ley de adolfo fick

8/17/2019 Ley de Adolfo Fick

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UNIVERSID D POLITÉCNIC DE M DRID

ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS INDUSTRIALES

BORACION DE ACEROS

TESIS DOCTORAL

MIL GROS GONZÁLEZ FERN NDEZ DE C STRO

Ingeniero Industrial

Director de Tesis

VÍCTOR M NUEL BLÁZQUEZ M RTÍNEZ

Doctor Ingeniero Industrial

999



Expreso mi agradecimiento principalmente a mi Director de Tesis Dr. D. Víctor

M. Blázquez Martínez, por su apoyo y consejo durante todo el tiempo que ha durado la

realización de esta tesis.

Igualmente deseo agradecer su colaboración en el laboratorio a D. Olegario

Pereiro y la información recibida sobre el tema a las siguientes empresas:

LINDBE RG, Heat Traeting

Compa?íy

y particularmente a su División Manager en la

persona de Keith M. Stewar; DUR FERRIT en la persona de Annette Eppler; a A. V.

Kolubaew del Institute of Strength Physics and Materials Science RAS (Tomsk); a

Arnim Kueper de IWT Bremen , y a la empresa española Tratamientos Térmicos

Carreras .

Finalmente agradecer también el apoyo y ayuda incondicional de mi marido

Luis Caballero Hamilton y la colaboración inestimable en todo lo referido a

informática de mi amigo y compa ñero Benito del Rio López.



ÍNDI E

L R SU N /

2. REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA 3

2.1. FUNDAMENTOS TEÓRICOS DE LOS TRATAMIENTOS

TERMOQUÍMICOS DE LOS METALES Y ALEACIONES 3

2.1.1

CARACTERÍSTICAS GENERALES D E LOS TRATAMIENTOS

TERMOQUÍMICOS 3

2 1.2 ETAPAS DEL PROCESO TERMO QUÍMICO 6

2.

L3. DIFUSIÓN 12

2.1.4. MECANISMOS DE FORMACIÓN DE LAS CAPAS DIFUSIVAS 16

2.2. BOR ACIÓN 20

2 .2 .1 BORACIÓN DEL ACERO 20

2.2.1.1 PREPA RAC IÓN DE LA PIEZA 20

2.2 .1.2 COM POSICIÓN Y ESTRUCTURA DE LA CAPA HORADA 21

2.2.1.3. ETAPAS DEL PROCESO 25

2.2.1.4. MA TERIALES FÉRREOS PARA BORACIÓN 27

2.2.1.5. INFLUEN CIA DE LOS ELEMENTOS DE ALEACIÓN 28

2.2.1.6. CARACTERÍSTICAS G ENERALES DE LAS CAPAS DE

BORO. COMPARACIÓN CON OTROS PROCESOS

TERMOQUÍMICOS 34



2.2.1.6.1.- C A R A C T E R Í S T I C A S GENERALES DE LAS CAPAS DE

BORO 35

2.2.1.6.2.- COMPARACIÓN CON OTROS PRO CESOS

TERMOQUÍMICOS 37

2.2.1.6.3.-

ESPESORES DE CAPA ACONSEJABLES SEGÚN LA

UTILIZACIÓN 42

2.2 .1.7 - CARACTERÍSTICAS M ECÁNICAS DE LAS CAPAS

BORADAS 43

2.2.1.8-RESISTENC IA AL DESGASTE 44

2.2.1.6.-RESISTENC IA A LA CORROSIÓN 51

2.2.1.7.- CONTROL DE LA FORMACIÓN DEL BORURO 52

2.2.1.7.1-MÉT ODO S FISICOQUÍMICOS 54

2.2.1.7.2.-M étodos mecánicos 58

2.2 .1.8 - TRATAMIENTOS TÉRMICOS ANTES DE LA BORACIÓN 60

2.2.1.9-TENSIO NES RESIDUALES TRAS LA BORACIÓN 62

2.2.1.10-TRATA MIENT OS TÉRMICOS POST-BORACIÓN 64

2.2 .2- BORACIÓN DE MATERIALES NO FÉRREOS 66

2.2.3.-

PROCEDIMIENTOS DE BORACIÓN 79

2.2.3.1-BORA CIÓN EN MEDIO SÓLIDO 80

2.2.3.1 .1-PO R COMPACTACIÓN O MEZCLA DE POLVOS 80

2.2.3.1.2. CON PASTAS 86

2.2.3.2.-BORAC IÓN CON LÍQUIDOS 87

2.2.3.2.1-BORA CIÓN LÍQUIDA CON ELECTRÓLISIS 88



2.2.3.2.2 BORAC ION LIQUIDA SIN ELECTR ÓLISIS 96

2.2.3.3. BORACIÓN CON GAS 97

2.2.3.4 BORACIÓN POR PLASMA 97

2.2.4 APLICACIONES DE LA BORACIÓN 99

2.2.5

BORACION MULTICOMPONENTE: UN TRATAMIENTO

ESPECIAL 105

3

DESARROLLO DEL MÉTODO EXPERIMENTAL

107

3.1. RESUMEN DEL MÉTODO EXPERIMENTAL 107

3.2. BOR ACIÓN 108

3.2.1. PREPA RAC IÓN DE LAS PROBETAS 112

3.2.2. TRATAMIENTOS

EFECTUA DOS 113

3.3. OBSERVACIÓN METALOGRÁFICA DE PROBETAS 114

3.4. MEDIDA DEL ESPESOR DE LAS CAPAS BORADAS 118

3.5. MEDIDA DE MICRODUREZAS 120

3.6. ENSAYOS DE CORROSIÓN 121

4. RESULTADOS

EXPERIMENTALES

124

4.1. MICROESTRUCTURA DE LAS PROBETAS BORADAS 124

4.1.1 MICRO GRA FÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS 126

4.1.1.1.

MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADA S A 825°C 127

4.1.1.2. MICRO GRA FÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 850°C 133

4.1.1.3 MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 875°C 139

III



4.1.1.4. MICROGRAFIAS DE LAS PROBETAS BORA DAS A 900°C 145

4.2. ESPESOR DE LAS CAPAS BORADAS 151

4.2.1. ESPES ORE S DE CAPAS OBTENIDOS 152

4.2.1.1. ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 825°C 153

4.2 .1.2 ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 850°C 158

4.2.1.3. ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 875°C 163

4.2 .1.4 ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 900°C 168

4.2.1.5 RES UM EN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS 173

4.3.

MICRODUREZA DE LAS CAPAS BORADAS 176

4.3.1 MED IDAS

DE MICRODUREZAS OBTENIDAS 177

4.4. PÉRDIDA DE PESO EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN 179

4.4.1

RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN .180

4.4.2 RESUMEN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS

ENSAYOS DE CORROSIÓN 199

5 ON LUSIONES 202

5.1.

CONCLUSIONES

SOBRE

EL

PROCESO

DE BORACIÓN EN BAÑO

DE BÓRAX FUNDIDO 202

5.2. CONCLUSIONES SOBRE EL ESPESOR DE CAPA BORADA 204

5.3. CONCLUSIONES SOBRE LA DUREZA DE LA CAPA BORADA 209

5.4. CONCLUSIONES SOBRE LA RESISTENCIA A LA CORROSIÓN

DE LA CAPA BORADA 209

6 BIBLIOGRAFÍA 211

IV



7 LISTA DE FIGURAS Y TABLAS 5

7 1 LISTA

DE FIGURAS 5

7 2 LISTA DE TABLAS 8



1. RESUMEN

La boración es un tratamiento termoquímico controlado por la difusión. Consiste

en la saturación con boro de la superficie de un metal o aleación, con objeto de

aumentar su dureza y resistencia al desgaste y a la corrosión, principalmente en medios

ácidos.

Este tratamiento puede dar solución a numerosos problemas en servicio de

materiales sometidos a estados de corrosión, desgaste y, lo que es más importante,

estados de corrosión y desgaste combinados.

Dado que se trata de un proceso difiasivo, es fácil entender que las variables de

control, para un metal o aleación dados, son la temperatura

el tiempo.

Este proceso de endurecimiento superficial termoquímico se puede aplicar a una

gran variedad de materiales férreos, no férreos e incluso materiales cerámicos. Así se

pueden borar aceros de casi cualquier tipo a excepción de los que contienen alto silicio

o aluminio), las superaleaciones base níquel y las aleaciones refractarias, y también

aleaciones de oro, plata, cobre, etc.

El proceso implica un calentamiento del material en un rango de temperaturas

700 a 1000°C, durante 1 a 12 horas, en contacto con un medio de boración adecuado:



sólido polvo o pasta), líquido o gaseoso. Otros métodos utilizan plasma, lecho

fluidizado o deposición de vapor. También es factible realizar boración

multicomponente.

Más adelante se explican varios procedimientos utilizados para realizar estos

procesoso de boración termoquimica, asi como sus ventajas, limitaciones y

aplicaciones.

Existen procesos alternativos no termoquímicos, como la deposición de vapor

física PVD, phisic vapor deposition), la deposición química CV D, chemistry vapor

deposition), el pulverizado con plasma, la implantación de iones. Se describe

brevemente el proceso CVD que surge como dominante entre los procesos de

deposición de boro en metal.

Se incluye además el resultado de una amplía búsqueda bibliográfica, así como

de empresas que se dedican a realizar este proceso. Las escasas que existen se

encuentran principalmente en EEUU, Alemania y Japón. En España sólo se ha

localizado una que se dedique a ello de m anera industrial.

Esta tesis tratará principalmente de la boración en baño de sales sin electrólisis,

proceso muy poco estudiado hasta el momento y que, tras la realización de este estudio,

puede concluirse que ofrece grandes expectativas industríales dada la sencillez y

econimía de realización y los buenos resultados obtenidos.



2. REVISIÓN iiiOOíSRAFiCA.

2 1 FUND MENTOS TEÓRICOS DÉLOS TR T MIENTOS

TERMOQUÍMICOS DE LOS MET LES Y ALEACIONES

2.1.1 CARACTERÍSTICAS

GENERALES DE LOS TRATAMIENTOS

TERMOQUÍMICOS

HJn tratamiento termoqu ímico (TT Q) com bina las acciones térmica y quím ica

con el fin de cambiar la composición química, estructura y propiedades de la capa

superficial d e un m etal o una aleación.

En el siguiente cuadro se muestra el esquema de clasificación general de los

distintos

tipos de tratamientos termo quím icos:

Tratamiento termoquímico |

Saturación

por

difusión co n

elanentos

no

m^álicos

T

Saturación

por

difusión con

metales

Un único no

h • metal •

Varios elementos I

I no metálicos. I

Saturación conjunta con

elementos metálicos y no

metálicos

•,, Caibonitruración

Cianuntciíi«i

•;

\ Sulfonitruiación.

K ;

Sulfocianüiáción

Bcoxisiliciuracióñ

I

J Calorización.

Otoñado

Züicado

Titanado'

:B«ilÍKicíón'

•""Otnreínetales I

Alumiaio en

1

cmjunto con otros

metales: C r,Ti^r,V I

y otros

I Gíómo

tó Wjuiító

I

J

¿<m

btn » ineüiles"

I

t AtjijSlní^.'ptrós >|

Boro en conjunto con |

metales:

O , W, Ti y otros.

I Silicio en coqunto I

^ c<«metaks: I

Cr, Mo, W, Ti y otros. I

». Carbocromado I

J • Nitrocromado I



El tratamiento termoquímico se produce como resultado de la saturación por

difusión de un metal o una aleación con no m etales (C, N, Si, B y otros) o metales (Al,

Cr, Zn, et c. ), en un m edio activo saturante a una temperatura determinada.

Para aumentar la vida en servicio de las piezas de gran responsabilidad se usan

ampliamente la cementación, nitrocementación y nitruración. A una escala algo menor

se emplea la saturación superficial con boro, silicio y metales. Pueden servir de ejemplo

las piezas de automóviles y tractores, de máquinas herramientas, agrícolas, textiles y

otras que se someten a cementación, nitrocementación y nitruración. Muchos elementos

de máquinas funcionan en condiciones de desgaste, cavitación, cargas cíclicas y/o

corrosión, a temperaturas altas o criogénicas, de forma que las tensiones máximas se

alcanzan en las capas superficiales del metal, donde se encuentras los concentradores

principales de esfuerzos. Los tratamiento termoquímicos, al elevar la dureza, la

resistencia al desgaste, a la formación de ralladuras, a la cavitación y a la corrosión,

además de crear en la superficie esfuerzos de compresión residuales favorables,

aumentan la fiabilidad y durabilidad de las máquinas.

