realizará siempre siguiendo el sentido del pulido inicial.
En el campo agro alimentario, la limpieza se debe adaptar al producto que está en contacto con la instalación de acero inoxidable. Casi siempre le sigue un tratamiento de desinfección, y un abundante aclarado con agua limpia. Algunos productos desinfectantes son agresivos al acero inoxidable, por lo que hay que seguir estrictamente los protocolos aprobados por el suministrador que es quien garantiza la compatibilidad de su producto con el tipo de acero inoxidable. Si se observa inicio de corrosión, hay que consultar inmediatamente con el fabricante del producto de limpieza o desinfección y con el de acero inoxidable a fin de efectuar un tratamiento adaptado a sus recomendaciones.
Los materiales para usos colectivos, grandes cocinas y aparatos domésticos, son objeto de limpiezas cotidianas. Bien realizadas, proporcionan una gran longevidad al acero inoxidable. Los productos de limpieza, así como los métodos correspondientes, son los descritos anteriormente.

6.5– Tratamientos térmicos


Para completar sus conocimientos, el lector podrá informarse en el capítulo “Tratamiento térmico de los aceros inoxidables” en el tratado Materiales Metálicos.
Los tratamientos térmicos confieren a los aceros las propiedades adecuadas a su uso posterior. Deben estar bien realizados y adaptados para cada familia de acero inoxidable.

6.5.1 – Tratamientos térmicos de los tipos martensíticos
Esencialmente se trata de tipos cuyo contenido en carbono está comprendido entre 0,15 y 1,2%.
Estas aleaciones se suelen utilizar generalmente en cuchillería.
Generalmente, se busca obtener, después del tratamiento, una estructura totalmente martensítica. Para lograrlo, hay que partir de un campo monofásico austenítico, alcanzando temperaturas de unos 900ºC que representan el punto de transformación AC3.
En las aleaciones cuyo contenido en carbono es inferior a 0,15% y en el que el cromo está comprendido entre 11,5 y 13,5%, el punto AC3 se sitúa a casi 920ºC y la temperatura de temple, entre 950 y 1100ºC.
En las aleaciones cuyo contenido en carbono está comprendido entre 0,15 y 0,5% y el del cromo entre 12 y 16%, el punto AC3 se sitúa entre 850 y 900ºC, y la temperatura de temple, entre 950 y 1100ºC.
En las aleaciones cuyo contenido en carbono está comprendido entre 0,6 y 1,2%, y el del cromo entre 17 y 18%, el punto AC3 se sitúa entre 830 y 860ºC y la temperatura de temple entre 1000 y 1050ºC.
Existe una cuarta familia cuyo contenido en carbono es inferior a 0,2% y el de cromo se sitúa entre 12 y 18%. Además contienen una cantidad de níquel que suele oscilar entre el 1,5 y 5%. Estas aleaciones tienen un punto AC3 comprendido entre 800 y 900ºC, y su temperatura de temple se sitúa entre 950 y 1000ºC.
Los tiempos de mantenimiento a temperatura de temple están en función del espesor. Debe ser lo suficientemente largo para permitir una disolución completa de los carburos de cromo.
El enfriamiento posterior de la temperatura de temple hasta la temperatura ambiente se debe efectuar en un tiempo muy corto (menos de un minuto). En las piezas con espesor fino, el medio de temple puede ser el aire ambiental o una corriente de aire. En los espesores superiores a 5mm, hay que realizar un temple en aceite.
En los tipos con más carbono, toda la austenita no se transforma en martensita en el enfriamiento y permanece en forma de austenita residual, lo que entraña uno disminución de la dureza. Para eliminarlo, resulta eficaz un tratamiento en frío, a temperaturas de –80ºC.
La operación de temple provoca un choque térmico generador de tensiones internas, volviendo frágil al material. Para mejorar la ductilidad y la tenacidad, se practica un tratamiento de revenido de algunas horas entre 150 y 300ºC, lo que disminuye las tensiones residuales.

