Propiedades mecánicas de componentes de aleación A356 producidos por el procedimiento industrial sub líquidus casting (SLC)

Agradecimientos Quiero mostrar mi agradecimiento a todos los integrantes del Departament de Ciència dels Materials i Enginyeria Metal.lúrgica de la Sección de Vilanova i la Geltrú, los cuales no han dudado en ayudarme y darme su apoyo a lo largo de este proyecto. Un agradecimiento especial a la directora de este proyecto la Dra. M. Teresa Baile Puig y al ponente Sergi Menargues por la cantidad de horas robas y atención prestada. Agradecer a mis Padres por los estudios que me han dado, por apoyarme y por aconsejarme siempre que lo he necesitado. Y en ultimo lugar pero por ello no menos importante, agradecer a mi pareja Marta toda la implicación mostrada en el proyecto, por borrar de mi diccionario la palabra agobio y por ayudarme a desconectar cuando lo necesitaba, “gracies maca”. A Marta. Amigos y familia. Índice Pág.1 Índice 1. Objetivos y justificación ....................................................................................................................................... 5 1.1. Objetivos ....................................................................................................................................................... 5 1.2. Justificación .................................................................................................................................................. 5 2. Aleaciones de aluminio ......................................................................................................................................... 7 2.1. Propiedades del aluminio .............................................................................................................................. 7 2.2. Producción del aluminio ............................................................................................................................... 7 2.3. Composición de aleaciones de aluminio de fundición .................................................................................. 7 3. Tecnología del conformado en estado semisólido ................................................................................................ 9 3.1. Antecedentes ................................................................................................................................................. 9 3.2. Aspectos teóricos ........................................................................................................................................ 10 3.2.1. Propiedades tixotrópicas ..................................................................................................................... 10 3.2.2. Reología del estado semisólido ........................................................................................................... 10 3.3. Tecnologías para producir material sin dendritas ........................................................................................ 17 3.3.1. Agitación mecánica ............................................................................................................................. 17 3.3.2. Agitación electromecánica “Magneto hydrodynamic stirring” (MHD) .............................................. 18 3.3.3. Fundición activada por deformación “Strain induced melt activated” (SIMA) .................................. 18 3.3.4. Transformación térmica a semisólido “Semi-solid thermal transformation” (SSTT) ......................... 18 3.3.5. Formación por atomización “Sprayforming” ...................................................................................... 19 3.3.6. Afinadores de grano ............................................................................................................................ 20 3.4. Tecnologías para la producción de componentes semisólidos .................................................................... 20 3.4.1. Procesos que parten de un sólido ........................................................................................................ 20 3.4.2. Procesos que parten de un líquido ....................................................................................................... 23 4. Tratamientos térmicos ......................................................................................................................................... 29 4.1. Tratamientos térmicos T6 y T5 ................................................................................................................... 30 5. Propiedades mecánicas de metales ...................................................................................................................... 35 5.1. Deformación elástica y plástica ................................................................................................................... 35 5.2. Ensayo de tracción ...................................................................................................................................... 35 5.3. Valores de propiedades mecánicas obtenidos del ensayo de tracción y del diagrama tensión-deformación convencional .............................................................................................................................................. 37 Pág.2 Índice 5.3.1. Módulo de elasticidad ......................................................................................................................... 37 5.3.2. Límite elástico ..................................................................................................................................... 37 5.3.3. Resistencia a la tracción ...................................................................................................................... 38 5.3.4. Porcentaje de alargamiento ................................................................................................................. 39 5.3.5. Porcentaje de estricción ....................................................................................................................... 39 5.4. Tensión ingenieril, deformación convencional o ingenieril ........................................................................ 40 5.5. Tensión real, deformación real .................................................................................................................... 41 5.6. Relación entre las ecuaciones de tensión-deformación ingenieril y real ..................................................... 41 5.7. Efecto de los límites de grano sobre la resistencia de los metales ............................................................... 42 6. Modelización del comportamiento plástico ........................................................................................................ 45 7. Procedimiento experimental................................................................................................................................ 47 7.1. Material utilizado para la obtención o fabricación del componente ............................................................ 47 7.2. Proceso de conformación del componente .................................................................................................. 47 7.2.1. Parámetros del proceso ........................................................................................................................ 48 7.3. Componente estudiado ................................................................................................................................ 48 7.4. Extracción de muestras del componente ..................................................................................................... 49 7.5. Tratamientos térmicos ................................................................................................................................. 50 7.6. Preparación de probetas de tracción ............................................................................................................ 50 7.6.1. Tronzadora .......................................................................................................................................... 51 7.6.2. Mecanizado ......................................................................................................................................... 51 7.7. Ensayo de tracción uníaxial ......................................................................................................................... 52 8. Resultados experimentales .................................................................................................................................. 53 8.1. Gráficas experimentales del soporte de dirección de motocicleta en estado bruto de colada ..................... 56 8.2. Gráficas experimentales del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T5 .................. 74 8.3. Gráficas experimentales del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T6 .................. 92 8.4. Estudio comparativo de las gráficas del soporte de dirección de motocicleta en estado bruto de colada . 110 8.5. Estudio comparativo de las gráficas del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T5 ............................................................................................................................................................. 113 8.6. Estudio comparativo de las gráficas del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T6 ............................................................................................................................................................. 116 8.7. Estudio comparativo de las gráficas del soporte de dirección de motocicleta para los diferentes tratamientos térmicos ............................................................................................................................... 119 Índice Pág.3 8.8. Discusión de resultados ............................................................................................................................. 123 9. Conclusiones ..................................................................................................................................................... 137 10. Perspectivas ....................................................................................................................................................... 139 11. Impacto medio ambiental .................................................................................................................................. 141 12. Presupuesto ....................................................................................................................................................... 143 13. Bibliografía ....................................................................................................................................................... 145 13.1. Referencias bibliográficas ......................................................................................................................... 145 13.2. Bibliografía complementaria ..................................................................................................................... 147 14. Índice de tablas, figuras y ecuaciones ............................................................................................................... 149 14.1. Tablas ........................................................................................................................................................ 149 14.2. Figuras ....................................................................................................................................................... 149 14.3. Ecuaciones ................................................................................................................................................ 