^ to s m étodos principales de saturación que se utilizan para los TTQ, son:

1.- Saturación con mezclas de polvos Se trata de un método muy sencillo

tecnológicamente hablando. Se usan en la producción en serie (grandes o pequeñas) en

la cementación, calorización, cromado, etc..



2 -

Método s de saturación por difusión en m edios gaseosos de flujo directo con

circulación

El método en medio gaseoso directamente permite regular la actividad del

ambiente saturante potencial de la atmósfera). Se usa ampliamente en la producción en

serie, y en grandes lotes, para la cementación, nitrocementación y nitruración. Este

método asegura una alta calidad de la capa de difusión y de la superficie de las piezas

que se somete al tratamiento, encontrando cada vez más aplicación en la saturación con

metales y silicio.

3.- aturación

por

difusión

con sales fimdidas

En este método se introducen las piezas

en un baño de sales fundidas que contienen el elemento difusor con o sin empleo de

electrólisis). Este método permite reducir la duración del proceso, pero no siempre

garantiza una alta calidad de la superficie y un espesor estable de la capa de difusión. Se

aplica a la producción en serie.

4.-

Saturación con pastas y

suspeitsiones método de película en suspensión). Estos

procedimientos no aseguran un grosor uniforme del revestimiento ni una buena calidad

de la capa de difusión. Sin embargo, la saturación con pastas puede ser recomendable

para el endurecimiento local de ciertas zonas superficiales de piezas de gran volumen.

5.- aturación po r difiisión con aplicación de vacío La saturación se lleva a cabo por

sublimación del elemento difusor en el vacio a altas temperaturas. Las piezas pueden

estar en contacto con la mezcla en polvo que contiene el elemento difusor o distar de

ésta. La saturación en vacío es un m étodo en estudio sin aplicación industrial hoy en día.



2.

- Reacciones en el límite de separación de las fases. Adsorción (quimisorción) por la

superficie de saturación de los átomos activos que se han formado. En el proceso de

quimisorción tiene lugar una interacción entre los átomos del elemento saturante y la

superficie sujeta al tratamiento, la cual por su carácter e intensidad se aproxima a una

reacción química. (Figura 2 )

Figura : eacciones en el limite de separación de las fases

3. - ^ Pifus ión. Traslación dentro del metal de los átomos adsorbidos; a medida que

se acumulan los átomos del elemento difusor, en la superficie de saturación surge un

flujo difusivo que va desde la superficie hacia el interior del metal (o aleación) a

tratar. El proceso puede ocurrir únicamente a condición de que el elemento difusor

sea soluble en el metal a tratar y la temperatura sea bastante alta para asegurar a los

átomos la energía necesaria. (Figura 3).

La afluencia de átomos activos hacia la superficie de saturación ha de superar el

número de átomos que se trasladan de la superficie hacia el interior debido a la difusión.



Cuando el proceso se desenvuelve en varias etapas su velocidad total se determina por la

de la etapa más lenta, que sirve de control. En el desarrollo de los procesos de TTQ, en

la mayoría de los casos, la velocidad del proceso se controla por la difusión. Todos los

factores que aceleran el proceso de difusión elevación de la temperatura

del gradiente

de concentración, defectos estructurales, etc.) acortan la duración del proceso

tecnológico del TTQ .

Figura

:

Difusión

La concentración creada en la superficie por el elemento difusor depende de la

correlación entre la velocidad con la que se suministra el elemento difusor a la

superficie y la velocidad con que se traslada al interior. La concentración del elemento

en la superficie depende, por consiguiente, de la actividad del medio saturante

potencial del medio) y de la velocidad con que se difunden los átomos desde la

superficie hacia el interior del metal: cuanto mayor sea la actividad de la atmósfera



El espesor efectivo xe) de la capa de difusión se determina para las muestras

cilindricas como la relación 2x/D, y para las muestras planas como 2x/H, donde D es el

diámetro de la muestra y H el espesor de la muestra, ambos en mm. En caso de que la

capa de difusión tenga varias fases, el espesor de cada una de las fases se expresa en

relación al espesor total de la capa x/xt, donde Xics el espesor de fase i.

La parte de la capa de difusión próxima al núcleo y cuya extensión se determina

por la diferencia entre los espesores total xt) y eficaz xe) ver figura 4), recibe el

nombre de zona transitoria. La zona de la capa que posee una estructura clara

diferenciada de las partes contiguas es la zona de difusión. La parte de esta situada

directamente bajo la superficie de saturación se denomina zona exterior.

[ La variación de la concentración tomada como parámetro de base) a través de

la capa de difusión se determina por métodos de análisis químico por capas, espectral,

radioespectral, etc) o midiendo las características que dependen de la concentración

dureza microscópica, rozamiento interno, etc.).

En esta tesis se presenta un método para la medida del espesor de la capa, ideado

para la ocasión, basado el análisis de imagen de micrografías obtenidas de las muestras

tratadas.

1



La capa de difusión y sus propiedades se pueden caracterizar por los siguientes

parámetros: estructura y composición fásica; espesor total o efectivo; distribución de las

concentraciones del elemento difusor a través de la capa; fragilidad superficial

capacidad de destrucción frágil por la acción de una carga local); homogeneidad,

continuidad y uniformidad de distribución de la capa de difusión a lo largo de la

configuración de la pieza efecto de configuración); profiandidad de temple

templabilidad) en caso de cementación, etc.

ona externa de difusión

Zona

de difusión

ona transitoria

a

Nutleo

i

a«

a„

Xt

Xe ZT

distancia desde la superñcie de saturación

Figura : Esquema de la capa

difitsivd

60]

Esquema de la capa

dijusiva

ZT—

zona

transitoria

de la capa

difusiva

N— > núcleo

Xt — espesor total de

la capa

dijusiva

11



Xe > espesor efectivo de la capa difusiva

as —> valor del parámetro de base cerca de la superficie

ae > valor límite del parámetro de base establecido para xe

a„ > valor del parámetro de base para el

núcleo.

2.1.3. DIFUSIÓN

[6,60]gj fgj ¿jfjgj Q

¿Q

la difusión consiste en una transferencia neta de sustancia.

Fue Parrot, en 1815, el primero en observarlo en la mezcla de dos gases. Es fácil

entender que los fenómenos de difusión tienden a anular los gradientes de

concentración. Adolfo Fick en 1855 y Graham en 1865, fueron los primeros que

cuantificaron la difusión m ediante las leyes de difusión leyes de Fick), y Robert Austen,

en 1896, fue el primero que calculó la velocidad de difusión del plomo en el oro.

Aunque lo fácil de comprender es que la difusión disminuye el gradiente de

composición en un m aterial, también mediante un proceso difiísivo se puede conseguir

el efecto contrario, es decir, aumentar el gradiente de com posición. Se habla entonces de

difusión ascendente o inversa.

Los mecanismos de difusión están basados en las ideas fundamentales de la

cinética física y la termodinámica de no equilibrio y tienen como fuerza motriz el

potencial químico y no la concentración.

2



Debe recordarse que un sistema heterogéneo formado por un conjunto de fases

a |3 y

que no reaccionan químicamente entre sí y que se encuentra en un estado fuera

de equilibrio alcanza éste cuando la presión y la temperatura son iguales para cada fase

y cuando el potencial químico de cada componente es igual en todas las fases.

Sin embargo para simplificar el problema se considerará la difusión como un

proceso cuya fuerza motriz es el gradiente de concentración.

Sea cual sea la fuerza motriz de la difusión está claro que existe un transporte

neto de masa entre dos partes de un sistema homogéneo. Este transporte se explica por

un movimiento neto de átomos gracias a saltos a posiciones inmediatas favorecido por

la agitación térmica. Aunque estos saltos existen siempre independientemente de la

temperatura y homogeneidad del sistema sólo conducen a un transporte neto de masa

en una dirección cuando existe un gradiente de concentración considerada ésta como

fuerza motriz única de la difusión.

Los mecanismos de intercambio de átomos que pueden dar lugar a la difusión

son:

1. Simple interc mbio entre átomos vecinos

Es un mecanismo con poca probabilidad

de producirse en sistemas compactos pues aunque no produce deformaciones

permanentes en la red éstas son muy elevadas en el momento del salto; su

probabilidad en sistemas abiertos de menor compacidad debe ser mayor.

3



2. Anillo de zener o interc mbio cíclico. Cada átomo va ocupando el lugar del anterior y

el último el del primero. Es también más probable en redes abiertas y en algunas

aleaciones con redes ordenadas. Este mecanismo se ha caracterizado en la red Cúbica

Centrada ordenada del compuesto intermetálico P-AgMg.

3 . M ovimiento por vacantes. Éste mecanismo tiene muchas probabilidades de

producirse por la baja energía de activación que requiere y las pequeñas

deformaciones que provoca. Sin duda, su aportación es mayoritaria en la difusión de

soluciones sólidas de sustitución.

4.

Movim iento simple intersticial. Consiste en el paso de un átomo de un hueco

intersticial a otro próximo.

5. Mecanismo mixto. En este mecanismo un átomo intersticial pasa a una posición

nodal y luego a un intersticio posteriormente. Lógicamente tiene mayor probabilidad

de producirse que el anterior. Se ha observado en la difusión de la plata en el

compuesto iónico BrAg.

6.

Movim iento craudiónico .

Palabra que proviene de crow d (agolpamiento),

consiste en una difusión unidireccional de un grupo de átomos, llamado craudión,

comprimido por la existencia de un átomo de más en la fila. La difusión transcurre

por pequeños desplazamientos de cada átomo en la fila, siendo similar a la

4



propagación de ondas: cada átomo se desplaza poco pero la perturbación se propaga

rápidamente. La energía de activación que requiere es, por tanto, pequeña.

°o8o°o°oOo°oO

°

r n ns n m

0

m oo

O

s :~

o ^o

o o o o oo

o ¿ ^ o o o o

°o°o°c^o°o°o°oo

Figura 5: ecanismos de dijusión

2 A. MECANISMOS DE FORMACIÓN DE LAS CAPAS DIFUSIVAS

^° La teoría de la formación y crecimiento de las capas difusivas en el proceso

TTQ ha sido objeto durante muchos años de investigaciones y discusiones científicas. El

mecanismo de formación de la capa difusiva dentro de los límites de solubilidad de un

elemento en otro (formación de soluciones sólidas de concentración variable) fue

establecido rápidamente

y de

modo univoco; adem ás,

la

aplicación

de la

teoría

de

dislocaciones permitió resolver este problema a nivel atómico.

5



Se encontraron problemas a la hora de explicar el mecanismo inicial de la

difusión por reacción, cuando en la superficie de saturación surge una formación

laminar constituida por compuestos intermetálicos o de otras combinaciones del

elemento difusor con el metal a saturar. Aparecieron dos hipótesis acerca de esta

primera etapa. La primera de ellas consiste en que, al principio, en la capa superficial el

elemento difusor se acumula hasta el límite de solubilidad y luego se forman

compuestos fases). Según la otra hipótesis, en el mom ento inicial se produce la

reacción química de formación del compuesto en la superficie de separación. La

formación posterior de las capas difusivas, según ambas hipótesis, se debe a la difusión

de los elementos que reaccionan entre sí.

Más tarde se demostró por observación microscópica, o con rayos X, que la

secuencia de formación de nuevas fases de la capa difusiva no puede dar respuesta a la

cuestión de si surgen estas fases como resultado de una interacción química o a

consecuencia de la saturación de la superficie por el elemento que se introduce.

La formación de la capa difusiva durante el tratamiento termoquímico depende

de muchos factores.