6.5.2 – Tratamiento térmico de los tipos ferríticos
Los aceros inoxidables ferríticos no constituyen una familia homogénea. Conviene distinguir entre los que permanecen ferríticos en todo el intervalo de temperaturas y los llamados “semiferríticos”, que forman, con el calor, hasta el 30% de austenita; estos últimos se transforman en martensita durante el enfriamiento. Además, en los tipos semiferríticos, el mantenimiento a temperaturas comprendidas entre 900 y 950ºC, seguido de un enfriamiento lento, entraña la precipitación de carburos de cromo, y por ello, una cierta sensibilidad a la corrosión intergranular debido a la descromización en las juntas de los granos.
La ductilidad y la resistencia a la corrosión de las aleaciones semiferríticas se restauran mediante un tratamiento térmico entre 750 y 850ºC. El tiempo de mantenimiento está en función del espesor del material.
Se aconseja de uno a dos minutos por milímetro de espesor. En cualquier caso, el enfriamiento deberá ser rápido para rebasar el dominio situado alrededor de 475ºC. En efecto, en los mantenimientos prolongados entre 400 y 500ºC, se observa un fenómeno de fragilización asociado al contenido de cromo.
Hay una desmezcla del cromo en la matriz ferrítica que comporta un enriquecimiento en cromo de algunas zonas y empobrecimiento en otras. Los tipos ferríticos con 11% de cromo son prácticamente insensibles a este fenómeno, y los de 17% de cromo, son algo sensibles. Sin embargo, los que tienen más del 25% de cromo, son muy sensibles.
Los tipos que contienen más del 25% de cromo son sensibles a la formación de fase sigma entre 500 y 800ºC. Se trata de una fase rica en cromo y muy frágil. Para eliminarlo, hay que realizar un tratamiento térmico a 1000ºC durante una media hora, y luego, enfriarlo rápidamente.
Las aleaciones semiferríticas con 17% de cromo se fragilizan por precipitación de carburos, nitruros o carbonitruros de cromo después de un mantenimiento por encima de 900-950ºC. Para evitar este fenómeno, hay que utilizar tipos estabilizados con titanio (formador de nitruros de titanio TiN en fase líquida) y/o niobio (formador de carbonitruros en fase sólida).

6.5.3 – Tratamiento térmico de los tipos austeníticos
6.5.3.1 – El hipertemple
Se trata de un tratamiento térmico cuyo objeto es obtener una estructura austenítica homogénea, a temperatura ambiente. Para lograrlo, se calienta la aleación, según el tipo, entre 1000 y 1150ºC. Se mantiene esta temperatura entre uno y tres minutos por milímetro de espesor. Le sigue un enfriamiento muy rápido al aire o en agua.

6.5.3.2. – Tratamiento “antiferrita”
En los aceros inoxidables austeníticos puede quedar cierta cantidad de ferrita residual.
No presenta ningún carácter perjudicial, excepto el de la fragilización por la formación de fase sigma entre 550 y 900ºC.
Para eliminar la ferrita residual, se puede proceder a un calentamiento a 1150ºC manteniendo a esta temperatura durante 36 horas. Le seguirá un enfriamiento en horno hasta 1050ºC y un hipertemple.

6.5.3.3. – Tratamiento de distensionamiento
Las distintas aplicaciones pueden generar tensiones internas perjudiciales para la duración de la vida de una instalación.
Para reducir o anular estas tensiones residuales, se pueden aplicar dos tipos de tratamientos de distensionamiento:
a) El primero es un tratamiento largo, entre 200 y 400ºC, seguido de un enfriamiento lento. Los tiempos varían entre 10 y 20 minutos por milímetro de espesor.
Este tratamiento tiene la ventaja de no provocar transformaciones metalúrgicas.