159 Pág.4 Índice Objetivos y justificación Pág.5 1. Objetivos y justificación 1.1. Objetivos • Realizar tratamientos térmicos de envejecimiento a componentes de aluminio-silicio fabricados con el procedimiento industrial Sub Liquidus Casting, con objeto de estudiar el efecto que tienen dichos tratamientos sobre las propiedades mecánicas, determinada mediante ensayos de tracción. • Profundizar en el estudio de la influencia de los parámetros velocidad y temperatura de ensayo en las propiedades mecánicas de estos materiales a tracción. • Obtener los coeficientes de endurecimiento por deformación n y de resistencia K, que nos permitirán conocer en profundidad el comportamiento plástico de estos materiales. • La experimentación ha de permitir obtener la influencia que ejercen los parámetros tratamiento térmico, temperatura y velocidad en el módulo elástico, límite elástico, resistencia a la tracción, alargamiento, coeficiente de endurecimiento n y coeficiente de resistencia K. 1.2. Justificación Este trabajo ha contribuido a caracterizar las propiedades mecánicas y el comportamiento plástico, mediante ensayos a tracción, de un material ligero como la aleación de aluminio A356 fabricado con el procedimiento industrial Sub Liquidus Casting para que el sector industrial tenga una abanico más amplio de materiales ligeros con que trabajar, y así poder optimizar sus productos. Debido a la aplicación de la normativa sobre emisiones contaminantes, el sector de la automoción está en constante búsqueda de nuevos materiales, más ligeros, más económicos si es posible, y con buenas prestaciones mecánicas. El poder sustituir componentes de acero o fundición férrica por otros más ligeros con el mismo rendimiento y precio, permite una disminución del consumo de combustible y por tanto una reducción de las emisiones contaminantes, además del consecuente ahorro energético. Las piezas de aluminio son un producto industrial cada vez más extendido pero cuyo diseño es todavía un proceso de prueba y error en los casos donde se utilizan nuevas tecnologías de conformación . De las distintas técnicas de conformado, la extrusión es una de las más importantes y su industria está experimentando un gran auge. Para mejorar la calidad del perfil producido, reducir el tiempo de diseño y abaratar los costes, es necesario conocer los coeficientes de endurecimiento por deformación n y resistencia K para que puedan se introducidos en programas de simulación numérica, que permitan relacionar todas las variables que influyen en el proceso, y poder predecir el comportamiento a deformación plástica de estos materiales. Pág.12 Tecnología del conformado en estado semisólido donde ( ν ) es la viscosidad cinemática, en [m2/s]; ( µ ) es la viscosidad dinámica, en [Pa·s]; ( ρ ) es la densidad del fluido, en [Kg/m3]. La viscosidad puede estar muy afectada por variables como el gradiente de velocidad de deformación, la temperatura y la presión, entre otros, siendo éstas las más importantes. La variación de la viscosidad de un liquido con la temperatura implica que, al aumentar la temperatura, las fuerzas viscosas son superadas por la energía cinética, dando lugar a una disminución de la viscosidad [4]. La variación de la viscosidad de un liquido con la presión, causa que la viscosidad aumente exponencialmente con la presión. El agua a menos de 30 ºC es el único caso en que disminuye. Los cambios de viscosidad con la presión son bastante pequeños para presiones distintas de la atmosférica [4]. La variación de la viscosidad con la velocidad de deformación, ayuda a clasificar los diferentes tipos de fluidos que se pueden encontrar desde el punto de vista reológico. 3.2.2.2. Fluido Newtoniano Un fluido newtoniano se caracteriza por cumplir la Ley de Newton, es decir, que existe una relación lineal entre el esfuerzo cortante y la velocidad de deformación. Esto es debido a que la viscosidad (µ) es constante para este tipo de fluidos y no depende del esfuerzo cortante aplicado. Hay que tener en cuenta también que la viscosidad de un fluido newtoniano no depende del tiempo de aplicación del esfuerzo, aunque sí puede depender tanto de la temperatura como de la presión a la que se encuentre [4]. Este comportamiento se manifiesta en aleaciones con baja fracción de sólido (0≤ fs≤ 0,1) [5]. La curva de fluidez grafica el esfuerzo cortante frente a la velocidad de deformación (τ vs γ &), mientras que en la curva de viscosidad se representa la viscosidad en función de la velocidad de deformación (µ vs γ &). Para un fluido newtoniano se obtienen las siguientes curvas, representadas en la figura 3 [4]. Figura 3. Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido newtoniano. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] Como se puede observar en la curva de fluidez , el valor de la viscosidad (µ) es la tangente del ángulo que forman el esfuerzo de corte y la velocidad de deformación, la cual es constante para cualquier valor Tecnología del conformado en estado semisólido Pág.13 aplicado. Además se observa en la curva de viscosidad que la viscosidad es constante para cualquier velocidad de deformación aplicada [4]. La ecuación que modela el comportamiento de un fluido newtoniano es [8]: γµτ & ·= (2) donde ( τ ) es el esfuerzo cortante, en [Pa]; ( µ ) es la viscosidad dinámica, en [Pa·s]; ( γ &) es la velocidad de deformación de cizalla, en [s-1]. 3.2.2.3. Fluido pseudoplástico “Shear-thinning” Es un fluido no newtoniano, independiente del tiempo y sin esfuerzo umbral. Es decir un fluido donde la relación entre esfuerzo cortante y velocidad de deformación no es lineal, y el cual no necesita de un valor mínimo de esfuerzo cortante para que el fluido se ponga en movimiento. En este estado el material muestra una disminución de la viscosidad cuando aumenta el esfuerzo cortante. La viscosidad no es una constante del material, tiene un valor aparente para cada velocidad de deformación. Este comportamiento se manifiesta en aleaciones con fracción de sólido de (0,1 ≤ fs ≤ 0,6) [5], y se puede observar en las siguientes curvas, de la figura 4. Figura 4. Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido pseudoplástico. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] Hay dos teorías que intentan explicar este fenómeno, teniendo en cuenta que son simplificaciones ya que el flujo que se forma es bastante complejo: Teoría del flujo de varillas rígidas suspendidas en un líquido newtoniano: Existen una serie de varillas desorientadas dentro del líquido newtoniano. Cada varilla, caracterizada por su movimiento browniano, tiene un vector de velocidad que tiende a adoptar una situación horizontal. Dicho movimiento browniano, propuesto por Brown en 1827, es una observación indirecta de la agitación térmica de las moléculas de un líquido, al visualizarse el desplazamiento de partículas en suspensión en el seno del mismo. La resultante de los choques al azar es una fuerza de magnitud y dirección variable que da la orientación de las varillas, responsable de la viscosidad, para evitar que se llegue a un cierto estado de equilibrio. Cuanto mayor sea la orientación de las varillas, menor será la viscosidad del fluido [4]. Pág.14 Tecnología del conformado en estado semisólido Teoría del flujo de moléculas filamentarias en un líquido newtoniano: Se supone que, dentro de un fluido newtoniano situado entre dos placas paralelas, una de las cuales se mueve, aparecen una serie de macromoléculas en forma de filamentos porosos que contienen grupos de átomos con una gran movilidad. Al principio estos grupos de átomos forman filamentos bastante enredados. Con el tiempo, al moverse la placa superior, la velocidad de deformación aumenta y la resultante de las fuerzas tiende a desenredar estos filamentos en la dirección del flujo, dependiendo de su elasticidad y de su velocidad de deformación, y además dicha fuerza libera parte del líquido que existe alrededor de la molécula. Como resultado de todo lo que ocurre en el seno del fluido se produce una disminución de la fricción interna dando lugar a su vez a una disminución de la viscosidad [4]. La ecuación reológica que mejor describe el sistema es la de Ostwald – De Waele, o ley de potencia [5]: n k γτ & ·= (3) 1 0 1 ·−− ⋅== nn k γηγη && (4) donde ( η ) es la viscosidad aparente, en [Pa·s]; ( γ &) es la velocidad de deformación, en [s-1]; (k) es el coeficiente de viscosidad o el índice de consistencia; y (n) es el índice de la ley de potencia o índice de pseudoplasticidad e indica el grado de comportamiento pseudoplástico, debido a la pérdida de viscosidad aparente al aumentar la velocidad de deformación. Para fluidos newtonianos n = 1 y k es la viscosidad constante. Cuanto menor es este índice mayor es la pseudoplasticidad. El comportamiento pseudoplástico se manifiesta para valores de n < 1. Valores inferiores indican un comportamiento más tixotrópico. Para las aleaciones metálicas, se ha convenido designar como (ηo) o viscosidad aparente (shear stress/shear rate), a la consistencia del material medida para γ & = 200 s-1. Además de variar con la velocidad de corte, la viscosidad aparente es sensible a la temperatura. El coeficiente de viscosidad (k) varía con la temperatura con una ecuación de tipo Arrhenius [5]. 3.2.2.4. Fluido viscoplástico Es un fluido no newtoniano, independiente del tiempo y con esfuerzo umbral. Es decir un fluido que necesita de un valor mínimo de esfuerzo cortante para que se ponga en movimiento. La relación entre esfuerzo cortante y velocidad de deformación puede ser o no lineal, a partir de su esfuerzo umbral. Si existe linealidad, se denominan fluidos viscoplásticos de Bingham y si no la hay, se denominan sólo viscoplásticos [4]. Este comportamiento se manifiesta en aleaciones con fracciones de sólido elevadas (0,6 < fs ), la fase sólida es continua y forma un esqueleto. El metal se comporta en estos casos como un material viscoplástico poroso saturado de líquido [5]. Este tipo de fluido se comporta como un sólido hasta que sobrepasa un esfuerzo cortante mínimo (esfuerzo umbral) y a partir de dicho valor se comporta como un líquido. Las curvas de fluidez y viscosidad se representan en la figura 5. Tecnología del conformado en estado semisólido Pág.15 Figura 5. Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido viscoplástico. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] La razón por la que se comportan así los fluidos viscoplásticos es la gran interacción existente entre las partículas suspendidas en su interior, formando una capa llamada de solvatación. Están formados por dos fases, con una fase dispersa formada por sólidos y burbujas distribuidos en una fase continua . En estos fluidos, las fuerzas de Van der Waals y los puentes de hidrógeno producen una atracción mutua entre partículas. También pueden aparecer fuerzas de repulsión debidas a potenciales de la misma polaridad. Se forman coloides cuyas fuerzas repulsivas tienden a formar estructuras de tipo gel. Si las partículas son muy pequeñas poseen entonces una gran superficie específica, rodeados de una capa de adsorción formada por moléculas de fase continua. Gracias a esta capa, las partículas inmovilizan gran cantidad de fase continua hasta que no se aplica cobre ellas un esfuerzo cortante determinado [4]. Las ecuaciones que modelan el comportamiento de los fluidos viscoplásticos son dos: Ecuación generalizada de Bingham [4]: Se aplica cuando hay existencia de proporcionalidad entre el esfuerzo cortante y la velocidad de deformación, a partir de su esfuerzo umbral. γηττ & ⋅+= 0 (5) donde ( τ ) es el esfuerzo cortante, en [Pa]; ( τ 0) es el esfuerzo umbral requerido para que el flujo se ponga en movimiento, representa el valor del esfuerzo cortante para velocidad de deformación nula, en [Pa]; ( η ) es la viscosidad aparente, en [Pa·s]; ( γ &) es la velocidad de deformación, en [s-1]. Ecuación de Casson [4]: Se aplica cuando no hay existencia de proporcionalidad entre el esfuerzo cortante y la velocidad de deformación, a partir de su esfuerzo umbral. γηττ & ⋅+= y (6) donde ( τ ) es el esfuerzo cortante, en [Pa]; ( τ y) es el esfuerzo umbral, en [Pa]; ( γ &) es la velocidad de deformación, en [s-1]; ( η ) es la viscosidad aparente definida por Casson. Pág.16 Tecnología del conformado en estado semisólido 3.2.2.5. Fluido tixotrópico Es un fluido no newtoniano, dependiente del tiempo. Es decir un fluido donde la relación entre esfuerzo cortante y velocidad de deformación no es lineal, y donde la viscosidad disminuye al aumentar el tiempo de aplicación del esfuerzo cortante, recuperando su estado inicial después de un tiempo de reposo. Este comportamiento se manifiesta en aleaciones con fracción de sólido de 0,1 ≤ fs ≤ 0,6 [5]. Los fluidos tixotrópicos se caracterizan por un cambio de su estructura interna al aplicar un esfuerzo. Esto produce la rotura de las largas cadenas que forman sus moléculas [4]. Dichos fluidos, van disminuyendo la viscosidad al aplicar una fuerza y acto seguido vuelve a aumentar al cesar dicha fuerza debido a la reconstrucción de sus estructuras y al retraso que se produce para adaptarse al cambio. Aparece un fenómeno de histéresis, como vemos representado en la figura 6. Figura 6. Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido tixotróprico. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] Las razones de este comportamiento son diversas. Si se considera al fluido como un sistema disperso, se debe tener en cuenta que las partículas que hay en él poseen diferentes potenciales eléctricos y tienden a formar tres estructuras variadas dependiendo de cómo sea la fase dispersa [4]. Si la fase dispersa está formada por una serie de capas se denomina “Castillo de cartas, Card House”; si en cambio se compone de una serie de varillas se denomina “Armadura”, y si la fase dispersa está compuesta por formas esféricas se denomina “Estructura de perlas encadenadas”. Las fuerzas que actúan en estas estructuras son de tipo electrostático y se originan por el intercambio de iones dentro del fluido, el cual provoca atracciones y repulsiones entre ellos que dan lugar a cambios estructurales. Estos cambios estructurales hacen que disminuya la viscosidad con el aumento de la velocidad de deformación y que ésta esté muy influenciada por el tiempo. La estructura puede volver a recuperar su forma inicial dejándola un tiempo en reposo [4]. Para diferenciar de forma sencilla un fluido tixotrópico, se aumenta la velocidad de deformación hasta un determinado valor y luego se disminuye hasta el reposo, observando entonces un fenómeno de histéresis, que ayuda a comprender la variación de la viscosidad. Para modelizar la variación de la viscosidad con el tiempo, se ideó la siguiente ecuación [4]: ' ' 2 ' 0 )( )()( dt dt df ttMt t T ∫∞− • −−= γ ηη (7) Tecnología del conformado en estado semisólido Pág.17 dII II tt II IIR ttMT⎥ ⎦ ⎤ ⎢ ⎣ ⎡− −=− ∫ ∞)'( exp )( )( 0 ' (8) donde ( η 0) es la viscosidad inicial sin perturbaciones; F( γ &2) es la función simétrica de la velocidad de deformación; (II) es el tiempo de relajación del fluido, puede haber diversos tiempos de relajación; (R(II)) es la función de distribución de tiempos de relajación. 