El método de saturación por difusión determina el aporte del elemento difusor a

la superficie de saturación e influye en la estructura del revestimiento difusivo. Para que

el proceso TTQ sea determinado por la etapa de difusión, es preciso que el medio inicial

suministre una cantidad suficiente de elemento difusor en estado activo, el cual, después

6



de absorbido, penetra en las profundidades del metal o aleación a saturar. Está

establecido que durante la saturación difusiva prolongada de un elemento por otro,

surgen de modo sucesivo capas monofásicas, que corresponden en principio al corte

isotérmico del diagrama binario a la temperatura de difusión.

En algunos casos, como se muestra en la figura 6, se observa una concordancia

total de la estructura del revestimiento por difusión con el diagrama de estado de

equilibrio. Al principio se forma la capa difusiva de solución sólida y de concentración

variable. Cuando la concentración del elemento B alcanza su valor límite,

correspondiente al punto 1, en la superficie de saturación surgen núcleos de

germinación

y,

a continuación, capas de fase a.

Después de la exposición isotérmica ii a la temperatura de difusión tdif), en la

superficie se forma una capa de fase a de cierto espesor. Cuando en la superficie la

concentración llega al punto 3, surge la fase P, que representa un compuesto

intermetálico con una zona de homogeneidad reducida y luego se produce la fase CT .

Durante un periodo de tiempo T se forman cuatro capas con determinado salto

de concentración cada una de ellas.

Como es sabido, la fuerza motriz de los procesos de difusión es el cambio brusco

de concentraciones o potenciales químicos en las fases. Este hecho explica la ausencia

de zonas bifásicas, que representan una mezcla de fases de concentraciones límites. Así,

7



Además, el proceso de saturación por difusión transcurre en condiciones de

desequilibrio y la zona de homogeneidad del compuesto intermetálico puede resultar

algo mayor de lo mostrado en el diagrama de estado.

La composición estructural del revestimiento por difusión también puede no

corresponder al diagrama de estado de equilibrio, si las velocidades de crecimiento de

las capas difusivas son diferentes entre sí. Las capas de crecimiento rápido se forman a

costa de las capas de crecimiento lento. Por otro lado las capas muy delgadas son

difíciles de revelar por medio del análisis metalográfico.

2.2. BORACIÓN.

2.2.1.

BORACIÓN DELACERO.

2.2.1.1.

PREPARACIÓN DE LA PIEZA.

' ^ a formación de la capa borada produce un crecimiento de la superficie, que

varía entre el 15 y el 30 del espesor de la capa por unidad de superficie dependiendo

de la composición del metal base.

Las piezas deben estar mecanizadas y acabadas para producir este crecimiento.

No se pueden usar superficies fundidas o forjadas.

9



Un acabado superficial de 32 rms no varía durante el proceso. Los acabados más

finos se hacen ligeramente más rugosos. No se recomienda un acabado mayor de 64

rms.

Las piezas boradas no se pueden mecanizar para rectificar los errores

dimensionales, pues se produciría la rotura de la capa.

Para un metal dado, el crecimiento se puede prever, siempre que la

reproducibilidad se mantenga durante el proceso de fabricación.

Debido a las altas temperaturas del proceso 700-1000°C), los metales

seleccionados para la boración deben ser térmicamente estables y libres de toda tensión

procedente del mecanizado. Se recomienda la eliminación térmica de tensiones por

recocido). Sin embargo, deben comprobarse y corregirse las dimensiones tras este

tratamiento. Para los metales que van a recibir tratamiento posterior de endurecimiento,

un endurecimiento previo a la boración minimiza los cambios dimensionales.

Debido a que las esquinas y salientes pronunciados de las piezas pueden saltar

tras la boración, el radio de las esquinas debe ser una o dos veces mayor que el espesor

de la capa. Deben eliminarse todos las rebarbas y prever radios de acuerdo

convenientes.

2



2.2.1.2.- COMPOSICIÓN Y ESTRUCTURA DE LA CAPA BORADA.

[17 34 55 71 83 84 111]

^ ^ g ^ j ^

^^

1^ .

hieiTo dc acucrdo con el diagrama Fe-B (figura

7) el recubrimiento consta de boruro rómbico FeB y boruro tetragonal Fe B, que forman

cristales columnares característicos.

El crecimiento de las fases de boruro indica que éstos tienen regiones de

homogeneidad no señaladas en el diagrama de estado Fe-B. Por debajo de la capa de

boruros se sitúa la capa transitoria de solución de boro en hierro. Durante el

calentamiento los boruros son estables: el FeB hasta 800°C y el Fe,B hasta 1000°C.

- 2

^ ^A diferencia de los tratamientos de cementación de aceros, donde hay una

disminución gradual en la composición de la superficie rica en carbono hacia el interior,

la boración de materiales férreos produce la formación de, bien una capa monofásica, o

bien una bifásica de compuestos horados con composiciones definidas. La capa

monofásica consiste en Fe2B, mientras que la bifásica está compuesta por una fase

exterior oscura de FeB y una fase interior brillante de Fe2B. La formación de una u otra

depende de la disponibilidad de boro.

[23,24]j ^

propiedades típicas del FeB son:

- microdureza entre 19 y 21 Gpa.

- módulo de elasticidad de 590 Gpa.

- densidad de 6,75 g/cm^

21



- coeficiente de dilatación de 23-10 ° entre 200 y 600°C

- composición del

16,23

en peso de boro

- red de cristalización ortorrómbica con

4

átomos de Fe

y

cuatro de B

por

celda.

- parámetros de

red:

a=

4 053

Á ; b=5,495 Á ; c=2,946 A

o 20 30 40 50 60 70 ao

2 3 0 0 J . l . . l . . . t T ' . . . . ' . . . r ' ' " ' •••'••'

80

210 0 -

leoo-

a

1500

1300

1100

MO

70 0

-isnn

B

: 1Z*C

(7re)

(are)

10

I

2 0

1500°C

Fe

3 0

40 0 80

Porcenta je

en

peso

de

Boro

70

10

20a2*C_

-=fia2i^

(B)

•

' I

ao

eo 100

Figura :

iagrama

de

equilibrio

Hierro-Boro^^^ ^ ^^

Las propiedades del Fe2B son;

- microdureza entre

8

y 20 Gpa

- módulo de elasticidad entre 285 y 295 Gpa.

22



- coeficiente de dilatación de 7,65-10 ^ °C ' entre 200 y 600°C y 9,2-10 ^

°C ^ entre 600 y 800°C.

- densidad de 7,43 g/cm

- composición del 8,83 % en peso de boro

- red tetragonal centrada en el cuerpo con 12 átomos por celda

- parámetros de la malla a=5,078 Á y c=4,249 A

La capa que resulta más interesante es la formada por

FeJ

que presenta una

morfología de diente de sierra debido a la dirección de difusión preferente. La fase FeB,

rica en boro, se considera indeseable, entre otras cosas porque es más frág il.

' ' Capas de Fe2B: Un a fase simple de Fe2B se puede obtener con una fase

doble FeB-Fe2B por tratamiento en vacío o en baño de sales durante varias horas por

encima de 800°, que puede continuarse con un enfriamiento en aceite para mejorar las

propiedades del sustrato.

Puesto que ambas capas se forman bajo esfuerzos de tensión (FeB) y compresión

residual (FeaB), es habitual la formación de grietas en los alrededores de la superficie

entre FeB y Fe2B. Estas grietas pueden llevar a roturas cuando se aplica un esfuerzo

mecánico, o incluso llegar a la separación cuando un componente está sometido a un

golpe térmico o m ecánico. Por tanto debe evitarse o minimizarse la formación de la fase

FeB.

3



Sin embargo, se ha observado que las propiedades tribológicas dependen de la

microestructura de la capa horada. La capa bifásica FeB-Fe2B no presenta peor

comportamiento que la monofásica, dado que la zona de superficie porosa que aparece

justo debajo de la superficie se puede eliminar.

En general, es preferible una capa fina pues presenta una menor fragilidad y

formación de zonas porosas y placas.

La solubilidad del boro en la ferrita y en la austenita es muy pequeña (<0,008 a

900°C), según el diagrama

Fe-B.

Según Brown y Nicholson, en base al descubrimiento

de una mayor solubilidad del boro en la ferrita que en la austenita, el diagrama de fases

muestra una reacción peritectoide a unos

912°C.

Sin embargo un trabajo posterior revela

que existe una mayor solubilidad del boro en la austenita comparado con la ferrita,

sugiriendo que la reacción es de naturaleza eutectoide.

2.2.1.3. ETAPAS DEL PROCESO

proceso de boración consta de dos reacciones o etapas:

• La primera reacción tiene lugar entre la sustancia portadora del boro y la superficie

del metal. El ritmo de nucleación de las partículas en la superficie es una función del

tiempo y la temperatura de boración. Las partículas se concentran en la superficie y

los núcleos formados aumentan rápidamente con el tiempo de boración, hasta que se

24



forma una capa horada compacta. El tiempo necesario para este proceso depende de

la temperatura de boración. Por ejemplo, a 900°C esta etapa dura unos 10 minutos. El

tiempo de incubación se puede ignorar, pues es muy pequeño respecto al tiempo total

del proceso.

• La segunda reacción o etapa es una difusión controlada. En esta etapa el crecimiento

total del espesor de la capa borada, para una temperatura dada, se puede calcular con

la ley parabólica en el tiempo:

d =kt

donde d es el espesor de la capa en cm, k es una constante que depende de la

temperatura tabla Y) y t es el tiempo en segundos a una temperatura dada.

MATERIAL

(DIN)

Hierro puro

Ck15

C45

C60

C100

1000°C

3.40

2.88

2.45

2.29

1.69

k en

cm

s x 10

950°C

2,16

1,87

1,56

1,44

0 982

900°C

1,22

1,06

1,02

0 924

0 497

SOO C

0,33

0,319

0 283

0 262

0 207

Tabla

:

alores de

l ^^

5



En la tabla se muestra el valor de k para varios aceros sin alear habituales. La

difusividad del boro a 950°C es 1,82 -10 cmVs para la capa horada y ],53-10 cmVs

para la zona de difusión. Como resultado la zona de difusión con contenido en boro se

extiende más de siete veces la profundidad del espesor de la capa de boro en el sustrato.

Se ha sugerido que el gradiente de concentración suministra la fuerza inductora para el

crecimiento de la capa de difusión controlada.

El espesor es de unos 0,3 mm aproximadamente para aleaciones férreas,

dependiendo de la composición y configuración. Para los aceros de herramientas de alto

contenido en carbono y/o muy aleados se necesita una profundidad menor que para

aceros de bajo o medio contenido en carbono. Cuando la profundidad está entre 320 y

350 mieras no se realiza un tratamiento de calentamiento posterior.

Las capas formadas están constituidas por una estructura típica en diente de

sierra. La formación de dientes se debe a la alta anisotropía del coeficiente de difusión

en la malla tetragonal de la fase Fe2B. Puesto que la orientación [100] representa la

orientación de la malla con la máxima velocidad de difusión del átomo de boro, a mayor

tiempo de difusión, se forma una textura [100] más sólida.

2.2.1.4. MATERIALES FERREOS PARA BORACION

Con la excepción de los aceros con altos contenidos en aluminio o silicio, la

boración industrial se puede realizar en la mayoría de los materiales férreos, tales como

6



aceros de construcción, de herramientas, inoxidables, hierro Armco, fundición gris y

fundición dúctil, y aceros sinterizados. Puesto que la boración se produce en el campo

austenítico, los aceros autotemplables se pueden endurecer y borar al mismo tiempo.

Los templables en agua no son horados debido a la susceptibilidad de la capa de boro al

choque térmico. De forma similar, los aceros resulfurados, con o sin plomo, no deberían

usarse porque tienen tendencia a frag ilizarse.

2.2.1.5. INFLUENCIA DE LOS ELEMENTOS DE ALEACIÓN.

^ ^ Las propiedades mecánicas de las aleaciones horadas dependen m ucho de la

composición y estructura de la capa horada.

La característica forma de diente de sierra de la capa horada aparece en el hierro

puro, aceros de bajo carbono sin aleación y aceros de baja aleación. Cuando los

elementos de aleación y/o el contenido en carbono del acero aum entan, el desarrollo del

sustrato horado en diente de sierra desaparece, y para aceros de alta aleación se forma la

denominada intercara (figura 8).

El hecho de alear disminuye, por tanto, el espesor de capa debido a la difusión

restringida del boro en el acero, por la formación de una barrera de difusión.