6.5.4 – Tratamiento térmico de los tipos austeno ferríticos
6.5.4.1. – El hipertemple
Se trata de un tratamiento térmico cuyo fin es obtener, a temperatura ambiente, una estructura compuesta por el 50% de austenita, y 50% de ferrita, sin fases intermetálicas y/o precipitaciones.
La ferrita de los aceros inoxidables austeno ferríticos, es sensible al fenómeno de fragilización a 475ºC y a la formación de fase sigma entre 700 y 950ºC, hasta 1050ºC en los tipos que contienen molibdeno, por lo que hay que pasar rápidamente sobre estas temperaturas durante el enfriamiento.
La temperatura de hipertemple será de 1050ºC en los tipos que no contengan molibdeno, y de 1100ºC en los tipos con molibdeno. El ajuste final de la temperatura estará en función del equilibrio ferrita/austenita que se quiera obtener.

6.5.4.2. – Tratamiento térmico posterior a la soldadura
Los aceros inoxidables austeno ferríticos no son sensibles a la corrosión intergranular, por lo que, desde este punto de vista, no necesitan ningún tratamiento térmico después de la soldadura.
Sin embargo, la operación de soldadura puede destruir el equilibrio ferrita/austenita en la unión soldada. Para restablecer este equilibrio, se practicará un tratamiento de hipertemple.

6.5.5. – Tratamiento térmico de los tipos endurecidos por precipitación
El endurecimiento por precipitación se compone de dos etapas. La primera es un tratamiento de temple o de hipertemple que permite la disolución de los elementos a precipitar. La segunda es un tratamiento de revenido que favorece la formación de precipitados finos del tipo nitrino de aluminio (NiAl) de compuesto intermetálico (Ni3Ti) o de cobre. Permite lograr las características mecánicas deseadas. En el párrafo 4.5 se describen estos tratamientos detallados.

6.6. – Planchas chapadas y recargadas


Ya que es la capa pasiva que se encuentra en la superficie de acero inoxidable la que le confiere su resistencia a la corrosión, se comprende que en determinados caso específicos, es más económico tener sólo una fina capa de acero inoxidable en relación al espesor total del material.
En ciertos equipos a presión se utiliza este principio, en los que se asegura la resistencia mecánica con un acero de poca aleación, y la resistencia a la corrosión mediante una fina capa de acero inoxidable perfectamente adherida al sustrato metálico muy espeso situado en el interior del equipo.
En otros caso, el acero inoxidable, conocido por su resistencia a la corrosión, se asocia a un material como el aluminio, que se reconoce por asegurar una difusión rápida del calor. Esta asociación se utiliza en los fondos “difusores” de los utensilios de cocción. El acero inoxidable se coloca en el interior del utensilio, por su capacidad de estar en contacto con los alimentos, mientras que el aluminio se coloca en el exterior para asegurar una difusión uniforme del calor.
La asociación del acero inoxidable y el aluminio también se utiliza en algunas piezas de decoración en los automóviles.
En esta aplicación, se junta con un acero inoxidable ferrítico tipo X6CrMo17-1 / 1.4113. En el montaje de la pieza decorativa, se coloca el aluminio entre la carrocería y el acero inoxidable, donde juega el papel de electrodo de sacrificio.
Así, el acero inoxidable que no se corroe cumple su papel decorativo, mientras que preserva de la corrosión a la carrocería del vehículo.
Estos pocos ejemplos demuestran que el acero inoxidable se puede asociar a otros materiales para cumplir funciones de diversa naturaleza.

6.6.1 - Planchas chapadas
Las planchas chapadas se utilizan fundamentalmente para la fabricación de tanques que suelen trabajar a temperaturas y presiones elevadas en medios corrosivos.
Aunque, por lo general, la elección viene dictada por motivos económicos, también se puede hacer por motivos puramente técnicos.
La ensambladura de las chapas, plancha base y plancha chapada en acero inoxidable, se puede realizar de muchas maneras:
por presión en frío, mediante técnicas de co-laminado o de chapado por explosión;
por presión con calor, mediante la laminación en caliente de un sandwich formado por una unión simétrica soldada.