3.3. Tecnologías para producir material sin dendritas Estas tecnologías permiten obtener material con una microestructura tixotrópica, donde hay un fase principal no dendrítica o globular de granos finos distribuidos uniformemente en un matriz, con un punto de fusión más bajo. La producción de materia tixotrópica puede partir de una aleación líquida a través de una solificación controlada bajo condiciones específicas, o del estado sólido mediante una fuerte deformación plástica y recristalización [2]. En esta sección, se resumen las características básicas de las técnicas disponibles para la producción de material sin dendritas. 3.3.1. Agitación mecánica Consiste en agitar mecánicamente un metal líquido durante el proceso de enfriamiento, utilizando cámaras de vacio, o en atmósfera inerte para reducir el aire atrapado. Podemos ver el esquema de una máquina de agitación mecánica en la figura 7. La agitación cizalla la microestructura principal al hacerla girar, produciendo un efecto estabilizador sobre la inestabilidad morfológica en la interfaz sólida y líquida, promoviendo el crecimiento globular [9]. El principal problema son las aleaciones con elevado punto de fusión, porque pueden dañar el crisol. Además es un proceso difícil de controlar y con baja productividad [10]. Figura 7. Esquema de una máquina de agitación mecánica: (1) Soporte motor; (2) Inyector de gas Argon; (3) Agitador; (4) Aleación de aluminio semisólida; (5) Termopar; (6) Motor; (7) Protector; (8) Resistencias; (9) Crisol [10] Pág.18 Tecnología del conformado en estado semisólido 3.3.2. Agitación electromecánica “Magneto hydrodynamic stirring” (MHD) Permite producir lingotes con estructura no dendrítica y tienen la ventaja de que sólo existe contacto físico entre el metal y el recipiente. Este método genera una elevada cizalladura mediante un campo de rotación electromagnético. La agitación se produce en el fondo del contenedor del líquido que, previamente, se ha filtrado y desgasificado para eliminar la contaminación [2]. La transmisión de calor a través de la pared del molde se controla con una envoltura de agua, alrededor, que produce refrigeración. Hay tres sistemas de agitación electromagnética, el vertical, el horizontal y el helicoidal, que es una combinación entre el vertical y el horizontal. Una representación gráfica de los tres modelos puede verse en la figura 8. El método horizontal tiene la ventaja de mayor eficacia económica, mientras que el método vertical tiene su ventaja en los grandes diámetros. La agitación helicoidal se usa tanto en colada vertical como en colada horizontal [5]. Se obtiene una microestructura de grano fino, con un tamaño aproximado de 30 µm y distribuido uniformemente. Figura 8. Modos de agitación electromagnética: a) agitación vertical, b) agitación horizontal y c) agitación helicoidal [5] 3.3.3. Fundición activada por deformación “Strain induced melt activated” (SIMA) En este método, la aleación obtenida por colada continua es extraída en caliente. Posteriormente, se somete a un proceso de deformación en frío, induciendo gran cantidad de dislocaciones, que son las responsables del cambio de la fase α primaria a la estructura globular, durante el calentamiento al estado semisólido. El calentamiento se mantiene el tiempo suficiente para que, por crecimiento isotérmico de las ramas dendríticas, se obtenga una estructura globular. El inconveniente surge si queremos obtener una estructura fina, ya que el tamaño de grano es demasiado grande. El método SIMA se utiliza habitualmente para diámetros de pocos centímetros. Otra desventaja es el alto coste asociado a la etapa de forja [5]. 3.3.4. Transformación térmica a semisólido “Semi-solid thermal transformation” (SSTT) Calentamiento de una estructura dendrítica, en el intervalo de temperaturas semisólidas, durante un tiempo suficiente para permitir que la estructura se globulice y obtener estructuras tixotrópicas La Tecnología del conformado en estado semisólido Pág.19 evolución de la estructura durante el calentamiento se muestra en las micrografías de la figura 9. Sin embargo, estas estructuras suelen tener un tamaño de grano inicial demasiado grande, provocando que las transformaciones duren mucho tiempo o sean inadecuadas. Para tener un mejor control del proceso en cuanto a tamaño de grano y tiempo de transformaciones se utilizan afinantes (titanio-boro). El exceso de afinantes de grano provoca incrementos de costos y disminuciones en la maquinabilidad. [11, 12]. Con aleaciones AlSi7Mg se han conseguido excelentes propiedades tixotrópicas, microestructuras globulares, tamaño de grano de 100 µm y fracciones de líquido de 40-60% [13, 14]. Figura 9. Evolución de la estructura durante el calentamiento en la (SST) [13] 3.3.5. Formación por atomización “Sprayforming” La mayor ventaja del sprayforming es que puede producir materiales compuestos tixotrópicos disminuyendo las segregaciones, aumentado la solubilidad y con una microestructura equiaxial muy fina [15]. En el sprayforming un flujo de metal fundido es atomizado en gotitas líquidas por un inyector de gas inerte de alta presión, las gotitas generadas son enfriadas y conducidas hacia un soporte giratorio donde se condensaran. En la figura 10 se ilustra el proceso [16]. Durante el proceso el metal liquido solidifica con velocidades de enfriamiento del orden de 102-103Cº/s [17], generando la fina microestrustura equiaxial. Hay dos fases de solidificación la que sucede antes del impacto con el soporte y la de después del impacto. En esta ultima el control de la cantidad de liquido sobre la superficie de impacto, permite controlar el tamaño de grano y el tipo de porosidad [18]. Con esta técnica se pueden conseguir cantidades de fracción líquida del 66%, aunque para la industria sólo interesa el intervalo entre 10-30% ya que se obtienen mejores propiedades. Pág.20 Tecnología del conformado en estado semisólido Figura 10. Sprayforming [17] 3.3.6. Afinadores de grano Afinando el grano de las aleaciones puede obtenerse microestructuras equiaxiales, pero no se puede garantizar, que l’estructura del grano sea uniformemente esferoidal y la cantidad de líquido atrapado entre las esferas sea alto. 3.4. Tecnologías para la producción de componentes semisólidos A continuación se presentan algunos los procesos más importantes, de los muchos que hay presentes en el mercado. Estos procesos los podemos clasificar en los que parten de un sólido y los que parten de un líquido. 3.4.1. Procesos que parten de un sólido 3.4.1.1. Thixoforming Los procesos de conformado en estado semisólido por Thixoforming se realizan mediante la inyección en un molde, de material semisólido no dendrítico, utilizándose para ello un máquina similar a la de la fundición inyectada (Thixocasting), o mediante el prensado en una matriz (Thixoforging). Un esquema de los procesos esta representado en la figura 11. Se pueden distinguir dos etapas en el proceso, el calentamiento del lingote al estado semisólido y su introducción en el molde o matriz. La primera etapa, común a ambos procedimientos, consiste en la refusión parcial del lingote no dendrítico al estado semisólido. El método más utilizado es el calentamiento por inducción, con el que se consigue una rápida y uniforme refusión parcial del material [19]. En la segunda etapa, cuando el material alcanza el grado de calentamiento óptimo, se transfiere rápidamente a la máquina para su conformación, operación que la suelen realizar equipos automáticos. Tecnología del conformado en estado semisólido Pág.21 Figura 11. Esquema de los procesos de Thixoforming [2] 3.4.1.1.1. THIXOFORGING La solidificación tiene lugar a presiones de 100 y 150 MPa, produciendo microestructuras más densas y con menos defectos internos como porosidad [20]. Existen variantes de los procesos, como el Thixoforging en cámara al vacío, o en atmósfera controlada, que permiten reducir la formación de óxidos a elevadas temperaturas. Los trabajos realizados han demostrado la viabilidad del Thixoforging, en aleaciones de elevado punto de fusión, tales como acero para herramientas y estelitas. La superficie final y la precisión de la reproducción de la matriz son excelentes [5]. 3.4.1.1.2. THIXOCASTING Los procesos de Thixocasting se realizan con lingotes de estructura no dendrítica, que son recalentados hasta la temperatura de estado semisólido, para luego ser inyectado a un molde por una máquina de inyección convencional. Todo el proceso se realiza de manera automática, desde el control de la temperatura, hasta el trasporte del material semisólido a la máquina de inyección. 3.4.1.2. Thixomolding El Thixomolding patentado por Down Chemical, y desarrollado específicamente para las aleaciones de magnesio, consiste en un dispositivo similar a las máquinas de inyección utilizadas en la industria del plástico, un croquis sencillo de la máquina se muestra en la figura 12. Figura 12. Máquina Thixomolding [5] Pág.28 Tecnología del conformado en estado semisólido Tratamientos térmicos Pág.29 4. Tratamientos térmicos Los tratamientos T6 y T5 se utilizan para endurecer las aleaciones, aumentando así su resistencia. Cuando se trata térmicamente una aleación, se pretende crear una dispersión densa y fina de partículas precipitadas en una matriz de metal deformable. Las partículas precipitadas actúan como obstáculos que se oponen al movimiento de dislocación y, por lo tanto, fortalecen la aleación sometida a tratamiento térmico. El proceso de endurecimiento por precipitación puede explicarse de manera general si se hace referencia al diagrama de fases binario de dos metales A y B mostrado en la figura 22. Para que un sistema de aleación pueda reforzarse por precipitación para ciertas composiciones de la aleación, tiene que existir una solución sólida terminal cuya solubilidad sólida disminuya a medida que baja la temperatura. En el diagrama de fases de la figura 22 se muestra este tipo de decremento de la solubilidad sólida en la solución sólida terminal α al pasar del punto a al punto b, a lo largo de la curva de solvus indicada. Figura 22. Diagrama de fases binario para dos metales A y B [1] Considérese el endurecimiento por precipitación de una aleación de composición χ1 del diagrama de fases de la figura 22. Tomando la composición χ1 para la aleación porque en ella existe una gran disminución de la solubilidad del soluto α a medida que la temperatura baja de T2 a T3. El proceso de endurecimiento por precipitación comprende tres etapas: Solubilización, temple y envejecimiento. La solubilización es la primera etapa del proceso. La muestra de aleación se calienta a una temperatura entre la de solvus y la de solidus y se mantiene hasta que se produce una estructura uniforme en la solución sólida. La temperatura en el punto c de la figura 22 se ha seleccionado para nuestra aleación χ1 porque está en el punto medio entre los límites de fases solvus y solidus en la solución sólida α. El temple es la segunda etapa del proceso. La muestra se enfría rápidamente a baja temperatura, generalmente a temperatura ambiente, y el medio de enfriamiento es generalmente agua a temperatura ambiente. La estructura de la muestra de aleación después del temple en agua consiste en una solución sólida sobresaturada. Por lo tanto, la estructura de nuestra aleación χ1 después de temple a temperatura T3 en el punto d de la figura 22 corresponde a una solución sólida sobresaturada de la fase α. Pág.30 Tratamientos térmicos El envejecimiento es la tercera etapa del proceso. Es necesaria una maduración de la muestra tratada térmicamente y templada para que se forme un precipitado finamente disperso. La formación de este precipitado en la aleación es el objetivo del proceso de endurecimiento por precipitación. El precipitado fino en la aleación impide el movimiento de las dislocaciones durante la deformación, porque las dislocaciones son obligadas a cruzar transversalmente las partículas precipitadas o a rodearlas. La aleación resulta endurecida mediante esta restricción del movimiento de las dislocaciones durante la deformación. El envejecimiento de la aleación a temperatura ambiente se le llama maduración natural, mientras que a la maduración a elevadas temperaturas se le llama maduración artificial [1]. 