La explicación es que el

c rbono

no se disuelve en la capa horada y tampoco se

difunde en ella. Durante la boración el carbono se transmite desde la capa horada hacia

27



la matriz, y forman, junto con el boro, borocementita Fea (B, C) (o, más adecuadamente,

Fe3 (Bo,67 Co,33) en el caso del acero con 0.08 de C) como una capa separada entre

Fe2B y la matriz. Se concluye que para mayor contenido en carbono la capa borada será

más fina.

1.45 C-1 5 Cr

0.4 C-t3 Cr 18 Cr-8

N I

igura

:

ipo de capa formada con la boración

^ ^

'^^^Además del carbono, el silicio y el aluminio tampoco son solubles en la capa

borada. Estos elementos son expulsados de la superficie por el boro y se desplazan por

encima de la capa borada en el substrato, formando hierro-silicoborados - FeSio,4 Bo,6 y

Fe5SiB2 - debajo del Fe2B de capa.

[ 4]

En la figura 9 se muestra la forma en que se distribuyen estos elementos en un

acero sin alear.

28



La eficiencia con que se produce este hecho se puede reflejar en una muestra

siliciurada que posteriormente fue borada figura 10). Todo el silicio es arrastrado bajo

la capa borada. Algo semejante ocurre con al carbono.

[69,7o,85]j ^ acumulación de Si se puede alcanzar en altas proporciones. Esto

produce la formación de una zona ferrítica blanda bajo la capa borada en aceros

cromados con bajo contenido en carbono Fiedler y Hayes,1970). Este problema sólo se

puede solucionar reduciendo el contenido en silicio.

a>

IR

V.

9 -

4

•

FeB _ Fe G

ustrato

B

3

2

3

Mn

Cr

1

y.

hA

^ V

> — ^ ^ ^

1 . 1

0 1

0 2 0 3

Distancia a la superficie

0 Í

05

mm 0 6

O.B

0.6

O.t

0.2

Figura 9: istribución e elementos en acero sin alear^ ^

El enriquecimiento en carbono puede producir una saturación de austenita. El

carbono precipita en forma de cementita o borocementita por ejemplo, Fe3Bo,8Co,2).

29



Además de la capa borada hay una zona de difusión de boro bajo ésta que puede

ser diez veces más gruesa que aquella. A veces ésto se puede observar por el cambio en

la estructura del metal base y el aumento de su dureza debido al boro.

Figura 10: Estructura y distribución del silicio en un F-1140 que primero se siliciuró a

POO^C durante 5 horas y después se boro a la misma temperatura durante el mismo

tiempo pasta de borar

comercial aJCapa

o btenida por

siliciuración .

b

Capa obtenida

por siliciuración boración y

c Distribución

del silicio tras la borac ión.

^

^

El silicio durante la boración se difunde de la zona de boruros hacia el interior y,

en cantidad suficiente, puede formarse grafito y ferrita en la zona transitoria. Entonces la

capa de boruro se cizalla.

Los aceros con contenidos altos de elementos

lfágenos

no deben usarse para la

boración, porque éstos reducen la resistencia al desgaste que presentaría la capa borada

normal, debido a la formación de una zona ferrítica, considerablemente más blanda.

3



bajo la capa horada. Cuando la superficie está sometida a una presión alta la capa

borada se incrusta en la capa ferrítica subyacente, inutilizándose la pieza.

Con aceros con un alto contenido en

níquel

puede ocurrir que se reduzca la

estructura dentada y el espesor de capa.

^ÍEl níquel se ha utilizado para homogeneizar el espesor de la capa borada. Se

disuelve en el Fe2B y, en algunos casos, provoca la precipitación de NÍ3B desde el FeB

de capa. También lo segrega fuertemente a la superficie desde la zona subyacente que

corresponde al

Fe2B.

Este fenómeno es bastante pronunciado en el Fe-14Ni y en aceros

inoxidables austeníticos. Por este motivo, la boración con gas es el método más

adecuado para aceros austeníticos de baja porosidad, ya que forma una capa única

homogénea de FeíB , debido a la baja actividad del boro en la mezcla gaseosa.

El níquel reemplaza al hierro para formar (Fe,Ni)B y (Fe,Ni)2B. Bajo

condiciones semejantes de boración, a mayor contenido en Ni, menor es el espesor de la

capa, aunque este efecto es menos marcado que con cantidades equivalentes de Cr. Hay

menos Ni en la capa borada que en la matriz. En consecuencia, el Ni se acumula más

allá del frente de crecimiento de la capa. A diferencia del Cr, la adición

e

Ni no sólo no

aumenta la dureza de la capa, sino que incluso la disminuye un poco. El Ni ajoida a

hacer más lisa la interfase y da una textura más fina. Además el Ni es adecuado para

impedir la formación de FeB.

3



El manganeso wolframio molibdeno y el vanadio también reducen el espesor

de capa

aplanan la morfología en diente del acero al carbono.

La distribución de titanio cobalto azufre y fósforo en la capa borada aún no

se ha establecido bien.

Está demostrado que el carbono de los aceros se desplaza totalmente de la zona

de boruros hacia el interior y, según el tipo de elementos aleantes, forman en el acero

una zona transitoria de mayor o menor espesor.

En los aceros aleados con elementos

carburígenos

que, además de formar

carburos, reducen el coeficiente de difusión del carbono en la austenita, se forma una

zona transitoria estrecha. Durante la boración el cromo y el manganeso se difunden en la

zona de boruros, formando Fe,Mn,Cr)B y Fe,Mn,Cr) B, cuya estructura es análoga a

la de los boruros FeB y Fe B.

La mayoría de los elementos de aleación del acero son por tanto solubles en la

capa borada Cr, Mn, etc), por lo que es más lógico hablar de Fe, M)2B o Fe,M)B,

donde M representa uno o más elementos metálicos.



2.2.1.6. CARACTER Í ST I CAS

GENERALES

DE LAS

CAPAS

DE BORO.

COMPARACIÓN

CON

OTROS PROCESOS

TERMOQUÍMICOS.

^^tourante

la

boración

la difusión y posterior absorción de los átomos de boro en

la red metálica de la superficie forma compuestos intersticiales de boro La capa

resultante puede consistir bieii en una capa de boro monofásica o bien en una polifásica

Metal base

Fe

Co

Co-27,5Cr

Ni

Mo

W

Ti

TÍ-6AI-4V

Nb

Ta

Hf

Zr

Re

Fases de la

capa horada

FeB

FezB

CoB

C02B

C03B

CoB

C02B

C03B

NÍ4B3

NÍ2B

NísB

M02B

M0B2

M02B5

W2B5

TiB

TÍB2

TiB

TÍB2

NbB2

NbB4

Ta2B

TaB2

HfBz

ZrBz

ReB

Microdureza de la

capa en I^mm

1900-2100

1800-2000

1850

1500-1600

700-800

2200 lOOg)

1550 100g)

700-800

1600

1500

900

1660

2330

2400-2700

2600

2500

3370

3000 1

OOg

2200

2500

2900

2250

2700-2900

Punto

de

fusión

1390

2000

2100

2100

2300

1900

2980

3050

3200-3500

3200

3250

3040

2100

Tabla : structura y microdurezas e las capas boradas ^^^^

4



La morfología (figura 8), crecimiento y composición de la capa puede estar

influida por los elementos de aleación del material base. La microdureza de la capa

borada también depende m ucho de la composición y estructura de la capa borada y de la

composición del metal base (tabla 2).

2.2.1.6.1.

C A R A C T E R Í S T I C A S

GENERALES DE LAS CAPAS DE BORO

' •' Las capas boradas tienen un aspecto característico. La estructura en forma de

dientes se debe a la dirección de difusión preferente. La capa muestra estructura [002]

muy marcada (Kunst y Schaaber,1967).

Esta estructura es especialmente clara con hierro puro o aceros de bajo

contenido en carbono y sin alear (figura 11).

Al aumentar el contenido en carbono y/o en elementos de aleación esta

configuración característica se hace m enos clara, como se vio en la

figur

4.

En el apartado 2.2.1.8, Resistencia al desgaste , de esta tesis se hace una

comparación de la resistencia al desgaste obtenida por boración y la obtenida por otros

procesos termoquímicos.

5



Figura

11: structura

en forma de

dientes

de sierra

típica

de las capas boradas^^ ^

2.2.1.6.2. COMPARACIÓN CON OTROS PROCESOS TERMOQ UIMICOS

2 2 •6.2.1 •

Ventajas de la boración

[56]

Las capas horadas poseen una serie ventajas sobre las capas endurecidas

convencionales. Una ventaja básica es que las capas boradas tienen valores de extrema

dureza entre 1450 y 5000HV) con altos puntos de fusión de las fases constituyentes

tabla 2). La dureza superficial típica de aceros borados comparado con la de otros

tratamientos y otros materiales duros, se indican en la tabla 3. Esta tabla ilustra

claramente que la dureza de las capas boradas producidas en aceros al carbono es

mucho mayor que la producida por otros tratamientos convencionales. Esta dureza es

6



mayor que la del acero de herramientas endurecido, o que la de las cuchillas

endurecidas con cromo, y es equivalente a la del carburo de tungsteno.

Material

Acero de herramientas para trabajo en caliente X37CrMoSiV5

templado y revenido.

Acero indeformable 95MnCrW5 templado y revenido

Acero de bajo carbono cem entado y templado

Acero rápido HS l8115

Acero al carbono nitrurado

Recubrimiento de cromo duro

Carburo de wolframio

Acero de media aleación

horado

Acero indeformable 95MnCrW5

horado

Acero de herramientas para trabajo en caliente X37C rMoSiV5

horado

AI O + TiC+ Zr02 cerámica)

TiN

Tic

SiC

B4C

Diamante

Microdu rezas

HV)

600

700

750

750

1000

1300

1500

1600

1700

1700

1700

2000

3500

4000

5000

11000

abla : Durezas comparadas d e distintos materiales y tratamientos^

56]

La combinación de la dureza superficial alta y un coeficiente de fricción

superficial bajo de las capas horadas también contribuye significativamente a la

resistencia frente a los principales mecanismos de desgaste: adhesión, tribooxidación,

abrasión y fatiga superficial.

7



La figura 12 muestra el efecto de la boración en la resistencia al desgaste

abrasivo del acero borado C45, del titanio, y del tántalo en función del número de

revoluciones (o periodo de esfuerzo).

La figura 13 muestra la influencia de la composición del acero en la resistencia al

desgaste abrasivo.

0.12

0 .10 ,

o.os

¡::

o.o ;

o

R c c M

^

Mo

S w

r

\oo—

3

1 1

cero

C 4S

Ten

« 1

Bar

1

plMlO

1

— 0

2 0

, . , Dcsgaste,g

40 60 80

100

120

Revoluciones X10

140 160

0.18

0.16

W 0.14

i °^

= 0.08

0 .06

0.04

0.02

O

~J ^

b o r a d o

Tit

na

aiuo

r ^

4 0 B O 1 2 0

Revoluciones x 10

0 28

0 24

0 20

o ie

0 12

0 08

0 04

1 I

1 1

1 Recocido

• 1 — • ]

Tántalo

torado

20 40 eO 80 too 120 140 1601 B0

Revoluciones x 10^

Figura 12: Efecto de la boración sobre la resistencia al desgaste (test de Faville . a

Acero con

O '45 C borado aPOO

V

durante

3 horas, b

Titanio borado

a

lOOO^C

durante 24 horas y c) Tántalo borado a lOOOV durante 8 horas, f ^

^^^Otras ventajas de la boración son:

- La dureza de la capa borada se puede mantener a mayores temperaturas que,

por ejemplo, la de los nitrurados.

- Una gran variedad de aceros incluyendo los aceros endurecibles son

compatibles con el proceso.

38



- Puede favorecer considerablemente la resistencia a la corrosión por erosión de

materiales férreos en ácidos diluidos no oxidantes y medio alcalino, por lo que se

utiliza am pliamente en la industria.

- Las superficies horadas tienen una resistencia moderada a la oxidación ( hasta

850°C) y son totalmente resistentes al ataque de metales fundidos. Las piezas

horadas tienen una vida prolongada en situaciones de fatiga, así como en

condiciones oxidantes y corrosivas.