6.6.1.1. – Co-laminado en frío y chapado por explosión
Antes del co-laminado, las superficies de los materiales a unir tienen que sufrir una preparación química (decapado ácido) y/o mecánica (cepillado), para eliminar todo resto de óxido.
El co-laminado propiamente dicho se realiza en un laminador cuarto (figura 108), que permite una reducción del espesor de al menos 50% en una sola pasada.
En algunos casos, se realiza un tratamiento térmico para permitir una mejor difusión entre los materiales del interfaz.
En el chapado por explosión (figura 109), la mayor cantidad de energía permite un contacto excelente entre los dos materiales eliminando también posibles contaminantes.
La presión instantánea generada en el momento de la explosión entraña una deformación plástica en la que el frente que se desplaza a una velocidad de 1000m/seg. expulsa los óxidos que puede haber. Los metales o aleaciones más frecuentemente unidas al acero inoxidable por explosión son: titanio, aleaciones de níquel, aleaciones de cobre y el aluminio.
También hay que anotar que la técnica por explosión es igualmente utilizada en la deformación de las chapas de grandes dimensiones que se utilizan en los intercambiadores de calor.

6.6.1.2. – Co-laminado en caliente
En la figura 110 se muestra la sección del sandwich.
Antes de realizarlo, se preparan las superficies a unir, para eliminar posibles contaminantes y/o óxidos. Para favorecer la adhesión de las caras acero inoxidable/acero de poca aleación, se utilizan diferentes técnicas. Estas son:
a. La deposición de hierro por electrólisis sobre la placa base y sobre la placa de chapado;
b. el niquelado de la plancha de placado;
c. la utilización del vacío durante la soldadura del sandwich.
El sandwich representado en la figura 110 es casi simétrico. Esta configuración permite equilibrar las deformaciones en las posteriores laminaciones con calor, y evitar el cimbreado. Además, permite fabricar dos chapas del mismo formato en una sola operación de laminado.
Para fijar las órdenes de magnitud, una plancha fuertemente placada puede alcanzar espesores de 200mm, con chapado de 10 a 15mm.
Después de la operación de laminado en caliente que va a permitir obtener la adherencia entre la plancha placada y la chapa base, la chapa placada sufre un tratamiento térmico que se realiza en función de la naturaleza del chapado y de la del tipo base. En el caso más corriente (chapado en acero inoxidable austenítico y base en acero al carbono), el tratamiento térmico consistirá en una austenización seguido de un revenido para el acero al carbono.
En el caso de chapas placadas de gran espesor, se puede efectuar la deformación de virolas en frío, en prensa con ayuda de una herramienta especial, o por embutición en caliente.
Después de la deformación en caliente, es necesario practicar un tratamiento térmico adecuado para restaurar la estructura.
Para unir las chapas placadas, es necesario aplicar un procedimiento particular, que consiste primero en una preparación biselada de los bordes a soldar, seguido de un procedimiento de soldadura. La forma de los biseles depende del espesor y de los medios de soldadura aplicados. Evidentemente, hay que asegurar que durante la soldadura, la disolución entre el chapado y el acero de soporte sea escaso, para no modificar sensiblemente las características mecánicas del producto base. Igualmente, la unión entre los dos chapados tiene que tener una resistencia a la corrosión, por lo menos igual a la del chapado.
En soldadura borde a borde, hasta un espesor de 30mm. se pueden emplear las preparaciones en V, en U o en X; la primera es la más corriente ya que conviene buscar la unión más estrecha posible del lado inoxidable. En espesores grandes, se utiliza un chaflán en “V” mecanizado en el acero base. Según la naturaleza de la base, se precalienta entre 60 y 200ºC. La primera pasada en el fondo de “V” se hace generalmente con un electrodo revestido con un revestimiento básico. La soldadura multipasos de la “V” se realiza en automático bajo flujo sólido. Después de socavar, esmerilar, y controlar por resudación la raíz de la unión soldada, se puede reconstruir el chapado.