4.1. Tratamientos térmicos T6 y T5 El tratamiento T6 implica realizar las tres etapas del proceso de endurecimiento por precipitación, solubilización, temple y envejecimiento. El T5 implica enfriar a partir de un proceso de moldeo a temperatura alta y realizar la última etapa, el envejecimiento. La etapa de puesta en solución de un tratamiento T6 desempeña varias funciones importantes: disolución del Mg2Si, homogeneización de la solución sólida y fragmentación, esferoidización y engrosamiento del silicio eutéctico. La fase α-Al se enriquece en silicio y magnesio. La disolución del Mg2Si y la homogeneización de la matriz se producen dentro de los 15 minutos en la aleación A356 a 540 ºC. Los cambios en la morfología del silicio eutéctico son generalmente más lentos, comenzando al cabo de varias horas, y dependen de parámetros tales como la temperatura de puesta en solución y el tamaño/forma de la partícula original que, a su vez, vienen determinados por las condiciones de solidificación, tamaño de grano y de modificación del eutéctico [5]. Algunos trabajos han demostrado que en la A356 modificada con estroncio, la esferoidización del silicio termina a los 3 minutos de mantenimiento a 500-540 ºC, proporcionando una microestructura fina, redondeada y homogéneamente distribuida del silicio. El efecto del tratamiento de puesta en solución de las fases intermetálicas que contienen hierro no se conoce bien, pero se ha visto que el compuesto intermetálico β con la composición estequiometrica de (Al5FeSi) es estable en la aleación A356, y que el compuesto intermetálico π de composición estequiometrica (Al8Mg3FeSi6), se disuelve en la A356 [5]. La selección de las temperaturas de tratamiento es crítica ya que altas temperaturas pueden provocar la fusión parcial mientras que temperaturas bajas no ofrecen una completa homogeneización. Las propiedades mecánicas de las aleaciones Al-7%Si-Mg están gobernadas por el nivel de magnesio retenido en la matriz después del tratamiento de puesta en solución y temple, el cual está disponible para la precipitación durante el proceso de envejecimiento. El porcentaje de magnesio disuelto y los parámetros de envejecimiento controlan el límite elástico de la aleación y el grado de endurecimiento. Una matriz con elevado contenido en magnesio tiene un límite elástico y un nivel de endurecimiento mayor, mientras que baja la ductilidad y la tenacidad a fractura [5]. El magnesio hace disminuir la temperatura del eutéctico y provoca que la estructura del silicio sea más heterogénea. Parece que también interfiere en la modificación de la estructura del eutéctico cuando se adiciona estroncio, haciendo que la estructura del eutéctico sea más grosera y menos uniforme. El contenido en magnesio también afecta a la forma y a la fracción de volumen de las fases que contienen hierro. Como es sabido, estas fases reducen la resistencia a esfuerzos de tracción [5]. Para un contenido de magnesio y hierro dados, e ignorando posibles defectos de porosidad, la resistencia a tracción y la ductilidad de estas aleaciones depende de la estructura dendrítica, del tamaño y morfología de las partículas de silicio, del tratamiento de puesta en solución y de las condiciones de envejecimiento. La deformación plástica conduce a la rotura de las partículas de silicio y de los intermetálicos ricos en hierro. Cuando el tamaño de la dendrita es pequeño la grieta se concentra en el eutéctico, a lo largo de los límites de grano, de manera que la fractura es intergranular. Por otro lado, cuando el tamaño de la dendrita es grande, la fractura final se produce por nucleación y crecimiento de microgrietas en las dendritas, es decir con fractura transgranular. Tratamientos térmicos Pág.31 Diferentes autores dicen que la metalografía cualitativa y cuantitativa ha mostrado que, además de los cambios mencionados anteriormente, el tratamiento de puesta en solución también supone cambios en cuanto a las proporciones relativas de partículas de intermetálicos que contienen hierro, y estos cambios dependen de la composición. Los intermetálicos que contienen hierro observados en aleaciones en estado bruto de colada, son la fase β (Al5FeSi) que aparece en forma de laminillas, y la fase π (Al8Mg3FeSi6), que aparece bajo la morfología de "escritura china" y/o de bloque; a veces, ambas crecen directamente sobre las laminillas de β. Estas dos fases aparecen en las regiones interdendríticas/intergranulares. En ausencia de manganeso, los intermetálicos de hierro cristalizan únicamente bajo la forma de agujas (β) para todas las velocidades de enfriamiento. Sin embargo, con la adición de manganeso, los intermetálicos de hierro cristalizan en forma de agujas (fase β-AlFeMnSi) o de escritura china (fase α-AlFeMnSi), y su fracción en volumen depende de la velocidad de enfriamiento. La fractografía indica que la fase α es más resistente que la β. Además, con el aumento de la temperatura de solubilización, la fase β se disuelve lentamente al tiempo que se fragmenta mientras que fase α no cambia [5]. La mayor diferencia entre β-AlFeSi y β-AlFeMnSi es que la primera se disuelve por los extremos mientras que la segunda se disuelve en todo su perímetro. Mientras que el tratamiento de puesta en solución provoca una transformación importante de la fase π en fase β en aleaciones con bajo contenido en magnesio (0,3-0,4 % magnesio), esta evolución no es tan clara para mayores niveles de magnesio (0,6-0,7 %). La transformación de la fase π en fase β produce una disolución de magnesio en la matriz de aluminio superior a la que puede resultar de la disolución del Mg2Si. Puesto que el nivel de magnesio retenido en la matriz después del temple controla el endurecimiento por precipitación de la aleación, resulta crucial una correcta comprensión de la transformación de la fase π en el caso que se requiera la máxima resistencia a tracción. La transformación puede describirse como un proceso mediante el cual algunas partículas de la fase π que contienen magnesio se rompen de manera gradual, total o parcialmente, en clusters de agujas finas de otra fase intermetálica de hierro que no contiene magnesio (probablemente fase β, o una fase de composición similar) [5]. Durante la puesta en solución de estas aleaciones, se produce una difusión del magnesio del intermetálico en la matriz. Parte del magnesio procede de la fase Mg2Si fácilmente solubilizada (disuelta), pero también una proporción se libera como consecuencia de la transformación de la fase π en β [5]. En las aleaciones con bajo contenido en magnesio (0,3 y 0,4%), la concentración de magnesio en la matriz alcanza el límite previsto para estas aleaciones. Ello implica que todo el Mg2Si presente en estado bruto de colada se ha disuelto y que la fase π se ha transformado en fase β, pasando todo el magnesio a la matriz. A medida que el contenido de magnesio aumenta en la aleación, es cada vez más difícil que el magnesio se disuelva en la matriz. Puesto que después del tratamiento de puesta en solución queda muy poco Mg2Si, incluso en aleaciones con elevado contenido en magnesio, aumenta la estabilidad de la fase π [5]. La transformación de la fase π es completa en aleaciones con un contenido en magnesio de 0,3 % o 0,4 %, pero se reduce a medida que el contenido en magnesio aumenta hasta 0,7 %. La transformación de fase π en las aleaciones con bajo contenido en magnesio produce una reducción de la fracción en volumen de intermetálicos. Es muy probable que sea debido al cambio en la proporción atómica de hierro en las fases β y π (1 átomo de cada 7 frente a un átomo de cada 18) y a la mayor densidad de la fase β (3,35 frente 2,82 g cm-3) [5]. En las aleaciones con alto contenido en magnesio, la fase π es más estable y la transformación a fase β parece ser desfavorable. Una consecuencia de ello sería que el magnesio es retenido en las partículas de intermetálicos y no pueden pasar a la solución. El diagrama de fases de la aleacione A356 indica que a la temperatura de 580 ºC hay más elementos endurecedores en la fracción sólida que a la temperatura de puesta en solución del tratamiento térmico T6 (520-530 ºC). Así, estas aleaciones conformadas por SSM pueden ser tratadas con T5 y T6 obteniendo Pág.32 Tratamientos térmicos mejores resultados que las conformadas por colada en coquilla, debido, probablemente, a la reducción de porosidad y a la mejora de la microestructura [5]. A la temperatura de envejecimiento, la solución sólida sobresaturada se descompone, en zonas GP finamente dispersas y precipitados intermedios que producen el endurecimiento. Un trabajo de investigación relacionado con las propiedades mecánicas de las aleaciones Al-7Si-Mg indica que las propiedades tensiles óptimas (expresadas mediante un nuevo índice de calidad QI de la ecuación 9) se dan en aleaciones con un porcentaje de magnesio entre 0,4 y 0,5%, en las que se produce la transformación parcial de la fase π en fase β. Dado que la fractura del material sometido a un esfuerzo uniaxial de tracción depende de la población de partículas, el aumento de resistencia mecánica pueden ser debidos a la substitución de partículas frágiles de gran tamaño por agujas de fase β muy finas, así como a la reducción de la fracción de volumen de precipitados [5]. El índice de calidad QI mencionado viene definido como [5]: )log(%150 ε ⋅+= UTSQI (9) donde (UTS) es la resistencia a tracción, en [MPa]; (%ε) es el alargamiento. Basner, ha estudiado el efecto que tiene la microestructura en las propiedades mecánicas de la aleación A357 con T6, y concluye que este índice de calidad QI se ve afectado adversamente con el incremento de la porosidad y el aumento de tamaño de glóbulo. Las propiedades óptimas se obtendrán cuando el tamaño de glóbulo sea el menor posible [5]. El tratamiento T5 tiene la ventaja de realizarse con el material bruto de colada, y sólo debe envejecer por tratamiento a baja temperatura. Es mucho más simple y menos costoso económicamente que el T6, y evita además muchas distorsiones que pueden aparecer en partes complejas al enfriar. De todas formas, el tratamiento T5 no provoca esferoidización del silicio eutéctico y consecuentemente las piezas así tratadas exhiben menor ductilidad que con el tratamiento T6. El tratamiento T5 se aplica a menudo para crear estabilidad dimensional del componente en servicio. El tratamiento T6 se utiliza generalmente para incrementar el límite elástico y la resistencia a tracción. Si se desea un producto que tenga buena maquinabilidad hay que incrementar la dureza. El T6 es ideal para elevar la dureza y la resistencia a tracción [5]. Durante la etapa final de ambos tratamientos, la dureza y la resistencia se incrementan gradualmente con el tiempo hasta llegar a un máximo, a partir del cual disminuyen (sobre-envejecimiento). Así se detalla en la figura 23 en la que Mondolfo pone en forma gráfica el efecto del envejecimiento en las propiedades mecánicas. Tratamientos térmicos Pág.33 Figura 23. Efecto del tiempo de calentamiento en las propiedades [5] Pág.34 Tratamientos térmicos Propiedades mecánicas de metales Pág.35 5. Propiedades mecánicas de metales 5.1. Deformación elástica y plástica Cuando se somete una pieza de metal a una fuerza de tracción uniaxial se produce la deformación del metal. Si el metal recupera sus dimensiones originales cuando se elimina la fuerza, se considera que el metal ha sufrido una deformación elástica. La cantidad de deformación elástica que puede soportar un metal es pequeña pues durante la deformación elástica, los átomos del metal se desplazan de sus posiciones originales, pero sin llegar a alcanzar nuevas posiciones. De este modo, cuando la fuerza sobre el metal deformado elásticamente se elimina, los átomos del metal vuelven a sus posiciones iniciales y el metal recupera su forma inicial. Si el metal se deforma tanto que no puede recuperar completamente sus dimensiones originales, se considera que ha sufrido una deformación plástica. Durante la deformación plástica, los átomos del metal se desplazan continuamente desde sus posiciones iniciales hasta otras nuevas. La propiedad que tienen algunos metales de ser extensamente deformados sin que se fracturen, es una de las más útiles en ingeniería. Por ejemplo, la gran deformación plástica a que se puede ser sometido el acero permite fabricar parachoques, capós y puertas de automóvil sin que se fracture el metal [1]. 5.2. Ensayo de tracción El ensayo de tracción se utiliza para evaluar la resistencia de metales y aleaciones. En este ensayo, hay que distinguir tres regiones, la precarga, la elástica y la plástica. Por lo tanto una muestra de metal podría estirarse hasta fractura de muchas maneras distintas, desde aplicar una diferente velocidad constante de estiramiento a cada región a utilizar una para todo el ensayo. La figura 24 ilustra una máquina moderna de tracción. Figura 24. Máquina de tracción modelo Zwick Z100 La fuerza que actúa sobre la muestra sometida a ensayo, junto con la deformación obtenida por un extensómetro externo, sujeto a la muestra como en la figura 25, aparecen representadas en un diagrama generado por la máquina de ensayo. Pág.36 Propiedades mecánicas de metales Figura 25. Extensómetro de una máquina de ensayos que mide la deformación producida en la probeta durante el ensayo de tracción El tipo de probeta utilizada en los ensayos de tracción varía considerablemente. En metales con sección transversal gruesa, normalmente se utilizan probetas redondas. En metales de sección transversal más delgada se utilizan probetas planas. Las formas geométricas de probetas utilizadas usualmente en ensayos de tracción se ilustran en la figura 26. Figura 26. Ejemplos de la forma geométrica de probetas utilizadas usualmente en ensayos de tracción. (a) Probeta redonda, (b) probeta plana [29] Los valores de fuerza contenidos en el gráfico de la máquina de ensayos se pueden convertir a valores de tensión convencional y construir un diagrama tensión-deformación convencional o diagrama convencional, como el de la figura 27 [1]. Figura 27. Diagrama tensión-deformación [30] Propiedades mecánicas de metales Pág.37 5.3. Valores de propiedades mecánicas obtenidos del ensayo de tracción y del diagrama tensión-deformación convencional Las propiedades mecánicas de metales y aleaciones que tienen interés para el diseño estructural en ingeniería y que pueden obtenerse a partir del ensayo de tracción técnico son: 1. Módulo de elasticidad. 2. Límite elástico convencional del 0,2 %. 3. Resistencia a la tracción. 4. Porcentaje de alargamiento a fractura. 5. Porcentaje de estricción a fractura. 