1.-0 45C templado

2. -

0,34C-1AI-1,15Cr-0,22M o, nitrurado con gas

3.- 0,42C-1,2Cr-0.5Mo. borado bifásico lO lnm )

4,-0,42C-1,2Cr-0,5Mo, borado monofásico 102Mrn)

5, - 0 2C-1Xr borado bifósico 25-40nni)

6,-0,2C -13Cr, borado monofásico 25-40nm)

7,- Acero con Mo, borado monofásico 40nm)

8,-1,45 C-0,3 3\/, borado nmnofásico 40-50 im)

1 2 3 4 5 6 7 8 9 9.-0,38C-5Cr-1,45Hto-0,4V. borado bifásico SSjim)

istintos materiales

Figura 13: Efecto de la composición de l acero en la resistencia al desgaste

abrasivo. DP-Ugrinding test SiCpapel 220, durante 6

minutos ^^^^

^^ ^ Desventajas de la horación:

- L as técnicas son poco flexibles y requieren m ucho trabajo, lo que hace que el

proceso tenga menor efectividad en coste que otros tratamientos de

endurecimiento superficial, tales como la cementación por gas o la nitruración

por plasma. Estos procesos son flexibles, tienen unos costes reducidos, requieren

39



menos tiempos de procesado, y son relativamente fáciles de aplicar. Por tanto, la

boración es adecuada para componentes especiales que necesitan alta dureza y

resistencia a la corrosión, y/o donde se puede disponer de mano de obra

barata^^l

- El crecimiento en volumen resultante de la boración es de un 5 a un 25 del

espesor de la capa (por ejemplo, para una capa de 25 mieras tendría un

crecimiento de 1,25 a 6,25 mieras). Este valor depende de la composición del

metal base, pero es considerable para una combinación dada de tratamiento y de

material. Sin embargo, se puede predecir para una geometría y un tratamientos

dados.

Para el tratamiento de piezas de precisión se debe dar una tolerancia del

20 al 25 de incremento en la dimensión de la capa final.

- L a eliminación parcial de la capa borada para cumplir requisitos de tolerancias

más estrictos se hace posible sólo mediante un lapeado con diamante, ya que el

granallado convencional produce fracturas en la capa. Por tanto la boración se

utiliza más para com ponentes con una sección transversal g rande

- La boración de la mayoría de los aceros provoca un incremento pequeño en el

límite de fatiga a flexión, aunque se ha registrado alguna mejora en la dureza a la

corrosión bajo fatiga.

4



- En general, las propiedades de fatiga bajo cargas elevadas (2000 N) de piezas

de acero aleadas y horadas son muy pobres comparados con las de los aceros

cementados y nitrurados. Por ello el tratamiento de boración de los engranajes se

limita a los diseños en los que las cargas transversales sobre los dientes son

mínimas.

- Con frecuencia es necesario endurecer y templar la herramienta tras la

boración, lo cual requiere una atmósfera de vacío o inerte para preservar la

integridad de la capa.

2.2.1.6.3. ESPESORES DE CAPA ACONSEJABLES SEGÚN LA

UTILIZACIÓN.

^ ^ Está claro que el espesor de capa requerido es función del material que se

esté borando (en el caso de esta tesis el acero), y de las condiciones de servicio de las

piezas a borar.

En aceros de baja aleación el espesor óptimo oscila entre las 90 y las 140 ji

pudiéndose alcanzar hasta 200 \i Para aceros de alta aleación el espesor es de 40 a 80 ji.

En cuanto a las condiciones de servicio las capas gruesas están recomendadas

para trabajos con erosión (desgaste abrasivo) como, por ejemplo, para extrusión de

materiales plásticos cargados con fibra de vidrio o pigmentos como el óxido de titanio.

4



Las capas delgadas (unas 5 ¡i.) se recomiendan en casos de desgaste adhesivo, y

con aceros de media aleación. Este espesor tan reducido hace que la capa sea muy

elástica

que esté suficientemente adherida.

Para solicitaciones erosión-corrosión se recomienda trabajar con capas

relativamente gruesas, de 30 a 70 ji y muy adheridas. Esto se puede conseguir por

tratamiento posterior de difusión.

2.2.1.7. C A R A C T E R Í S T I C A S

MECÁNICAS DE LAS CAPAS BOR ADA S

Generalmente, la capa de boruro es

fi ágil.

El boruro FeB posee en comparación

con el Fe B una mayor fi-agilidad^^^'^^l

Al borar los aceros para herramientas:

• 0,9-l C;0,8-l Mn;0,15-0,35 Si;0,9-l,2 Cr;l,2-l,6 W

• l,45-l,70 C;ll-12,5 Cr;0,5-0,8 Mo

• 0,85-0,95 C;3,5-4,4 Cr;8,5-10 W;2-2,6 V;l Mo

• 0,7-0,8 C;3,8-4,4 Cr;17-18,5 W,l-l,4 V,l Mo

la microdureza llega a 2000-2500 HV y se eleva considerablemente la resistencia al

desgaste.

4



La saturación con boro de los aceros al carbono y aleados de construcción

(40X[0,36-0,44 C; 0,8-1,l Cr], 40T,etc...) conduce al aumento del limite de fatiga en

un 15-30 y la resistencia a la fatiga y corrosión en un 50 . No obstante, después del

temple posterior y el revenido a baja temperatura el límite de fatiga se reduce m ucho, lo

cual, probablemente, se debe al agrietamiento de la capa borada, al aumento de la

sensibilidad del núcleo a las concentraciones de tensión, y a la brusca reducción de los

esfuerzos de compresión residuales o incluso a sus cambios de signo.

También se reduce el límite de fatiga en los aceros de alta aleación cuyo núcleo

se templa durante el enfriamiento desde la temperatura de boración, sin embargo la

boración y bonificado posterior da lugar a un límite de fatiga relativamente alto.

2.2.1.8. RESISTENCIA AL DESGASTE

[15 23 24 38 39 40 42.51 52 64 101] La resistcncia al desgaste de las capas boradas bifásicas

en condiciones de desgaste por abrasión se encuentra al nivel de la resistencia al

desgaste de los aceros cromados y supera considerablemente la resistencia al desgaste

de otros revestimientos.

En comparación con el estado de templado y revenido a baja temperatura la

boración bifásica del acero con 0,42-0,49 C eleva su resistencia al desgaste por

abrasión en 3,5 a 6 veces y la monofásica en 2 a 3 veces.

43



La alta microdureza de la capa borada, mayor que la microdureza del acero

templado de contenido medio de carbono, se conserva hasta los 700°C, lo que permite

aplicar la boración para elevar la resistencia al desgaste de las piezas que trabajan a alta

r9 i

temperatura/

Esta resistencia al desgaste se prueba mediante el ensayo de Faville un cilindro

rota sobre un prisma con el mismo tratamiento midiéndose el desgaste sufrido por

ambos), mediante el ensayo PIN-AND-DISK ensayo que mide el desgaste por adhesión

y tribooxidación consistente en el desgaste sufrido por una bola y un disco girando la

bola sobre el disco. ASTM G99.), y mediante el ensayo de lijado desgaste abrasivo). Se

muestran algunos ejemplos en las figuras

2

y 13.

Está claro que se puede mejorar la resistencia al desgaste mediante la boración

en todos los casos.

También se observa que en el desgaste abrasivo influye mucho la composición

del acero. Alguna vez se ha observado que las muestras endurecidas se comportan mejor

que las enfriadas lentamente. Esto se debe en parte a los cambios estructurales por el

endurecimiento y/o a la mayor dureza del metal base.



TIPO DE

TRATAMIENTO

QUEMICO TERMICO

Boración bifásica

(en fundido con carburo

de boro)

Boración bifásica


de boro)

Boración bifásica


de boro)

Boración bifásica


de boro)

Boración bifásica


de boro)

Boración bifásica


de boro)

Boración monofásica (en

fundido con carburo de

silicio)

Boración monofásica (en

fundido con carburo de

silicio)

Cromado

Cromado

Siliciuración

Siliciuración

Cromosiliciuración

Cromosiliciuración

Aluminosiliciuración

Titanocalorización

Calorización con

vanadio

COMPOSICIÓN

DEL ACERO

0,45-0,49 C

0,45-0,49 C

0,I7-0,13 C

0,17-0,13 C

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

0,17-0,24 C

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

0,17-0,24 C

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

0,17-0,13 C

0,17-0,13 C

0,45-0,49 C

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

75-0,84%C;0,15-

0,40 Mn;0,15 Cr

COMPOSICIÓN

FÁSICA DE LA

CAPA

FeB

F e B

2

FeB

Fe2B

FeB

F e B

2

F e B

2

F e B

2

^'•23^6'''*^''7C3

^'•23^6' ' ^' '7^3

Fase a'

Fase a

(Cr23C6+Cr7C3 )Si

(Cr23C6+Cr7C3 )Si

Fe3(Al,Si)

(Fe,Ti)Al +

(Fe,Ti)3Al

(FeV)3Al

RESISTENCIA

RELATIVA A

DESGASTE DE LA

CAPA

6,75

2,24

5,00

2,07

6,10

1,76

2,65

2,49

4,48

5,60

1,56

0,98

5,17

6,75

1,56

2,17

1,68

Tabla 4 Resistencia al desgaste abrasivo de aceros a l carbono d espués de diferentes

tr t mientos quimicotérmicos

p=100N/cm^, v=30m/s) ^

45



Se ha observado un mejor comportamiento al desgaste de las capas horadas

cuando éste tiene lugar en una única

fase.

Las investigaciones con acero de alta aleación

muestran que esta fase también puede ser la FeB, pero la capa de FeB debe ser lo

suficientemente gruesa para que el desgaste quede limitado a esta fase. Con una capa

fina e interrumpida de FeB , se produce desgaste en ambas fases (figura 14). La

estructura no homogénea puede ser la responsable del gran desgaste.

Figura 14: Desgaste en las capas horadas, a La capa de FeB es continua y gruesa,

mientras q ue en la b la capa era in y queda discontinua. ^ *

Los coeficientes de fricción disminuyen de forma notable tras un recocido corto

a 750°C como tratamiento post-boración.

Se han hecho estudios que muestran que, debido a su gran dureza y su naturaleza

inerte, las superficies horadas dan gran resistencia al desgaste y a la corrosión a aceros

sometidos a fricción por deslizamiento; sin embargo, si carecen de lubricación extema,

los coeficientes de fricción son altos.

Existe un método nuevo y sencillo para la formación de una película de ácido

bórico autolubricada en superficies de acero horadas.

6



Por ejemplo, en un acero de bajo contenido en carbono y de baja aleación, con

un 0,3 en peso de C, 0,02 de P y 0,5 de Mn, con probetas de forma cuadrada, de

15xl5x3mm, el acabado superficial es de 0,05(im CLA. Las durezas Vickers de los

substratos sin tratar y borado respectivamente son de 2,5 y 20GPa.

Las piezas se boran en baño de sales consistente en 66 en peso de bórax, 14

de ácido bórico y 20 de ferrosilicio con una temperatura del baño de 940 °C y a

presión atmosférica durante 5-7 horas, realizándose un recocido corto a 750 ° durante

5 minutos en un homo de mufla. Los resultados demuestran que el comportamiento del

acero borado al ser sometido a fricción y desgaste es bastante pobre. Sin embargo, se

puede mejorar considerablemente con un simple recocido corto a alta temperatura,

como 750 °C.

Se considera que las características mecánicas y químicas de las superficies

deslizantes tienen gran importancia a la hora de analizar las pérdidas por fricción y

desgaste de estas superficies. Con una dureza nominal de 22GPa, las bolas de zafiro

presentaron las menores proporciones de desgaste. Las imágenes de barrido electrónico

muestran unas zonas oscuras en las superficies de contacto, que indican que se ha

producido tribooxidación. Esto implica que la oxidación quizá sea uno de los

mecanismos que controla el comportamiento ante la fricción y el desgaste de estos

aceros. Otros estudios previos sobre la tribooxidación (Subrahmanyam, Gopinath,

Takeuchi) mostraron una gran oxidación en las superficies friccionadas del acero

borado. Los investigadores atribuyeron el desgaste y la fricción a la tribooxidación.