La primera pasada se realiza con el sistema G.T.A.W. o de electrodo revestido, siendo el metal de aporte del tipo 309, 309L o 309MoL, es decir con 24% de cromo y 13% de níquel, con o sin molibdeno. Las pasadas siguientes o pasos de relleno, según sea el sistema de soldadura utilizado, se deben realizar con un producto de aportación correspondiente a la naturaleza del chapado.

6.6.1.3 – Recarga
La recarga consiste en revestir la superficie de un acero de soporte o acero de base por un acero inoxidable o aleación con gran contenido en elementos de aleación que deben resistir a la corrosión en condiciones análogas a las del chapado examinado anteriormente.
Las principales técnicas de recarga utilizan casi siempre un procedimiento de soldadura automática. Se trata de:
1.- Recarga en arco eléctrico bajo flujo sólido (flujo en polvo) con ayuda de uno o varios electrodos en forma de hilos o con un fleje delgado (por ejemplo, de 60x0,5mm de sección) en posición horizontal.
2.- Recarga bajo escoria electroconductora con ayuda de un fleje en posición horizontal y en posición vertical. En relación al sistema anterior, la recarga bajo escoria electroconductora o sistema “ELECTROSLAG” permite minimizar el fenómeno de disolución y asegura una productividad muy elevada; la velocidad de depósito es del orden de 15kg/hora. La recarga (como la soldadura) utiliza una máquina equipada con una placa de cobre enfriado con agua, para mantener el baño hasta su solidificación. La posición vertical permite obtener una excelente propiedad inclusionaria.
3.- Recarga bajo protección gaseosa con un electrodo continuo fusible (sistema GMAW). Se realiza en posición vertical, estando el electrodo de soldadura montado sobre un oscilador para permitir la exploración sobre una longitud suficiente.
Sea cual sea el sistema utilizado, se busca siempre minimizar el fenómeno de la dilución; sobre todo, en la primera pasada.
Si la técnica de soldadura está bien diseñada, la penetración en el metal base no debe pasar de 1,5mm. en los sistemas de arco, y de 0,5mm en el sistema ELECTROSLAG. Para tener en cuenta la dilución en la primera pasada, el producto de aporte será más rico en elementos de aleación que la recarga fuera de esta dilución.
Teniendo en cuenta el espesor de las recargas (entre 5 y 10 mm), se opera generalmente en tres capas.
Además, la dilución puede entrañar la formación de estructuras más o menos frágiles a la zona circundante a la unión. Por eso, hay que prever el control de la ductilidad de la zona de unión por una prueba de plegado lateral.
Después de la recarga, la unión sufre un tratamiento de relajación de las tensiones a una temperatura del orden de 550ºC con velocidades de subida y bajada de 50ºC/hora. El riesgo de sensibilización por precipitación de carburos de cromo intergranulares no constituye riesgo debido a que las recargas son, salvo raras excepciones, con bajo carbono. En cuanto a la elección propiamente dicha de los tipos de los productos de aportación, está dictada primeramente por consideraciones esencialmente metalúrgicas, y después por consideraciones de la resistencia a la corrosión del chapado.

6.7 – Moldeado


El moldeado de los aceros inoxidables no es fundamentalmente distinto al de los aceros ordinarios presentes en el artículo “Moldeado y Fundición del acero” del tratado de Metalurgia.
Los aceros inoxidables ferríticos no se suelen utilizar en productos moldeados ya que su tenacidad, en estado bruto de solidificación es muy débil. Entre los aceros inoxidables martensíticos, sólo se utilizarán, fundamentalmente, los bajos en carbono (hasta 0,4%) para realizar las piezas moldeadas, ya que los que tienen un contenido en carbono elevado son muy frágiles (fenómeno de “fisuración”).
Hay que elegir la naturaleza de los moldes, para evitar cualquier fenómeno de recarburación superficial del acero inoxidable.