5.3.1. Módulo de elasticidad En la primera parte del ensayo de tracción, el metal se deforma elásticamente. Es decir, si la fuerza que actúa sobre la muestra desaparece, la probeta volverá a su longitud inicial. Para metales, la máxima deformación elástica suele ser inferior al 0,5 %. En general, los metales y aleaciones muestran una relación lineal entre la tensión aplicada y la deformación producida en la región elástica del diagrama convencional que se describe por la ley de Hooke: ε σ ⋅= E (10) donde (E) es el modulo de elasticidad o modulo de Young, en [MPa]; ( σ ) es la tensión, en [MPa]; ( ε ) es la deformación, [mm/mm]. El módulo de elasticidad está relacionado con la fuerza del enlace entre los átomos del metal o aleación. Los metales con alto módulo de elasticidad son relativamente rígidos y no flechan fácilmente [1]. 5.3.2. Límite elástico El límite elástico es un valor de interés para el diseño estructural en ingeniería puesto que es la tensión a la que un metal o aleación muestra una deformación plástica significativa. Debido a que no hay un punto definido de la curva tensión-deformación donde acabe la deformación elástica y empiece la deformación plástica, se determina el límite elástico como aquella tensión a la que se produce una deformación plástica definida. En muchas ocasiones se determina el límite cuando se produce una deformación del 0,2 %, como se muestra en el diagrama convencional de la figura 28. Pág.44 Propiedades mecánicas de metales Modelización del comportamiento plástico Pág.45 6. Modelización del comportamiento plástico La expresión matemática seguida para describir la zona plástica de la curva tensión-deformación real, es la curva potencial, regida por la siguiente ecuación [31, 32]: n K εσ ⋅= (26) donde (σ) es la tensión, en [MPa]; (ε) es la deformación, [mm/mm]; (n) es el coeficiente de endurecimiento por deformación; (K) el coeficiente de resistencia. Esta expresión matemática sólo se puede aplicar a gráficas tensión-deformación real, donde su sección se corrige con la estricción. Las gráficas tensión-deformación ingenieril vienen referidas a una sección inicial que se considera invariante. Para determinar los valores de n y K, primero hay que buscar el límite elástico y el valor de la resistencia a la tracción en la curva tensión-deformación ingenieril, y luego buscamos los puntos homólogos para la curva tensión-deformación real. Estos dos parámetros nos acotaran la zona de la curva que puede ser modelizada, tal y como se puede observar el la figura 30. Figura 30. Representación de la zona plástica de una curva tensión-deformación real, a la que se le ha calculado su función potencial En este trabajo, los valores n y K se obtuvieron mediante el programa Microsoft Excel. Para ello se introdujo los datos experimentales en el Excel, que calculó la función potencial que mejor se adaptaba a la curva. El coeficiente n nos da una idea de la capacidad de endurecimiento por deformación de un material, cuanto más pequeño es el valor de n menos capacidad de endurecimiento tendrá [33]. Pág.46 Modelización del comportamiento plástico Procedimiento experimental Pág.47 7. Procedimiento experimental Se realizaron ensayos de tracción y tratamientos térmicos, a muestras extraídas de un soporte de dirección de motocicleta fabricado por la empresa “Infun Group” y suministrado por el Centro de diseño de aleaciones ligeras y tratamiento de superficies (CDAL), fabricado con la aleación de aluminio A356, mediante el procedimiento industrial Sub Liquidus Casting. 7.1. Material utilizado para la obtención o fabricación del componente Para el conformado del soporte de dirección de motocicleta, la aleación utilizada es la A356 cuya composición química se muestra en la tabla 2. Tabla 2. Composición química de la aleación A356 Elemento (% en peso) Si Mg Cu Fe Sr Ti B Mn Media 7.41 0.3266 0.0023 0.1062 0.0088 0.1058 0.0008 0.0066 Máximo 8.25 0.4250 0.0052 0.1260 0.0190 0.1280 0.0029 0.0130 Mínimo 6.64 0.2310 0.0013 0.0930 0.0011 0.0850 0.0002 0.0021 Desviación 0.31 0.0617 0.0005 0.0060 0.0051 0.0102 0.0008 0.0032 Esta aleación está compuesta básicamente por silicio y magnesio. El silicio aumenta la fluidez del metal fundido y la colabilidad dentro del molde. El magnesio se adiciona para incrementar la resistencia, sobre todo mediante el endurecimiento por precipitación durante el tratamiento térmico. El titanio y boro son afinantes de grano. El hierro forma intermetálicos que hacen reducir la resistencia a la tracción y el alargamiento del material. 7.2. Proceso de conformación del componente El soporte de dirección de motocicleta se conformó mediante el procedimiento industrial Sub Liquidus Casting. La máquina de inyección inyecta verticalmente, y la partición del molde es horizontal. El material entra directamente del horno de mantenimiento o fusión a la máquina de inyección. El material líquido se introduce en la máquina de inyección a 630 ºC, una temperatura próxima a la temperatura requerida para la conformación en estado semisólido y, en poco tiempo, mediante el control de la temperatura y la adición de afinantes de grano (TiB o SiB), se forma el lodo que será introducido en el molde por un canal de inyección de gran diámetro y corto recorrido. Esto permite mayor productividad, y un control más estricto de la temperatura del metal, necesario para el procesado del lodo. Así mismo, reduce la velocidad de llenado, y de este modo se reducen drásticamente las presiones al final de cada inyección. Pág.48 Procedimiento experimental 7.2.1. Parámetros del proceso La tabla 3 muestra los parámetros que se utilizaron durante el proceso de fabricación del soporte de dirección de motocicleta. Tabla 3. Parámetros del proceso SLC para la conformación del soporte de dirección de motocicleta [24] Parámetros Valores Desgasificación: 10min 400rpm Temperatura de la cámara del horno: 690 ºC Temperaturas del caldo: 630 ºC Temperaturas de fusión: 800 ºC Temperatura del molde parte inferior (PI): Posición 1: 285 ºC Temperatura del molde parte inferior (PI): Posición 2: 185 ºC Temperatura del molde parte inferior (PI): Posición 3: 205 ºC Subida de temperatura del radiador: desde 15 a 30ºC Posición de retracción del pistón: 45 mm Recorrido de aproximación del pistón: 15 mm Tonelaje del pistón de inyección: 221 ton Disparador del umbral de intensificación: 20% Rampa de velocidad: 75% Temperatura pistón: 201 ºC Temperatura de la manga: 36 ºC Temperatura del dedo: 23 ºC Presión de inyección del pistón 332 bar Ciclo del proceso: 86,3 s Velocidad inicial del pistón: 15% Velocidad final del pistón: 15% Presión del acumulador: 120 bar Duración de apertura de la válvula del pistón: 14 s Tiempo de permanencia del pistón: 2 s Presión del multiplicador: 140 bar Tiempo de volcado del lodo: 8 s 7.3. Componente estudiado El componente estudiado se muestra en la figura 31. Se extrajeron probetas de 17 componentes obtenidos con los mismos parámetros de inyección mostrados en la tabla 3. Se clasifican en dos series la Y y la AH. La serie Y esta formada por 11 componentes identificados por los números del 26 al 43. Estos componentes se enfriaron al aire al salir de la máquina, y se utilizaron para los ensayos sin tratamiento térmico y con tratamiento térmico T6. La serie AH utilizada para los ensayos con tratamiento térmico T5, está formada por 6 componentes identificados por los números del 30 al 35. Estos componentes fueron enfriados con agua, por lo que los pasos de tratamiento térmico y templado del componente se omiten, quedando sólo por realizar el envejecimiento artificial. Este tratamiento térmico se denomina T5. 1 2 3 Procedimiento experimental Pág.49 Figura 31. Soporte de dirección de motocicleta conformada por SLC objeto del estudio 7.4. Extracción de muestras del componente De cada componente se extrajeron 6 muestras. Las muestras fueron cilindradas 2,5 cm por uno de sus extremos y identificadas con las letras A, B, C, D, E y F, según la posición que ocupaban en el componente, tal y como aparece en la figura 32. Figura 32. Obtención y identificación de las muestras del componente Pág.50 Procedimiento experimental 7.5. Tratamientos térmicos Para la realización de los tratamientos térmicos a las muestras se utilizó un horno eléctrico tipo mufla de la marca Hobersal, como el de la figura 33, que proporciona una temperatura máxima de 1700 ºC. El control y la regulación automática de la temperatura se realiza mediante un termopar. Este tipo de regulación permite observar claramente en cada momento, la temperatura de la mufla y asimismo ver su velocidad de subida de inercias. Un ordenador incorporado al horno permite programar rampas en diferentes temperaturas y tiempos. Figura 33. Horno eléctrico Hobersal tipo mufla [24] Las muestras se introdujeron en el horno en un bandeja metálica con arena, para evitar que sufrieran tensiones. Los tratamientos a los que han sido sometidas las muestras son T5 y T6. Las condiciones de los tratamientos efectuados se basan en los resultados de optimización obtenidos por el proyectista David Fresno. En la tabla 4 se describen los tratamientos realizados a las muestras. Tabla 4. Condiciones de los tratamientos térmicos realizados a las muestras Tratamiento térmico Parámetros T5 Temple en proceso con agua + envejecimiento artificial durante 10 h a 170 ºC T6 Puesta en solución durante 4 h a 540 ºC + temple con agua + envejecimiento artificial durante 6 h a 160 ºC. 7.6. Preparación de probetas de tracción Las muestras extraídas y cilindradas 2,5 cm por uno de sus lados, fueron terminadas de mecanizar siguiendo la norma UNE EN 1002-1, de probetas cilíndricas de métrica 6 de longitud calibrada 20 mm, tal y como aparece en la figura 34. Procedimiento experimental Pág.51 Figura 34. Dimensiones de las probetas 7.6.1. Tronzadora Para la extracción de las muestras del componente se utilizó una tronzadora como la de la figura 35, refrigerada con taladrina para evitar el sobrecalentamiento del componente que podría alterar su microestructura. El tamaño de la muestras extraídas es de 80x10x10. Figura 35. Tronzadora [24] 7.6.2. Mecanizado El mecanizado y el roscado se llevaron acabo mediante un torno de control numérico como el de la figura 36. Figura 36. Torno de control numérico [24] Pág.52 Procedimiento experimental 7.7. Ensayo de tracción uníaxial Se realizaron 81 ensayos de tracción, donde se utilizaron probetas en estado bruto de colada, con tratamiento térmico T5 y T6, y donde se variaron las velocidades (5, 100 y 150 mm/min) y temperaturas (Temperatura ambiente “TA”, 100 ºC y 150 ºC) de ensayo. Para la realización de los ensayos de tracción uniaxial se ha utilizado una máquina marca Zwick, modelo Z100 de 10 kN de capacidad y provista de extensometría marca Zwick 066550.02, como la de la figura 24. La máquina incorpora una cámara climática que permite realizar ensayos de –50 ºC hasta 250 ºC. Los ensayos a diferentes velocidades de desplazamiento, la medida de deformación se llevo a cabo mediante extensometría. Los ensayos a temperatura ambiente se hicieron según la norma UNE EN 1002-1 y para temperaturas elevadas según la norma UNE EN 10002-5. Resultados experimentales Pág.53 8. Resultados experimentales Las propiedades mecánicas y los coeficientes K y n del soporte de dirección de motocicleta se muestran en las tablas 5, 6 y 7, donde se indican los valores del módulo de elasticidad, límite elástico, resistencia a la tracción y alargamiento. El nombre identificador de las probetas del soporte de dirección de motocicleta se recoge en la tabla 8. Los apartados 8.1, 8.2 y 8.3 recogen las gráficas del soporte de dirección de motocicleta en estado bruto de colada y para los diferentes tratamientos térmicos, donde encontraremos las gráficas generadas con la misma velocidad de ensayo siempre con el mismo color de curva. Los ensayos a velocidades de 5 mm/min en color rosa, 100 mm/min en color amarillo y 150 mm/min en color azul. Las gráficas se presentan según el siguiente esquema: Temperatura de ensayo: Velocidad de ensayo 5 mm/min Gráfica fuerza-alargamiento Gráfica tensión-deformación ingenieril Gráfica tensión-deformación real Curva de ajuste de la zona plástica de la gráfica tensión-deformación real Velocidad de ensayo 100 mm/min Gráfica fuerza-alargamiento Gráfica tensión-deformación ingenieril Gráfica tensión-deformación real Curva de ajuste de la zona plástica de la gráfica tensión-deformación real Velocidad de ensayo 150 mm/min Gráfica fuerza-alargamiento Gráfica tensión-deformación ingenieril Gráfica tensión-deformación real Curva de ajuste de la zona plástica de la gráfica tensión-deformación real Los apartados 8.4, 8.5 y 8.6 comparan las gráficas tensión-deformación real del soporte de dirección de motocicleta en estado bruto de colada o para un mismo tratamiento térmico. Se comparan primero fijando una temperatura y variando la velocidad, y luego fijando una velocidad y variando la temperatura. Cuando se varía la velocidad de ensayo las curvas serán de color rosa para la velocidad de 5 mm/min, amarillo para 100 mm/min y azules para 150 mm/min. Cuando se varía la temperatura las curvas serán de color rosa para temperatura ambiente (TA), amarillo para 100 ºC y azul para 150 ºC. El apartado 8.7 compara las gráficas tensión-deformación real del soporte de dirección de motocicleta fijando una temperatura y velocidad y variando el tratamiento térmico. Cuando al soporte de dirección de motocicleta no se le ha realizado ningún tratamiento térmico (O) se representa la curva de color rosa, cuando se le ha realizado un tratamiento térmico T5 se representa de color amarillo y para un tratamiento térmico T6 se representa de color azul. En el apartado 8.8 se grafica las tablas 5, 6, 7 y se discuten los resultados. Pág.60 Resultados experimentales O TA v150 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 00,511,522,533,5 Alargamiento / mm Fuerza / N Y43 SLC A356 O TA v150 mm/min F Figura 45. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O TA v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,020,040,060,08 0,1 0,120,140,16 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y43 SLC A356 O TA v150 mm/min F Figura 46. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Resultados experimentales Pág.61 O TA v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Deformación real Tensión real / MPa Y43 SLC A356 O TA v150 mm/min F Figura 47. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Comportamiento plástico y = 475,98x 0,2293 R 2 = 0,9943 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 Deformación real Tensión real / MPa Y43 SLC A356 O TA v150 mm/min F Potencial (Y43 SLC A356 O TA v150 mm/min F) Figura 48. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada junto a la curva de ajuste Pág.62 Resultados experimentales O T100ºC v5 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 00,511,522,53 Alargamiento / mm Fuerza / N Y40 SLC A356 O T100ºC v5 mm/min B Figura 49. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O T100ºC v5 mm/min 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 0,020,040,060,08 0,1 0,120,140,16 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y40 SLC A356 O T100ºC v5 mm/min B Figura 50. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Resultados experimentales Pág.63 0 T100ºC v5 mm/min 0 50 100 150 200 250 0 0,010,020,030,040,050,060,070,080,09 0,1 Deformación real Tensión real / MPa Y40 SLC A356 O T100ºC v5 mm/min B Figura 51. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Comportamiento plástico y = 350,41x 0,2027 R 2 = 0,9874 100 120 140 160 180 200 220 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa Y40 SLC A356 O T100ºC v5 mm/min B Potencial (Y40 SLC A356 O T100ºC v5 mm/min B) Figura 52. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada junto a la curva de ajuste Pág.64 Resultados experimentales O T100ºC v100 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 00,511,522,53 Alargamiento / mm Fuerza / N Y39 SLC A356 O T100ºC v100 mm/min A Figura 53. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O T100ºC v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 0 0,020,040,060,08 0,1 0,120,140,16 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y39 SLC A356 O T100ºC v100 mm/min A Figura 54. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Resultados experimentales Pág.65 O T100ºC v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 Deformación real Tensión real / MPa Y39 SLC A356 O T100ºC v100 mm/min A Figura 55. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Comportamiento plástico y = 414,59x 0,2332 R 2 = 0,9917 100 120 140 160 180 200 220 240 260 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 Deformación real Tensión real / MPa Y39 SLC A356 O T100ºC v100 mm/min A Potencial (Y39 SLC A356 O T100ºC v100 mm/min A) Figura 56. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada junto a la curva de ajuste Pág.66 Resultados experimentales O T100ºC v150 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 00,511,522,533,54 Alargamiento / mm Fuerza / N Y39 SLC A356 O T100ºC v150 mm/min C Figura 57. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O T100ºC v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 0,2 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y39 SLC A356 O T100ºC v150 mm/min C Figura 58. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Resultados experimentales Pág.67 O T100ºC v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,020,040,060,08 0,1 0,120,140,16 Deformación real Tensión real / MPa Y39 SLC A356 O T100ºC v150 mm/min C Figura 59. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Comportamiento plástico y = 424,08x 0,2315 R 2 = 0,9877 50 100 150 200 250 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 Deformación real Tensión real / MPa Y39 SLC A356 O T100ºC v150 mm/min C Potencial (Y39 SLC A356 O T100ºC v150 mm/min C) Figura 60. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada junto a la curva de ajuste Pág.68 Resultados experimentales O T150ºC v5 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 00,511,522,533,54 Alargamiento / mm Fuerza / N Y41 SLC A356 O T150ºC v5 mm/min B Figura 61. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O T150ºC v5 mm/min 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 0,18 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y41 SLC A356 O T150ºC v5 mm/min B Figura 62. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Resultados experimentales Pág.69 O T150ºC v5 mm/min 0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Deformación real Tensión real / MPa Y41 SLC A356 O T150ºC v5 mm/min B Figura 63. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Comportamiento plástico y = 301,89x 0,1805 R 2 = 0,9785 50 70 90 110 130 150 170 190 210 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa Y41 SLC A356 O T150ºC v5 mm/min B Potencial (Y41 SLC A356 O T150ºC v5 mm/min B) Figura 64. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada junto a la curva de ajuste Pág.76 Resultados experimentales T5 TA v100 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 Alargamiento / mm Fuerza / N AH30 SLC A356 T5 TA v100 mm/min D Figura 77. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 TA v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,010,020,030,040,050,060,070,080,09 0,1 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa AH30 SLC A356 T5 TA v100 mm/min D Figura 78. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Resultados experimentales Pág.77 T5 TA v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa AH30 SLC A356 T5 TA v100 mm/min D Figura 79. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Comportamiento plástico y = 483,97x 0,1818 R 2 = 0,9898 150 170 190 210 230 250 270 290 310 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación real Tensión real / MPa AH30 SLC A356 T5 TA v100 mm/min D Potencial (AH30 SLC A356 T5 TA v100 mm/min D) Figura 80. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 junto a la curva de ajuste Pág.78 Resultados experimentales T5 TA v150 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 Alargamiento / mm Fuerza / N AH31 SLC A356 T5 TA v150 mm/min A Figura 81. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 TA v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,010,020,030,040,050,060,070,080,09 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa AH31 SLC A356 T5 TA v150 mm/min A Figura 82. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Resultados experimentales Pág.79 T5 TA v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 TA v150 mm/min A Figura 83. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Comportamiento plástico y = 516,39x 0,1855 R 2 = 0,9926 150 170 190 210 230 250 270 290 310 330 0 0,010,020,030,040,050,060,07 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 TA v150 mm/min A Potencial (AH31 SLC A356 T5 TA v150 mm/min A) Figura 84. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 junto a la curva de ajuste Pág.80 Resultados experimentales T5 T100ºC v5 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Alargamiento / mm Fuerza / N AH31 SLC A356 T5 T100ºC v5 mm/min B Figura 85. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 T100ºC v5 mm/min 0 50 100 150 200 250 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v5 mm/min B Figura 86. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Resultados experimentales Pág.81 T5 T100ºC v5 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v5 mm/min B Figura 87. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Comportamiento plástico y = 381,59x 0,1517 R 2 = 0,9803 150 170 190 210 230 250 270 0 0,010,020,030,040,050,060,07 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v5 mm/min B Potencial (AH31 SLC A356 T5 T100ºC v5 mm/min B) Figura 88. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 junto a la curva de ajuste Pág.82 Resultados experimentales T5 T100ºC v100 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 Alargamiento / mm Fuerza / N AH31 SLC A356 T5 T100ºC v100 mm/min E Figura 89. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 T100ºC v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v100 mm/min E Figura 90. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Resultados experimentales Pág.83 T5 T100ºC v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v100 mm/min E Figura 91. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Comportamiento plástico y = 428,64x 0,1664 R 2 = 0,9906 150 170 190 210 230 250 270 290 0 0,010,020,030,040,050,060,07 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v100 mm/min E Potencial (AH31 SLC A356 T5 T100ºC v100 mm/min E) Figura 92. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 junto a la curva de ajuste Pág.84 Resultados experimentales T5 T100ºC v150 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Alargamiento / mm Fuerza / N AH31 SLC A356 T5 T100ºC v150 mm/min D Figura 93. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 T100ºC v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,010,020,030,040,050,060,070,08 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v150 mm/min D Figura 94. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Resultados experimentales Pág.85 T5 T100ºC v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,010,020,030,040,050,060,07 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v150 mm/min D Figura 95. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Comportamiento plástico y = 442,9x 0,1606 R 2 = 0,9894 150 170 190 210 230 250 270 290 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v150 mm/min D Potencial (AH31 SLC A356 T5 T100ºC v150 mm/min D) Figura 96. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 junto a la curva de ajuste Pág.92 Resultados experimentales 8.3. Gráficas experimentales del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T6 En este apartado se presentan las gráficas fuerza-alargamiento, tensión-deformación ingenieril, tensióndeformación real y la curva de ajuste de la zona plástica de la gráfica tensión-deformación real, del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T6 (T6), realizadas a diferentes temperaturas y velocidades de ensayo. T6 TA v5 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 0 0,5 1 1,5 2 2,5 Alargamiento / mm Fuerza / N Y26 SLC A356 T6 TA v5 mm/min C Figura 109. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 TA v5 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y26 SLC A356 T6 TA v5 mm/min C Figura 110. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Resultados experimentales Pág.93 T6 TA v5 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa Y26 SLC A356 T6 TA v5 mm/min C Figura 111. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Comportamiento plástico y = 456,18x 0,1272 R 2 = 0,9972 200 220 240 260 280 300 320 340 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación real Tensión real / MPa Y26 SLC A356 T6 TA v5 mm/min C Potencial (Y26 SLC A356 T6 TA v5 mm/min C) Figura 112. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 junto a la curva de ajuste Pág.94 Resultados experimentales T6 TA v100 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 Alargamiento / mm Fuerza / N Y27 SLC A356 T6 TA v100 mm/min F Figura 113. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 TA v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y27 SLC A356 T6 TA v100 mm/min F Figura 114. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Resultados experimentales Pág.95 T6 TA v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa Y27 SLC A356 T6 TA v100 mm/min F Figura 115. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Comportamiento plástico y = 496,12x 0,1239 R 2 = 0,9976 250 270 290 310 330 350 370 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa Y27 SLC A356 T6 TA v100 mm/min F Potencial (Y27 SLC A356 T6 TA v100 mm/min F) Figura 116. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 junto a la curva de ajuste Pág.96 Resultados experimentales T6 TA v150 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 Alargamiento / mm Fuerza / N Y27 SLC A356 T6 TA v150 mm/min A Figura 117. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 TA v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y27 SLC A356 T6 TA v150 mm/min A Figura 118. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Resultados experimentales Pág.97 T6 TA v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 Deformación real Tensión real / MPa Y27 SLC A356 T6 TA v150 mm/min A Figura 119. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Comportamiento plástico y = 502,58x 0,1064 R 2 = 0,9971 270 280 290 300 310 320 330 340 350 360 370 0 0,005 0,01 0,015 0,02 0,025 0,03 0,035 0,04 0,045 0,05 Deformación real Tensión real / MPa Y27 SLC A356 T6 TA v150 mm/min A Potencial (Y27 SLC A356 T6 TA v150 mm/min A) Figura 120. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a temperatura ambiente y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 junto a la curva de ajuste Pág.98 Resultados experimentales T6 T100ºC v5 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 2 Alargamiento / mm Fuerza / N Y28 SLC A356 T6 T100ºC v5 mm/min C Figura 121. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 T100ºC v5 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y28 SLC A356 T6 T100ºC v5 mm/min C Figura 122. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Resultados experimentales Pág.99 T6 T100ºC v5 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación real Tensión real / MPa Y28 SLC A356 T6 T100ºC v5 mm/min C Figura 123. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Comportamiento plástico y = 430,39x 0,1183 R 2 = 0,9987 200 220 240 260 280 300 320 0 0,010,020,030,040,050,060,07 Deformación real Tensión real / MPa Y28 SLC A356 T6 T100ºC v5 mm/min C Potencial (Y28 SLC A356 T6 T100ºC v5 mm/min C) Figura 124. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 junto a la curva de ajuste Pág.100 Resultados experimentales T6 T100ºC v100 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 Alargamiento / mm Fuerza / N Y29 SLC A356 T6 T100ºC v100 mm/min B Figura 125. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 T100ºC v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y29 SLC A356 T6 T100ºC v100 mm/min B Figura 126. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Resultados experimentales Pág.101 T6 T100ºC v100 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 Deformación real Tensión real / MPa Y29 SLC A356 T6 T100ºC v100 mm/min B Figura 127. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Comportamiento plástico y = 434,16x 0,0911 R 2 = 0,9986 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 Deformación real Tensión real / MPa Y29 SLC A356 T6 T100ºC v100 mm/min B Potencial (Y29 SLC A356 T6 T100ºC v100 mm/min B) Figura 128. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 100 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 junto a la curva de ajuste Pág.108 Resultados experimentales T6 T150ºC v150 mm/min 0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 1,8 Alargamiento / mm Fuerza / N Y30 SLC A356 T6 T150ºC v150 mm/min F Figura 141. Gráfica Fuerza-Alargamiento, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 T150ºC v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación ingenieril Tensión ingenieril / MPa Y30 SLC A356 T6 T150ºC v150 mm/min F Figura 142. Gráfica Tensión ingenieril-Deformación ingenieril, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Resultados experimentales Pág.109 T6 T150ºC v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 Deformación real Tensión real / MPa Y30 SLC A356 T6 T150ºC v150 mm/min F Figura 143. Gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Comportamiento plástico y = 440,62x 0,1009 R 2 = 0,9994 250 260 270 280 290 300 310 320 330 340 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 Deformación real Tensión real / MPa Y30 SLC A356 T6 T150ºC v150 mm/min F Potencial (Y30 SLC A356 T6 T150ºC v150 mm/min F) Figura 144. Zona plástica de la gráfica Tensión real-Deformación real, realizada a 150 ºC de temperatura y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 junto a la curva de ajuste Pág.110 Resultados experimentales 8.4. Estudio comparativo de las gráficas del soporte de dirección de motocicleta en estado bruto de colada O (TA) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Deformación real Tensión real / MPa Y43 SLC A356 O TA v5 mm/min C Y42 SLC A356 O TA v100 mm/min C Y43 SLC A356 O TA v150 mm/min F Figura 145. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O (T100ºC) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 Deformación real Tensión real / MPa Y40 SLC A356 O T100ºC v5 mm/min B Y39 SLC A356 O T100ºC v100 mm/min A Y39 SLC A356 O T100ºC v150 mm/min C Figura 146. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a 100 ºC de temperatura y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Resultados experimentales Pág.111 O (T150ºC) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 Deformación real Tensión real / MPa Y41 SLC A356 O T150ºC v5 mm/min B Y42 SLC A356 O T150ºC v100 mm/min E Y41 SLC A356 O T150ºC v150 mm/min F Figura 147. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a 150 ºC de temperatura y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O TA T100ºC T150ºC (v5mm/min) 0 50 100 150 200 250 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Deformación real Tensión real / MPa Y43 SLC A356 O TA v5 mm/min C Y40 SLC A356 O T100ºC v5 mm/min B Y41 SLC A356 O T150ºC v5 mm/min B Figura 148. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente, 100 y 150 ºC y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Pág.112 Resultados experimentales O TA T100ºC T150ºC (v100mm/min) 0 50 100 150 200 250 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 Deformación real Tensión real / MPa Y42 SLC A356 O TA v100 mm/min C Y39 SLC A356 O T100ºC v100 mm/min A Y42 SLC A356 O T150ºC v100 mm/min E Figura 149. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente, 100 y 150 ºC y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada O TA T100ºC T150ºC (v150mm/min) 0 50 100 150 200 250 300 0 0,02 0,04 0,06 0,08 0,1 0,12 0,14 0,16 Deformación real Tensión real / MPa Y43 SLC A356 O TA v150 mm/min F Y39 SLC A356 O T100ºC v150 mm/min C Y41 SLC A356 O T150ºC v150 mm/min F Figura 150. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente, 100 y 150 ºC y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 en estado bruto de colada Resultados experimentales Pág.113 8.5. Estudio comparativo de las gráficas del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T5 T5 (TA) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa AH30 SLC A356 T5 TA v5 mm/min E AH30 SLC A356 T5 TA v100 mm/min D AH31 SLC A356 T5 TA v150 mm/min A Figura 151. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 (T100ºC) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 T100ºC v5 mm/min B AH31 SLC A356 T5 T100ºC v100 mm/min E AH31 SLC A356 T5 T100ºC v150 mm/min D Figura 152. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a 100 ºC de temperatura y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Pág.114 Resultados experimentales T5 (T150ºC) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación real Tensión real / MPa AH32 SLC A356 T5 T150ºC v5 mm/min B AH33 SLC A356 T5 T150ºC v100 mm/min D AH32 SLC A356 T5 T150ºC v150 mm/min F Figura 153. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a 150 ºC de temperatura y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 TA T100ºC T150ºC (v5mm/min) 0 50 100 150 200 250 300 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa AH30 SLC A356 T5 TA v5 mm/min E AH31 SLC A356 T5 T100ºC v5 mm/min B AH32 SLC A356 T5 T150ºC v5 mm/min B Figura 154. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente, 100 y 150 ºC y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 Resultados experimentales Pág.115 T5 TA T100ºC T150ºC (v100mm/min) 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa AH30 SLC A356 T5 TA v100 mm/min D AH31 SLC A356 T5 T100ºC v100 mm/min E AH33 SLC A356 T5 T150ºC v100 mm/min D Figura 155. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente, 100 y 150 ºC y velocidad de ensayo de 100mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T5 T5 TA T100ºC T150ºC (v150mm/min) 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación real Tensión real / MPa AH31 SLC A356 T5 TA v150 mm/min A AH31 SLC A356 T5 T100ºC v150 mm/min D AH32 SLC A356 T5 T150ºC v150 mm/min F Figura 156. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente, 100 y 150 ºC y velocidad de ensayo de 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico Pág.116 Resultados experimentales 8.6. Estudio comparativo de las gráficas del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T6 T6 (TA) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 Deformación real Tensión real / MPa Y26 SLC A356 T6 TA v5 mm/min C Y27 SLC A356 T6 TA v100 mm/min F Y27 SLC A356 T6 TA v150 mm/min A Figura 157. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 (T100ºC) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 400 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 Deformación real Tensión real / MPa Y28 SLC A356 T6 T100ºC v5 mm/min C Y29 SLC A356 T6 T100ºC v100 mm/min B Y29 SLC A356 T6 T100ºC v150 mm/min E Figura 158. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a 100 ºC de temperatura y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Resultados experimentales Pág.117 T6 (T150ºC) v5 mm/min v100 mm/min v150 mm/min 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 Deformación real Tensión real / MPa Y30 SLC A356 T6 T150ºC v5 mm/min A Y30 SLC A356 T6 T150ºC v100 mm/min E Y30 SLC A356 T6 T150ºC v150 mm/min F Figura 159. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a 150 ºC de temperatura y velocidades de ensayo de 5, 100, 150mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 T6 TA T100ºC T150ºC (v5mm/min) 0 50 100 150 200 250 300 350 0 0,01 0,02 0,03 0,04 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 Deformación real Tensión real / MPa Y26 SLC A356 T6 TA v5 mm/min C Y28 SLC A356 T6 T100ºC v5 mm/min C Y30 SLC A356 T6 T150ºC v5 mm/min A Figura 160. Gráficas Tensión real-Deformación real, realizadas a temperatura ambiente, 100 y 150 ºC y velocidad de ensayo de 5mm/min, para la aleación A356 con tratamiento térmico T6 Pág.124 Resultados experimentales Los ensayos donde se fija la temperatura y se aumenta la velocidad, se observa un aumento del límite elástico para las probetas en estado bruto de colada y las tratadas térmicamente, apreciándose un aumento más rápido en las probetas con tratamiento térmico T6. En estado bruto de colada conseguimos un valor de límite elástico mínimo de 97 MPa y máximo de 129 MPa. Con el tratamiento T5 conseguimos un mínimo de 142 MPa y un máximo de 184 MPa; y para el tratamiento T6 conseguimos un mínimo de 215 MPa y un máximo de 285 MPa. Con estos datos podemos ver que con el tratamiento térmico T5 podemos conseguir un aumento del límite elástico del 40% y con el T6 un aumento del 120%, respecto del estado bruto de colada. Resistencia a la tracción Los resultados de la resistencia a la tracción obtenidos se muestran en las figuras 178, 179 y 180. Cuando se fija una temperatura y una velocidad de ensayo y se varía el tratamiento térmico, se consigue un aumento de la resistencia a la tracción del 10% para el tratamiento térmico T5 y un 50% para el T6, respecto del estado bruto de colada. Disminuye un 20% la resistencia a la tracción al fijar la velocidad de ensayo y aumentar la temperatura, para las probetas en estado bruto de colada o con tratamientos térmicos T5 o T6. Las probetas en estado bruto de colada la disminución se produce de manera lineal y en los tratamiento térmicos T5 y T6 la disminución es lineal hasta los 100 ºC, y luego presenta un descenso más rápido hasta los 150 ºC. La resistencia a la tracción aumenta en los ensayos donde se fija una temperatura y se aumenta la velocidad, tanto para las probetas en estado bruto como para las tratadas térmicamente. Los ensayos realizados a cualquier velocidad en probetas con tratamiento térmico T6 y temperatura de ensayo de 150 ºC, nos dan valores de resistencia a la tracción mayores incluso que los ensayos con tratamiento térmico T5 a temperatura ambiente. En estado bruto de colada conseguimos un valor de resistencia a la tracción mínimo de 172 MPa y máximo de 248 MPa. Con el tratamiento T5 conseguimos un mínimo de 184 MPa y un máximo de 282 Mpa; y para el tratamiento T6 conseguimos un mínimo de 260 MPa y un máximo de 347 MPa. Con estos datos podemos ver que con el tratamiento térmico T5 podemos conseguir un aumento de la resistencia a la tracción del 10% y con el T6 un aumento del 50%, respecto del estado bruto de colada. Alargamiento Los resultados del alargamiento obtenidos se muestran en las figuras 181, 182 y 183. Cuando se fija una temperatura y una velocidad de ensayo y se varía el tratamiento térmico, se consigue una disminución del alargamiento del 50% tanto para las probetas con tratamiento térmico T5 o T6, respecto del estado bruto de colada. En los ensayos donde se fija la velocidad y se aumenta la temperatura, aumenta el alargamiento a partir de los 100ºC, para las probetas en estado bruto de colada o con tratamiento térmico T5 o T6. A excepción del ensayo a velocidad de 150mm/min y estado bruto de colada que aumenta linealmente desde temperatura ambiente. Los ensayos donde se ha fijado la temperatura y se ha variado la velocidad, se obtiene un margen entre valores de alargamiento mínimos y máximos amplio para las velocidades de 5mm/min y 150mm/min, y para la de 100mm/min el margen está más acotado. Esto sucede para las probetas en estado bruto de colada y para las tratadas térmicamente. Coeficiente K Resultados experimentales Pág.125 Los resultados del coeficiente K obtenidos se muestran en las figuras 184, 185 y 186. Cuando se fija una temperatura y una velocidad de ensayo y se varía el tratamiento térmico, se consigue aumentar el coeficiente K para el tratamiento térmico T5 un 4% y para el T6 un 7%, respecto del estado bruto de colada. El coeficiente K presenta un intervalo entre mínimos y máximos más amplio para el tratamiento térmico T5 que para el tratamiento térmico T6 y el estado bruto de colada, cuando fijamos una temperatura y una velocidad, y se varía el tratamiento térmico. El coeficiente K disminuye al fijar una velocidad y aumentar la temperatura, tanto para el estado bruto de colada como para los tratamiento térmicos. El coeficiente K aumenta al fijar una temperatura y