7



Aparentemente, las partículas relativamente más duras del óxido de la superficie

producen arañazos en ésta, lo que da lugar a una gran fricción.

^

Por inspección visual se observa que las lineas producidas sobre la superficie del

acero borado y recocido son bastante estrechas, y se han formado pocas virutas. Las

superficies de las bolas quedaron cubiertas con una capa fina. Se acumularon algunas

virutas alrededor de las marcas de desgaste circulares. La espectroscopia Raman

microláser del acero muestra una estructura superficial del acero borado y recocido muy

distinta a la del acero sólo borado, pero muy semejante a la del ácido bórico. La

espectroscopia muestra unas lineas Raman muy marcadas a unos 496 y 877 cm \ que

son las mismas que para el ácido bórico estándar.

Durante un recocido corto a 750 °C la energia de activación de los átomos de

boro, libres o en exceso en la capa horada, aumenta considerablemente. Com o resultado

adquieren gran movilidad y se pueden difundir a largas distancias. ( el coeficiente de

difusión del boro en la capa horada es de 3,7 x 10''° cm^s'* a 750 °C). Algunos átomos

de boro se desplazan a la superficie donde reaccionan instantáneamente con el oxígeno

para formar una capa de óxido. Otros átomos, como los del hierro, también van hacia la

superficie y forman óxidos.

Sin embargo, se considera que la mayor parte de ellos se une al boro para formar

el FeB y/o el Fe2B. Incluso si estuvieran libres y disponibles para la difijsión, debido a

su tamaño mucho mayor, tienen mucha menos movilidad que los átomos de boro. Es

8



más,

los calores standard de reacción para la formación de los óxidos de hierro son

mayores que los del óxido bórico a 750 °C.

FeO

FeaOí

Fe203

B2O3

265.8 kJ

1092 W

806.7 kJ

1218 kJ

Tabla

:

nergías

de

activación

de

los distintos óxidos ^

Debido a que el tiempo de recocido es corto, los átomos de hierro no tienen

tiempo de difundirse por la superficie en cantidades suficientes como para formar óxido

de hierro u óxidos complejos de hierro y boro. Estos óxidos complejos se forman

cuando se aumenta la temperatura de recocido por encima de los 750 °C o se incrementa

el tiempo a 8-10 min. En consecuencia, no se forman superficies lubricantes en la

superficie.

Durante el enfriamiento tras el recocido corto, la capa de óxido bórico reacciona

espontáneamente con la humedad del aire.

De acuerdo a la siguiente secuencia de reacciones químicas, el producto final es

una capa de ácido bórico H3BO3) ^ :

49



2B 3 202

^

B O3 AHio23= -1 218 kJ mol-1

I/2B2O3 3/2H2O ^H s B O s AH298= - 45 kJ mol-1

Ya se demostró por espectroscopia Raman que se forma esta capa de ácido

bórico cuando se somete el acero horado a recocido corto.

La gran posibilidad de lubricación del ácido bórico se puede explicar por el

hecho de que el ácido bórico cristaliza en una estructura de triclínica laminar.

Los átomos de cada capa están íntimamente unidos entre sí. La distancia entre

cada capa es de 0,318 nm y están unidas por las débiles fuerzas de Van der Waals.

En cierto sentido, esta estructura es similar a la del M0S2 o el grafito, y es la que

comunica carácter lubricante al ácido bórico.

Cuando hay cargas deslizantes, las capas cristalinas se alinean con la dirección

del movimiento relativo y deslizan unas sobre otras con cierta facilidad, dando lugar a

bajos coeficientes de fricción .

2.2.1.6. RESISTENCIA A LA CORROSIÓN

[23,24] jg general, la boración mejora sensiblemente la resistencia a la corrosión en

soluciones acuosas de ácido clorhídrico, sulfúrico y fosfórico. Además, para igual

5



espesor, las capas horadas monofásicas tienen una resistencia a los ácidos mayor que las

bifásicas.

En las soluciones diluidas y concentradas de ácido nítrico las capas boradas son

poco resistentes. Sin embargo, la velocidad de rotura de los aceros borados es de 1,5 a 5

veces menor que la de los no borados en dicho medio.

La resistencia del acero FU40 en una solución de ácido fluorhídrico al 10%

aumenta 50 veces debido a la boración. La resistencia a la corrosión en ácido acético al

50% es menor en las capas boradas que en los revestimientos de cromo y de cromo-

silicio únicamente. Las capas boradas en los aceros al carbono son resistentes a la

acción de las soluciones acuosas hirvientes de N aCl, NaO H y KO H, como también de

las masas fundidas de Zinc, estaño, plomo y cadmio.

En condiciones de corrosión atmosférica o en aguas naturales e industriales los

aceros borados son poco resistentes.

La estructura en diente de sierra puede aislarse introduciéndolo en una solución

caliente con un 18% de HCl. El material base se disuelve, quedando inalterados los

dientes borados (figura 15). En atmósferas húmedas las piezas boradas aparecen

corroídas en la superficie, pero esta corrosión se puede eliminar fácilmente.

5



2.2.1.7. CONTROL DE LA FORMACIÓN DEL BORURO

La boración es un proceso controlado por la difusión cuyos parámetros

fundamentales son, la temperatura el tiempo.

Figura 15: ientes de capa horada aislada por ataque con clorhidrico^^ ^^

Los resultados experimentales indican que después de la saturación durante 2 ó 6

horas el espesor de la capa difusiva en los aceros al carbono y de baja aleación es,

respectivamente; 30 a 90 mieras a 850°C; 55 a 200 mieras a 950°C y 85 a 300 mieras a

1000°C. En el acero de alta aleación (0,3-0,4 C;0,15-0,4 Mn;0,15-0,4 Si;2,2-

2,7 Cr;7,5-9 W;0,2-0,5 V) el espesor de la capa, en las mismas condiciones de

5



saturación es menor: 20 a 30 mieras a 850°C; 40 a 95 mieras a 950°C y 75 a 170

mieras a lOOOT.

Se pueden realizar diferentes test fisicoquimicos y mecánicos para caracterizar la

naturaleza morfología distribución de elementos y resistencia mecánica de los

productos de la boración.

[ 3 24 37] j extensión de la boración se puede controlar mediante:

• Métodos fisicoquímicos

• Difracción de Rayos X

• Metalografía

• Método de la corriente de Eddy

• Métodos mecánicos

• Medidas de microdurezas

• Test de torsión

• Ensayos de tracción

2.2.1.7.1. MÉTODOS FISICOQUIMICOS

Difracción de Rayos-X:

5



Todas las aleaciones pueden ser estudiadas con Rayos-X para analizar las fases

presentes.

Para este estudio se utiliza anticátodos de cobalto o m olibdeno. Con este método

se puede obtener información sobre la naturaleza de las fases así como su textura. Se

obtiene así que la textura normal consiste en planos 002) perpendiculares a la dirección

de crecimiento de la capa.

Los boruros de hierro FeB ortorrómbico) y FeaB tetragonal) tienen una

morfología columnar, alineada a lo largo de las direcciones [OOz]. El grado de

desorientación de esa dirección se estudia usando el ratio R de picos de intensidad

refractados que corresponden a dos planos perpendiculares 200) y 002): R= 1.26 para

capas no orientadas, R=6.5 para capas muy orientadas.

De esta forma se puede demostrar que en aceros al carbono aparece una capa

muy fina de mezcla de FeB-Fe2B espesores menores de 10 mieras) no orientadas, y

debajo una capa monofásica de Fe2B fuertemente orientada.

Metalografía

La determinación del espesor de la capa de boruros en aceros al carbono de baja

y media aleación se suele realizar por mediciones en micrografías obtenidas por

microscopía óptica clásica tras un pulido y ataque, por ejemplo con Nital-3 o picrato

5



sódico en caliente, pudiéndose distinguir entre la capa de FeB marrón y la amarilla de

FeaB.

En la figura 16 se muestra el espesor estimado mediante metalografía. La

distancia entre la superficie y la interfase capa-base se determina cada cierto intervalo

(por ejemplo, cada 2 mm).

El espesor d se calcula por media aritmética.

Boruros de hierro

Solución sólida de boro

. Material no afectado

Figura 6:

álculo estimado

del

espesor de

capa por

m icrograjlas^^^

Como ya se mencionó, se requiere obtener capa monofásica de FeaB. A menudo

es difícil evitar la formación de FeB . Por lo tanto, se determinará la relación FeB/FeaB,

y/o la composición se especificará como en la figura 17.

Las fases FeB y FeaB tienen distintos coeficientes de expansión térmica. El FeB

se forma bajo tensión, m ientras que el FeaB se forma bajo compresión.



En la interfase entre ambos se producen grietas. Estas grietas son paralelas a la

superficie y pueden producir exfoliación cuando hay carga. Por tanto, es deseable una

capa monofásica.

En esta tesis se propone en un capítulo posterior, 3.1.3 Medida de capas

boradas), un método para medir el espesor de capa basado en la micrografía pero

apoyado en un análisis de imagen diseñado expresamente para este fin.

nii

G

M

B T — J =

H

Explicación

y í—

K

E

eB Fe aB Zona de

dijfusión

igura 7: Relación comp r tiv entre capas

23 24]

Métodos de las corrientes de Eddy

Mediante el método de las corrientes de Eddy se puede medir el espesor de la

capa sin destruirla. En la figura 18 se muestra un esquema del equipo necesario para

56



realizarlo. Su partes principales son el sensor y el microprocesador. Los resultados

quedan descritos mediante la impedancia del sensor:

Z=U/I

donde

U es la

tensión inducida

es la

corriente

de

inducción

que es

función

de la

permeabilidad la conductividad eléctrica específica

el espesor de la capa.

El espesor de capa se mide en función de variables físicas determinables sin

destruir

la

capa y

sin

preparar probeta alguna. Esto supone una facilidad grande pero

se

ha de contar con el equipo adecuado para obtener resultados fiables.

[>

Wl

are

«/I

c

S

•a

s3

i

1

¿q>

s

Figura 8: squema del equipo n ecesario para medir el espesor de capa por corrientes

deEddf'^- '^

2.2.1.7.2. Métodos mecánicos

Medidas de microdurezas

7



Se realizan mediante la determinación de microdurezas, bien en la superficie,

bien en la sección transversal. La dureza en aceros sin alear es de 1100-1400HV 0.2.

Con aceros cromados se pueden alcanzar los 1900 o 2000 HV 0.2.

La dureza de la capa TÍ B en la aleación TÍ-A16-V4 es mayor que 3000 HV 0.2.

En los boruros de tántalo, las capas son de 3200 HV 0.2. La dureza del boruro INIOO es

de unos 1700 HV 0.2.

Ensayos de torsión

El ensayo de torsión se utiliza para comprobar la adherencia de la capa

nitrurada. En el caso de las capas boradas en aceros al carbono se ve que las tensiones

pueden incrementarse de un 15 a un 20 y que las bandas de Lüders se suprimen.

Ensayo de tracción

En la práctica el momento en el que se produce la ruptura m acroscópica se puede

determinar por ampliación óptica de bajos aum entos. Los resultados obtenidos en el

acero XC38 (0,35-0,40 C; 0,50-0,80 Mn; <0,4 Si) y el Z200 C12 (1,78 C;

0,27 Mn; 0,25 Si; 0,010 S; 0,025 P; 0,35 Ni; ll,7 Cr; 0,61 Mo; 0,09 V;

0,63 W) borados durante 2 y 4 horas a 950°C se muestran en la tabla 6.

Se observa en la tabla que las tensiones de rotura son claramente mayores en los

aceros de herramientas, la explicación está en la aparición de los carburos de cromo,

parcialmente sustituido por boro.

8



Material

XC38(1000°C)

1h

XC38(1000°C)

4h

Z200 C12 1h

Z200C 12 2h

Z200C 12 4h

XC38 (930°C) 8h

Tensión

kgf/mml

39'5

44'8

86'2

91'4

94'3

3 8 7

Deformación

Plástica %

0'26

0'30

0'51

0'54

0'54

iniciación de

grietas

Total

deformación

0'58

0'67

1'12

1'23

r 2 3

iniciación de

grietas

abla

:

est de

tensión para

diversos aceros

borados^^^

2.2.1.8. TRATAMIENTOS TÉRMICOS ANTES DE LA BORACION

[

4 44]

£j j-gcocido para disminución de tensiones se u tiliza en piezas que

presentan m uchas tensiones superficiales debidas al mecanizado, y que pueden producir

exfoliación de la capa horada. Para ello, las piezas se calientan durante hora a 600 °C.