6.7.1 – Colabilidad
Las temperaturas de colada se sitúan entre 1450 y 1550ºC. Hay que evitar cualquier fenómeno de sobrecalentamiento que pueda entrañar defectos de densidad y de estructura.
Los aceros inoxidables moldeados tienen unos contenidos en silicio más elevadas (de 1 a 2%) para favorecer la colabilidad.
La aparición de grietas de solidificación se debe a la formación de zonas interdendríticas a temperatura de fusión baja. Resultan favorecidas por la presencia de impurezas tales como el niobio, boro y fósforo. En los aceros austeníticos, la presencia de cierta cantidad de ferrita (5 a 15%) resulta favorable, ya que la ferrita juega un papel principal en el inicio de la solidificación.
Los sulfuros de hierro y cromo tienen una temperatura de fusión baja, así pues es una fuente de fisuración en caliente; el aumento sistemático del 1% de Mn permite la formación de sulfuros de manganeso a mayores temperaturas de fusión. Por supuesto, unos contenidos muy bajos en azufre son muy favorables.

Mayores segregaciones, formadas en particular en la solidificación lenta de piezas gruesas, dan lugar a zonas anormales enriquecidas en impurezas y determinados elementos de aleación; esto puede entrañar unas estructuras inaceptables y ser el origen de defectos muy nocivos. Por eso, en el moldeado, hay que localizar las zonas calientes segregadas en las partes desechadas como rebosaderos o en las partes poco solicitadas de la pieza.
Las segregaciones menores interdentríticas afectan al conjunto de la pieza; se puede disminuir sensiblemente su importancia con un tratamiento térmico de homogeneización, por ejemplo, del orden de 10 horas a una temperatura de 1.150 a 1.250ºC.
Una mejoría sensible del moldeado de los aceros inoxidables es el procedimiento llamado de colada “a baja presión”. Consiste en realizar la fusión en un horno de inducción y en favorecer el relleno de los moldes utilizando un gas neutro (argón, nitrógeno) introducidos en el horno a baja presión.
En ese caso, el horno está relacionado directamente con los diferentes moldes mediante un conducto estanco. Con este sistema, se pueden realizar las piezas moldeadas con paredes delgadas, siendo el límite del orden de 3,0mm.

6.7.2. – Preparación de los defectos de fundición
En el moldeado, es prácticamente inevitable encontrar piezas con defectos de fundición. Se puede tratar de picaduras, burbujas o grietas en la superficie o de rechupes interiores. Estas imperfecciones se eliminan mediante esmerilado y recarga por soldadura.
Estas operaciones de reparación pueden ser delicadas en los aceros martensíticos cargados de carbono, ya que son autotemplantes y sensibles a la fisuración. El esmerilado debe hacerse con precaución. La recarga se realiza, por lo general, con un metal de aportación martensítico, aunque con menor contenido en carbono (C≤0,10%). Frecuentemente, es necesario un precalentamiento a 250-300ºC. Los tipos martensíticos con níquel y bajos en carbono tienen la ventaja de presentar una buena soldabilidad y poder ser recargados fácilmente sin precalentamiento.
Los tipos austeníticos y austeno-ferríticos no presentan ninguna dificultad de reparación. Para evitar los fenómenos de fisuración en caliente de la recarga, se utiliza un metal de aportación austeno-ferrítico. Los aceros austeníticos, no estabilizados ni bajos en carbono, tienen el riesgo de ser sensibilizados en la soldadura; por ello, es necesario ejecutar un tratamiento de hipertemple. Por supuesto, esto no es necesario en los aceros austeno-ferríticos.







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