aumentar la velocidad, tanto para el estado bruto de colada como para los tratamiento térmicos. La disminución o aumento del coeficiente K parece producirse siempre de manera lineal. Coeficiente de endurecimiento por deformación n Los resultados del coeficiente de endurecimiento por deformación n obtenidos se muestran en las figuras 187, 188 y 189. Cuando se fija una temperatura y una velocidad de ensayo y se varía el tratamiento térmico, se consigue una disminución del coeficiente n del 25% para el tratamiento térmico T5 y un 50% para el T6, respecto del estado bruto de colada. Cuando se fija una velocidad y se aumenta la temperatura de ensayo, se disminuye el coeficiente n, tanto para el estado bruto de colada como para los tratamientos térmicos. La influencia del aumento de velocidad en el coeficiente n, para los ensayos a la misma temperatura, no es significativa, ni para el estado bruto de colada ni para los tratamientos térmicos T5 y T6. Nivel de adaptación de la curva experimental con la analítica Los resultados del nivel de adaptación de la curva experimental con la analítica obtenidos se muestran en las figuras 190, 191 y 192. Los ensayos donde se fija la temperatura y la velocidad y se varía el tratamiento térmico, se observa que para el tratamiento térmico T6 el nivel de adaptación de la curva experimental a la analítica se mantiene casi constante, del orden del 0,997. En cambio para el estado bruto de colada y el tratamiento térmico T5 presenta más oscilaciones. Si fijamos la velocidad y aumentamos la temperatura de ensayo, disminuye el nivel de adaptación, para el estado bruto de colada y para el tratamiento térmico T5. Las probetas con tratamiento térmico T6 aumentan ligeramente la adaptación. Si fijamos la temperatura y aumentamos la velocidad, no parece verse un comportamiento definido en el nivel de adaptación para las probetas en estado bruto de colada y con tratamiento térmico T5. Para las probetas con tratamiento térmico T6 la adaptación se mantiene casi constante. Pág.126 Resultados experimentales 60 62 64 66 68 70 72 74 76 78 80 TA 100 150 Temperatura / ºC Módulo de Elasticidad / GPa O v5 mm/min O v100 mm/min O v150 mm/min T5 v5 mm/min T5 v100 mm/min T5 v150 mm/min T6 v5 mm/min T6 v100 mm/min T6 v150 mm/min Figura 172. Variación del módulo de elasticidad con la temperatura para diferentes velocidades de ensayo y tratamientos térmicos 60 62 64 66 68 70 72 74 76 78 80 5100150 Velocidad / mm/min Módulo de Elasticidad / GPa O TA O T100ºC O T150ºC T5 TA T5 T100ºC T5 T150ºC T6 TA T6 T100ºC T6 T150ºC Figura 173. Variación del módulo de elasticidad con la velocidad para diferentes temperaturas y tratamientos térmicos Resultados experimentales Pág.127 60 62 64 66 68 70 72 74 76 78 80 O / Estado bruto de colada T5 T6 Tratamiento térmico Módulo de Elasticidad / GPa TA v5 mm/min TA v100 mm/min TA v150 mm/min T100ºC v5 mm/min T100ºC v100 mm/min T100ºC v150 mm/min T150ºC v5 mm/min T150ºC v100 mm/min T150ºC v150 mm/min Figura 174. Variación del módulo de elasticidad con el tratamiento térmico para diferentes temperaturas y velocidades de ensayo 50 100 150 200 250 300 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Temperatura / ºC R p0,2 / MPa O v5 mm/min O v100 mm/min O v150 mm/min T5 v5 mm/min T5 v100 mm/min T5 v150 mm/min T6 v5 mm/min T6 v100 mm/min T6 v150 mm/min Figura 175. Variación del límite elástico con la temperatura para diferentes velocidades de ensayo y tratamientos térmicos Pág.128 Resultados experimentales 50 100 150 200 250 300 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Velocidad / mm/min R p0,2 / MPa O TA O T100ºC O T150ºC T5 TA T5 T100ºC T5 T150ºC T6 TA T6 T100ºC T6 T150ºC Figura 176. Variación del límite elástico con la velocidad para diferentes temperaturas y tratamientos térmicos 50 100 150 200 250 300 O / Estado bruto de colada T5 T6 Tratamiento térmico R p0,2 / MPa TA v5 mm/min TA v100 mm/min TA v150 mm/min T100ºC v5 mm/min T100ºC v100 mm/min T100ºC v150 mm/min T150ºC v5 mm/min T150ºC v100 mm/min T150ºC v150 mm/min Figura 177. Variación del límite elástico con el tratamiento térmico para diferentes temperaturas y velocidades de ensayo Resultados experimentales Pág.129 150 200 250 300 350 400 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Temperatura / ºC Resistencia a la Tracción / MPa O v5 mm/min O v100 mm/min O v150 mm/min T5 v5 mm/min T5 v100 mm/min T5 v150 mm/min T6 v5 mm/min T6 v100 mm/min T6 v150 mm/min Figura 178. Variación de la resistencia a la tracción con la temperatura para diferentes velocidades de ensayo y tratamientos térmicos 150 200 250 300 350 400 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Velocidad / mm/min Resistencia a la Tracción / MPa O TA O T100ºC O T150ºC T5 TA T5 T100ºC T5 T150ºC T6 TA T6 T100ºC T6 T150ºC Figura 179. Variación de la resistencia a la tracción con la velocidad para diferentes temperaturas y tratamientos térmicos Pág.130 Resultados experimentales 150 200 250 300 350 400 O / Estado bruto de colada T5 T6 Tratamiento térmico Resistencia a la Tracción / MPa TA v5 mm/min TA v100 mm/min TA v150 mm/min T100ºC v5 mm/min T100ºC v100 mm/min T100ºC v150 mm/min T150ºC v5 mm/min T150ºC v100 mm/min T150ºC v150 mm/min Figura 180. Variación de la resistencia a la tracción con el tratamiento térmico para diferentes temperaturas y velocidades de ensayo 0 5 10 15 20 25 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Temperatura / ºC Alargamiento / % O v5 mm/min O v100 mm/min O v150 mm/min T5 v5 mm/min T5 v100 mm/min T5 v150 mm/min T6 v5 mm/min T6 v100 mm/min T6 v150 mm/min Figura 181. Variación del alargamiento con la temperatura para diferentes velocidades de ensayo y tratamientos térmicos Resultados experimentales Pág.131 0 5 10 15 20 25 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Velocidad / mm/min Alargamiento / % O TA O T100ºC O T150ºC T5 TA T5 T100ºC T5 T150ºC T6 TA T6 T100ºC T6 T150ºC Figura 182. Variación del alargamiento con la velocidad para diferentes temperaturas y tratamientos térmicos 0 5 10 15 20 25 O / Estado bruto de colada T5 T6 Tratamiento térmico Alargamiento / % TA v5 mm/min TA v100 mm/min TA v150 mm/min T100ºC v5 mm/min T100ºC v100 mm/min T100ºC v150 mm/min T150ºC v5 mm/min T150ºC v100 mm/min T150ºC v150 mm/min Figura 183. Variación del alargamiento con el tratamiento térmico para diferentes temperaturas y velocidades de ensayo Pág.132 Resultados experimentales 250 300 350 400 450 500 550 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Temperatura / ºC K O v5 mm/min O v100 mm/min O v150 mm/min T5 v5 mm/min T5 v100 mm/min T5 v150 mm/min T6 v5 mm/min T6 v100 mm/min T6 v150 mm/min Figura 184. Variación del coeficiente K con la temperatura para diferentes velocidades de ensayo y tratamientos térmicos 250 300 350 400 450 500 550 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Velocidad / mm/min K O TA O T100ºC O T150ºC T5 TA T5 T100ºC T5 T150ºC T6 TA T6 T100ºC T6 T150ºC Figura 185. Variación del coeficiente K con la velocidad para diferentes temperaturas y tratamientos térmicos Resultados experimentales Pág.133 250 300 350 400 450 500 550 O / Estado bruto de colada T5 T6 Tratamiento térmico K TA v5 mm/min TA v100 mm/min TA v150 mm/min T100ºC v5 mm/min T100ºC v100 mm/min T100ºC v150 mm/min T150ºC v5 mm/min T150ºC v100 mm/min T150ºC v150 mm/min Figura 186. Variación del coeficiente K con el tratamiento térmico para diferentes temperaturas y velocidades de ensayo 0,05 0,1 0,15 0,2 0,25 0,3 0 20 40 60 80 100 120 140 160 Temperatura / ºC n O v5 mm/min O v100 mm/min O v150 mm/min T5 v5 mm/min T5 v100 mm/min T5 v150 mm/min T6 v5 mm/min T6 v100 mm/min T6 v150 mm/min Figura 187. Variación del coeficiente de endurecimiento por deformación con la temperatura para diferentes velocidades de ensayo y tratamientos térmicos Pág.140 Perspectivas Impacto medio ambiental Pág.141 11. Impacto medio ambiental El procedimiento industrial Sub Liquidus Casting (SLC), permite reducir el nivel de porosidad en los componentes fabricados en aluminio, permitiéndoles aplicar tratamientos térmicos y aumentar de este modo sus propiedades mécanicas, como la resistencia a la tracción y el límite elástico entre otras. La optimización, mejora e innovación en los procesos de fabricación de aleaciones basadas en aluminio en el sector de la automoción, han permitido sustituir piezas de acero. Esto implicará una reducción global del peso del vehiculo y por tanto de su consumo de combustible. Con esto se contribuye a la reducción de emisiones de gases que producen el efecto invernadero. Los datos obtenidos pueden ser incluidos en bases de datos de programas de simulación, para que estos puedan simular procesos de inyección y optimizar así los moldes, aumentado su rendimiento y reduciendo costes. También pueden ayudar a los fabricantes a conocer mejor las posibilidades del procedimiento industrial SLC con las aleaciones de aluminio para obtener productos con mejor calidad precio. En este trabajo también se ha tenido en cuenta el impacto medioambiental de los procesos implícitos en el proyecto. Durante los tratamientos térmicos la utilización del horno se coordinó conjuntamente con otro proyectista para ahorrar consumo energético. Se consideró un 25% más de probetas necesarias para ser tratadas térmicamente, por si en la fase de mecanizado se dañaban y evitar volver a usar el horno. El material sobrante del mecanizado es reutilizado en las prácticas de la asignatura optativa Conformación de Materiales, para realizar probetas de tracción. Pág.142 Impacto medio ambiental Presupuesto Pág.143 12. Presupuesto Orden Concepto Nº Ensayos Coste Maquina €/h Coste Tecnico €/h Horas Maquina h Horas Tecnico h Coste Total Maquina € Coste Total Tecnico € Coste Total € 1 Documentación y formación 20 6 10 20 200 120 320 Tratamiento térmico T5 2 Envejecimiento 1 56 60 10 1 560 60 620 Tratamiento térmico T6 3 Puesta en solución 1 84 60 4 1 336 60 396 4 Envejecimiento 1 56 60 6 1 336 60 396 Ensayo de tracción 5 Mecanización de probetas 81 69 60 122 122 8418 7320 15738 6 Ensayo a T ambiente 27 137 60 7 7 959 420 1379 7 Ensayo a T > ambiente 54 235 60 27 27 6345 1620 7965 8 Graficas 81 82 60 27 27 2214 1620 3834 9 Redacción del proyecto 1 20 60 100 100 2000 6000 8000 Imprevistos 5% 1932 Subtotal 40580 IVA 16% 6493 TOTAL 47073 Pág.144 Presupuesto Bibliografía Pág.145 13. Bibliografía 13.1. Referencias bibliográficas [1] William F.Smith, Ciencia e ingeniería de materiales, McGraw-Hill, Tercera edición, 2004. [2] Z. 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Kaufmann, P.J. Uggowitzer, Adv. Eng. Mater, 3, (12), 2001, Páginas 963–967. [24] Centro de Diseño de Aleaciones Ligeras y Tratamientos de Superficie (CDAL), Departamento de Ciencia de los Materiales e Ingeniería Metalúrgica – UPC, Avda. Víctor Balaguer s/n, 08800 Vilanova i la Geltrú, Barcelona (España). [25] Toshio Haga and P. Kapranos, Billetless simple thixoforming process, Journal of Materials Processing Technology, Volúmenes 130-131, 20 Diciembre 2002, Páginas 581-586. [26] D. Liu, H. V. Atkinson, P. Kapranos, W. Jirattiticharoean and H. Jones, Microstructural evolution and tensile mechanical properties of thixoformed high performance aluminium alloys, Materials Science and Engineering A, Volumen 361, Número 1-2, 25 Noviembre 2003, Páginas 213-224. [27] Yucel Birol, A357 thixoforming feedstock produced by cooling slope casting, Journal of Materials Processing Technology, Volumen 186, Número 1-3, 7 Mayo 2007, Páginas 94-101. [28] Z. Fan, X. Fang and S. 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Tablas [Tabla. 1] Grupos de aleación de aluminio fundido, según el sistema de clasificación de la Aluminum Association de Estado Unidos [1] [Tabla. 2] Composición química de la aleación A356 [Tabla. 3] Parámetros del proceso SLC para la conformación del soporte de dirección de motocicleta [24] [Tabla. 4] Condiciones de los tratamientos térmicos realizados a las muestras [Tabla. 5] Propiedades mecánicas del soporte de dirección de motocicleta sin tratamiento térmico [Tabla. 6] Propiedades mecánicas del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T5 [Tabla. 7] Propiedades mecánicas del soporte de dirección de motocicleta con tratamiento térmico T6 [Tabla. 8] Tabla complementaria de las tablas 5, 6 y 7 donde se indica el nombre de las probetas 14.2. Figuras [Fig. 1] Corte de un lingote de Rheocasting [6] [Fig. 2] Gráfica de fluidez para representar la viscosidad dinámica y aparente [4] [Fig. 3] Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido newtoniano. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] [Fig. 4] Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido pseudoplástico. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] [Fig. 5] Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido viscoplástico. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] [Fig. 6] Gráficas de fluidez y de viscosidad para un fluido tixotróprico. (G.Izq) Gráfica de fluidez, (G.Dch) Gráfica de viscosidad [4] [Fig. 7] Esquema de una máquina de agitación mecánica: (1) Soporte motor; (2) Inyector de gas Argon; (3) Agitador; (4) Aleación de aluminio semisólida; (5) Termopar; (6) Motor; (7) Protector; (8) Resistencias; (9) Crisol [10] [Fig. 8] Modos de agitación electromagnética: a) agitación vertical, b) agitación horizontal y c) agitación helicoidal [5] [Fig. 9] Evolución de la estructura durante el calentamiento en la (SST) [13] [Fig. 10] Sprayforming [17] [Fig. 11] Esquema de los procesos de Thixoforming [2] [Fig. 12] Máquina Thixomolding [5]