Las piezas soldadas que presentan tensiones en las zonas de soldadura reciben el mismo

tratamiento.

El endurecimiento por temple se aplica en piezas que no deben sufi ir cambios

apreciables durante la boración. Se realiza antes de la última fase de mecanizado, y es

semejante al tratamiento térmico tras la boración.

59



Las piezas a borar deben limpiarse. Si son susceptibles de deformaciones por

tensiones deben ser tratadas. Además, para obtener una buena calidad superficial, la

superficie debería ser previamente preparada.

Deben eliminarse los salientes y esquinas para evitar el efecto doble de boración

por dos lados. Se favorecería la formación de FeB (figura 19), y habría rotura al aplicar

una carga.

Generalmente hay un aumento dimensional con la boración, ésto es debido a la

diferencia de volúmenes específicos entre el sustrato y la capa. Estos cambios se pueden

estimar para tomar las medidas oportunas en la pieza base. Esta variación es del 15 al

30

del espesor de la capa y depende de la composición del metal base.

Como ya se dijo antes un acabado superficial de 3,2 Rms no variará durante el

proceso. Los acabados más finos se harán ligeramente más rugosos. No se recomienda

un acabado mayor de 6,4 Rms. En el caso de esta tesis, como se mostrará m as adelante,

en los capítulos de experimentación se realizó la boración con rugosidades cercanas a

4,5 Rm s, que se consiguen mediante chorreado con arena de sílice fina (80-90 AFA).

Sin embargo, las piezas horadas no se pueden rectificar para corregir los errores

dimensionales, pues se produciría la rotura de la capa. El crecimiento en volumen

resultante de la boración es de un 5 a 25 del espesor de la capa (por ejemplo para una

capa de 25 (j,m tendría un crecimiento de 1,25 a 6,25 \im , su valor depende

6



principalmente de la composición del metal base pero puede ser importante para una

combinación dada de tratamiento y de material.

^ • V í

• ^í.v?;-^-->

Figura 9:

fecto

de

borde

en

boraciórP^ ^ *^

61



2.2.1.9. TENSIONES RESIDUALES TRAS LA BORACION.

[25 3 ] j

interfase entre la capa de boruro y el acero es muy irregular, de hecho y a

se ha comentado que presenta un aspecto de d iente de sierra. Las tensiones residuales en

la capa borada a temperatura ambiente son principalmente de compresión, y pueden ser

medidas por métodos mecánicos figuras 20 y 21).

10

a

e

• o

O 0 2 0 4 mr

Distancia desde la superficie

Figura 2 :

ensiones residuales

en capas boradas^^^^

La razón de la aparición de tensiones residuales es la diferencia entre el

coeficiente de expansión entre la capa borada y el acero. La dilatación en el acero es

mucho mayor que en la capa borada que quedará comprimida tras el enfi-iamiento.

62



Es importante señalar también que la microestructura del acero obtenida después

del enfriamiento tras la boración afecta a las tensiones residuales. Las tensiones

aumentan en el orden martensita, martensita revenida, y perlita-ferrita. (ver figura 21).

Se observa que la estructura martensítica revenida a 200°C produce tensiones de

tracción en la capa borada.

200

O

1 2 0 0

I -too

s m

tí

| - 8 0 0

- 1 0 0 0

_ _ 4 .-.

1 Ff a 1

*

. _ n ^ '

•

1

y^ ^

/ I : 1

t

j - - f „ 8 - í — -

' ^

\ 1

V I

I

I

I f í j B i _

20 U 100 UO 20 U 100 l U 20 60 DO KO 20 U UQ i;0 20 60 100 UO tm

Distancia desd e la superficie im

Figura 21: Tensiones residuales en un acero F-1140

horado.

El tratamiento posí

enfriamiento JUe: a

ninguno,

b normalizado, cjnormalizado, templado y revenido a

450 C e normalizado, templado y

revenido

a

2 °C °l

2.2.1 .10 .- TRATAMIENTOS TÉRMICOS POST-BORACION.

24 44] gj objetivo del recocido difusivoes eliminar el FeB producido en la

boración. Sólo es necesario en aleaciones de hierro, puesto que el FeB no aparece en la

mayoría de los aceros al carbono. Si las piezas requieren endurecimiento tras la

boración, el recocido difusivo sustituye a la austenización

63



Las piezas horadas se pueden templar, el calentamiento debe realizarse en

atmósfera de gas protector libre de oxigeno, o en sales fundidas neutras las capas

horadas se oxidan en atmósfera gaseosa a temperaturas mayores que 700 °C). La

máxima temperatura de endurecimiento debe ser de 1050 ° eutéctico, 1174 °C). Debe

evitarse el amoniaco, pues los horuros de hierro se transforman en n itruros a 600 °C. El

FeB resiste el amoniaco hasta los 400 °C, y el Fe2B hasta los 352 °C.

Se recomienda como medio de temple el aceite, baño de sales y el aire. Deben

escogerse bien los parámetros de temple para evitar la rotura. Con cambios grandes de

volumen en el sustrato se producen grietas perpendiculares a la superficie.

Las piezas se deben templar sólo si van a estar sometidas a cierta presión

superficial.

Las piezas horadas pueden recibir tratamientos térmicos para mejorar sus

propiedades en el núcleo, sin afectar a la dureza de la superficie. Las aceros aleados de

alta dureza se pueden templar en aceite. Se debe tener cuidado con la oxidación de la

capa para temperaturas mayores de 700°C. Son adecuados los hornos de vacío usados

para el temple de los aceros de herramientas. También se pueden utilizar hornos al vacío

con temple de aceite especialmente diseñados.

El tiempo de estancia a la temperatura de temple debe ser bajo. Un tiempo largo

puede producir la difiísión de la capa horada, disminuyendo la dureza. Un temple al

6



agua severo, usado para endurecer el acero al carbono, puede producir la fractura de la

capa, debiendo utilizarse aceros aleados de temple en aceite o aire.

o

Antes de borar

• Después de borar

5

Tipo de acero

1) C15:0.12-0.18 C;0.25 Si;0.40 Mn;0.(M5 P;0.045 S

2) C45:0.42-0.5 C;<0.35 Si;<0.80 Mh;0.045 P;<0.(M5 S

3) ClOO: 0.95-1.05 C;0.1O-0.25 Si;0.10-O.25 Mn;0.025 P;0.025 S

4) 61CrSiV5 :0.57-0.65 C;0.7O-1.00 Si;0.60-O.90 Mn;0.035 P;0.035 S;l-1.30 Cr,0.07-0.I2 V

5) 100Ci6: 0.9-1.05 C;<0.35 Si;<0.40 M n;0.030 P;<0.025 S;

1.40-1.65 Cr

6) X40Crl3:0.4-0.5 C;l Si;l Mn;0.045 P;0.03 S;12-14 Cr

7) X15CrNil8.9:0.12-0.17 C;<l Si;<l lkfa;0.045 P;0.030 S;18-19 Cr,<l Ni

igura : R ugosidad de aceros antes y después de

borar

Se puede realizar un proceso de recocido que produce la formación de

una capa de oxido de aspecto cristalino en la superficie del acero. El recocido se realiza

a 750 °C durante 5 m inutos. Durante el enfriamiento, la capa de oxido de boro reacciona

6



con la humedad del ambiente para formar ácido bórico, que como se explicó

anteriormente ejercerá de lubricante a la hora de un trabajo a desgaste.

2.2.2. BORACION DE MATERIALES NO FERREOS

''^'^^^ Se pueden borar materiales no férreos base níquel, cobalto, molibdeno,

metales refractarios y sus aleaciones, materiales cementados y carburos.

El cobre puro no puede borarse, debido a que presenta una barrera considerable

para el boro.

De especial interés es el horado del

niquel titanio

y

sus aleaciones.

Comúnmente, el horado del niquel se ha hecho en la mezcla de gases BCl3-H2-Ar en la

gama de temperaturas de 500 a 1000 °C,

Para el

Permalloy

(45 Ni, 55 Fe) el horado se hace con 85 B4C y 15

Na2C03,

o 95 B4C y 5 Na2B407 mezcla de polvo a 1000°C durante seis horas en

atmósfera de hidrógeno.

' ' La boración del titanio y sus aleaciones se efectúa preferiblemente entre

1000 y 1200°C. Debe hacerse en una atmósfera libre de oxígeno, en alto vacío (0,0013

Pa, o 5-10 torr) y atmósfera de Hj-BCU-Ar de gran pureza. El espesor de la capa TÍB es

66



de \ \Lm a las 8 horas, y de 20 |j,m tras 15 horas de tratamiento a 1000 °C. Se obtendrían

20|im a las 8 horas si la temperatura fuera de 1200 °C La capa horada queda

fuertemente unida al metal base.

Para el

tántalo

se puede aplicar lo mismo. Se obtiene una capa monofásica de

boruro de tántalo en la capa. El espesor es de 45 \\m tras 8 horas a 1000 °C (figura 23).

Figura

23:

Capa horada del

tántalo^^^^

[44,45,46]

j

boración de las aleaciones de níquel se puede realizar a 940 °C. En

las aleaciones Nimonic 80 (0.05 C; 0.70 Mn; 0.50 Si; 20 Cr; 76 Ni; 2.30 Ti;

1 A1; 0,5 Fe) y Nimonic 90 (0.08 C; 0.50 Mn; 0.40 Si; 20 Cr; 58 Ni; 16 Co;

2.30 Ti; 1.40 A1; 0,5 Fe), se obtienen 60

\ím

de espesor a las 8 horas a 940 °C

(figura 24). Al igual que las muestras de titanio las capas en aleaciones de níquel no

presentan dientes de sierra. Las capas forman una superficie lisa sobre el metal base.

7

http://0.0.0.2/Lm

http://0.0.0.2/Lm

http://0.0.0.2/Lm



'*''' Las m icrodurezas de las capas horadas en el

titanio

y los metales refractarios

son muy altas comparadas con las formadas sobre el cobalto y el níquel. Las

propiedades de desgaste de los carburos sinterizados pueden aumentarse por la boración

en el caso del níquel y el cobalto. Las capas formadas sobre el tántalo, niobio, tungsteno

y molibdeno, y no presentan tampoco los dientes de sierra.

El diagrama de fases Ti-B indica que se pueden obtener tres boruros: TiB con

18% en peso de boro, TÍ2B con 30-31%, y TÍ3B4, que ha sido descubierto recientemente.

Figura

24:

Capa horada a 940V 8 horas) de la aleación de níquel INIOO

^^ ' ^

8



^ Esto es aplicable a aleaciones de oro, plata y cobre. F.Matsuda y K.Nakata

explican unas experiencias sobre este tema:

a) Grupos IVa, Va, Vía fácilmente borables) Tabla 7:

Todos los materiales se pudieron endurecer por boración. Sin embargo, el grupo

IVa requiere mayor tiempo de tratamiento. La figura 26 muestra la distribución de la

dureza en la sección borada.

Metales

reactivos y

refractarios

IVa

Va

Via

Ti

Zr

Hf

V

Nb

Ta

Cr

Mo

W

¿Se

endurecen

7

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Tratamie

nto

rc)* h)

1000 23.5

1000 6

1000 6

Superfície

HVs

3300

2960

1540

2960

2200

2700

2190

2410

2250

Dureza

Base

H V B

200

160

290

260

130

150

210

290

440

Ratío

H V S / H V B

16,5

18,5

5,31

11,38

16,92

18

10,42

8,31

5,11

Zona

endurecida

en mieras

10

15

10

20

10

30

20

30

30

Color

después de

borar

gris

gris

brillante

gris

brillante

gris

gris

brillante

gris

brillante

plata

blanca

plata

blanca

plata

blanca

Tabla :

Grupos IVa,

Va, Vía

fácilmente

borables

72]

No se produjeron roturas de la capa en los metales de los grupos IVa y Va. Pero

apareció cierta porosidad en la interfase entre el sustrato y la capa en los del grupo Vía y

entre capas en el grupo IVa.

70



Metales

Aleaciones

Fe y Ni

Aceros

Inoxidables

Fe

Fe36Ni

Ni

304

31 OS

316

321

347

430

¿Se

endurecen?

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Si

Tratam.

( 0*0»)

1000 3

Dureza

Superficie

Hvs

1350

1220

800

1600

1480

1430

1380

1200

1350

Base

HvB

120

170

150

230

170

160

170

180

150

Ratio

Hvs/HvB

11 25

7 17

5 33

6 95

8 70

8 93

8 11

6 66

9

Zona

endurecida

en mieras

30

30

80

20

30

50

50

50

50

Color

después de

borar

gris

gris

brillante

gris

brillante

gris

brillante

gris

brillante

gris

brillante

gris

brillante

gris

gris

brillante

Tabla 8: Grupo VIII

72]

2000

ISOO

z

d

•1000

á

500

leaciones d e hierro y niqucl

B o r a c i ó n : I 2 2 3 K lO.Sks

-T 1

: Fe

Ff 3fiNI

t l

I 1 I

I

1—< L.

0 50 100 150 200

Distancia desde la superficie pm)

Figura

7:

istribución

de l

dureza

en

aleaciones base hierro

y

níquel

72]

72



2000

1500

304

/ 3I0S

tó «0

Aceros inoxidables

Boración : I223K. 10 8ks

O

A

o

•

m

SU S Mí

SU S3 1 0 S

SUS316

SUS321

SUS.J47

SUS 4 30

_] I I I I • • I I I 1_^ I I I I 1 L.

0 50 too 150 200

Distancia desde la superficie pm )

Figura 28: istribución de la dureza en aceros

inoxidables

b.ii) Aleaciones resistentes a temperaturas altas. Tabla 9.

También es importante conocer como se comportan las aleaciones

que van a realizar su trabajo a altas temperaturas cuando las boramos.

La tabla 9 muestra los resultados de la boración para aleaciones

resistentes en caliente.

73



Todas las aleaciones estudiadas fueron horadas con facilidad. La

distribución de durezas obtenidas para el níquel y sus aleaciones se

muestran en la figura 29.

Metales resistentes

al calor

Base Fe

Base Ni

Base Co

Incoloy

800

Inconel

600

U 500

H-B

ZCo

UMCo

Co

¿Se

endurecen?

Si

Si

Si

Si

Sí

Si

Si

Tratam.

rc)* h)

1000 3

Dureza

Superfície

HVs

1190

1030

1070

1410

1400

1900

1300

Base

H V B

180

190

230

210

490

370

290

Ratío

H V S / H V B

6,61

5.42

4,65

6.71

2.86

5,14

4,48

Z«na

endurecida

en m ieras

40

20

40

30

30

20

50

Color después

de borar

gris brillante

plata blanca

gris brillante

gris brillante

gris

gris brillante

gris brillante

Tabla 9: Grupo VIII Aleaciones resistentes a temperaturas altas^^^\

La boración de este tipo de aleaciones se utilizará en un futuro

relativamente próximo. Sólo limita esta utilización el precio del níquel en

comparación con otros metales. Sin embargo, su utilización en algunos

casos es necesaria e insustituible.

c Grupo Ib Au,Ag,Cu) y Illb Al)

No se pueden borar los metales puros pertenecientes a estos

grupos. Sin embargo se han realizado estudios que muestran que es

posible la boración de estos metales mediante la aleación con elementos

con gran afinidad por el boro.

74



2000

Aleac iones resistentes al calor base N i)

Boración: 1223K. 10.8 ks

1 1

1500

TJ

O

O

Vicx»

I

0 0

5 H B

o

•

•

Inconel 600

U-500 U< me1

500)

H B t H o s l e l o y B I

Ni

J . . I

1 I I I I

o 50 100 150 200

Distancia desde la superficie um )

Figura 29:

istribución

de

dureza

en

aleaciones resistentes

al calor

tras

la boración

[72]

c.i.) Au:

En el caso de ciertas aleaciones de oro sí se pueden conseguir superficies

duras por boración. Por ejemplo las aleaciones Au-Cr horadas consiguen los

siguientes resultados figura 30).

En la figura 31 se puede ver la influencia que se consigue con

diferentes elementos de aleación.

75



Está claro que los más efectivos son el cromo y el titanio. De todas

maneras tampoco es deseable una dureza extrema ya que el sustrato es muy

blando.

2000

^ 1 5 0 0

8

z

i n

r«í

Q

^ 1000

X

s

3

Q

500

0

Aleac iones Au-Cr

Boración 1223K . 21.6ks

' 1 1 1 1 1 1 I "T" - I I I I 1 I

—

1

:

lOCr

7Cr

^'•^^'

0

Au - t Cr

• : A u -

3Cr

A : A u -

5Cr

• : A u - 7C r

T : A u - 1 0 C r

1] ICr 3Cr 5Cr 7Cr lOCr

ICflII _ ^ ^ ^ j j ^ * '

SO 100 150

Distanc ia desde la superficie ( J m)

-

-

-

-

-

-

m

oo

Figura 30:

istribución

de

durezas

de aleaciones Au Cr

después

de bora/^^\

c i i Ag:

Se pueden añadir aleantes a la plata para poder borarla. Por

ejemplo los resultados obtenidos con aleaciones A l Mn son bastante

aceptables.

76



B o r a c i ó n 1 2 2 3 K , 2 1 . 6 k s

<3?oa),

T 1 r

A u - N i l l 7 3 K . 2 l . 6 k s )

J

10 20 30

Cantidad de elemento de aleación ( en peso)

40

Figura 3 : Dureza cerca de la superficie enfitnción de el de elemento de aleación en

orcP^^

c.i.i.i

Cu

No se puede borar cobre puro sin embargo es posible borar

aleaciones con Ni Mn Z r Ti y bronces-aluminio.

Las figuras 32 y 33 muestran la influencia del níquel en el cobre

a

la hora de borar asi como la temperatura de tratamiento.



2.2.3. PROCEDIMIENTOS DE BORACION

[ 7 2 22 23 24 56]

^^ implantación de iones en la superficie de matrices utillajes y

herramientas ha evolucionado de tal forma en los últimos años que actualmente

constituye la tecnología punta en el campo de los tratamientos térmicos.

a

o

—I

z

in

>

Z

ua

o.

3

1000

soo

• o

Boración de aleaciones Cu-Ni 21 6ks

— 1

Ó^-o

O

Cu

20

hordníss)

J • I 1 L.

AO 60

Ni i n Cu^psso

60

100

Ni

Figura 32:

Influencia

del

níquel en

el cobre para bora ^^^

r72i

igura

33:

Micografias sobre la influencia d el Ni en el Cu para borar

7 8



Se pueden borar en medio sólido (polvos, pastas), en líquido (sales fundidas) y

en gaseoso (gas, plasma).

En el hemisferio occidental se suele borar por compactación, mientras que el

oriental se prefiere la boración en líquidos. El medio gaseoso no se usa apenas a escala

industrial, dado que se trata de un tratamiento muy reciente.

2.2.3.1.

BORACIÓN EN MEDIO SOLIDO

2.2.3.1.1.

POR COMPACTACIÓN O MEZCLA DE POLVOS

[60,76,102] gg suele realizar con polvos de boración comerciales, que

consisten en un 5 de B4C (como donante de boro) + 5 de KBF4 (como

catalizador) + 90 de SiC (como diluyente). Las piezas a borar se disponen en

una caja al igual que en la cementación. Es importante cubrir toda la superficie a

borar con polvo suficiente (10-20 mm). La parte superior de la caja debe estar

rellena de algún material inerte (como el SiC), con un espesor de al menos 100

mm.

La caja se cierra con una tapa y se introduce en el homo. La caja no debe

ser mayor que el 60 del espacio de la cámara del hom o, y debe ajustarse lo más

posible a la forma de la pieza a borar para aumentar el rendimiento.

79



El rango habitual de temperaturas es de entre 840 y 1050 °C aunque el

valor más habitual es de 900 °C. Durante el calentamiento, el tiempo de paso

entre los 700 °C y la temperatura de boración debe reducirse para evitar la

formación de FeB. Cuando termina el proceso las cajas se retiran del homo y se

enfrían al aire.

Si un acero F-1127 se bora con este método durante 3 horas a 900 °C se

consigue una capa de BFe y BFe2 de 100 mieras de profundidad.

Maarels y Wetterich (1985) mostraron que la reacción es la siguiente:

KBF4 -> KF + BF3

4BF3 + 3SiC + 3/2

O

->

3 SÍF4

+

3

CO + 4B

3 SÍF4 + B4C + 3/2 O -> 4 BF3 + SÍO + C 0 2 Si

B4C + 3 SiC + 3 O2 -> 4 B + 2 Si + SÍO2 + 4 CO

Reacción 1 ^ *

Hay divergencias entre distintos investigadores en el orden en que se

producen estas reacciones pero parece que, al menos a altas temperaturas, el

carburo de silicio es uno de los reactivos.

8



Se puede observar en las fórmulas que el oxígeno es necesario para la

reacción. El componente KF es liquido a la temperatura de boración y es el

responsable de la sinterización de los polvos de boración. Geouriot propuso la

utilización de BF3 en vez de KBF4 como catalizador y desarrolló un proceso

especial de boración llamado Borudif

Como ya se mencionó es deseable la formación de una capa monofásica

de subboruro de hierro. Esta no se puede obtener con metales de alta aleación

cuando se usan polvos comerciales. La tabla 10 muestra la influencia del

contenido en B4C de la mezcla de polvos en la formación de la capa borada

sobre diferentes aceros.

cero

C15

C45

42CrMo4

61CrSiV5

C100

100Cr6

145Cr6

X40Cr13

Inox 18/8

B4C

2.5

No Fe B

No Fe B

No Fe B

No Fe B

No Fe B

No Fe B

sólo esquinas

capa cerrada

capa cerrada

5

No Fe B

No Fe B

sólo

esquinas

sólo

esquinas

sólo

esquinas

dientes

indiv.

capa no

cerr

capa

cerrada

capa

cenrada

7,5

sólo

esquinas

sólo

esquinas

dientes

indiv.

dientes

indiv.

dientes

indiv.

capa no

cenr

capa

cerrada

capa

cerrada

capa

cen-ada

10

dientes indiv.

dientes indiv.

capa no

cen'ada

capa censada

capa cerrada

capa cerrada

capa cenrada

capa cerrada

capa cerrada

Tabla

1 :

Influencia

del

contenido

de

B4C

de la

mezcla

de polvos en la formación de la

capa

horada ^^ ^ ^

8



En la figura 34 se muestra la influencia del contenido de B4C en la

formación de la capa horada del acero 42 CrMo 4 (0,42 C, 1 Cr, 0,25 Mo).

[103]

Disminuyendo el contenido en B4C al 2,5 se puede obtener una

capa horada sin FeB. Con aceros más aleados este método no es efectivo. En

estos casos se recomienda añadir entre un 5 y un 15 de polvos de cromo a la

mezcla (de 10 al 15 para aceros con mucho contenido en Cr).

Dehido a la gran afinidad entre el horo y el cromo, se formará un horuro

de cromo Cr2B muy estable, por lo que la disponibilidad del polvo para ceder

horo queda reducida.

Figura 34: Influencia del contenido en B C en la formación de la capa horada

del acero

42CrM o4 ^^^^

Una nueva variante de boración en medio sólido es la técnica del lecho

fluidizad o. El medio fluidizado es un polvo de boración especial que debe ser

8



tratado con un gas sin oxígeno (como la mezcla N2/H2; von Matuschka y

Trausner, 1986). ^ ^

Cuando se realiza la boración con pasta, se necesita un gas protector o un

homo de vacío. Este proceso es especialmente interesante si sólo se desea una

boración parcial de la pieza.

La principal dificultad del método es que requiere un utillaje específico y

el consumo de producto de boración es muy elevado.

El espesor de la capa borada depende de la temperatura, el tiempo de

boración, y la composición del acero (figuras 35 y 36). En la tabla 11 se

muestran recomendaciones sobre el grosor de la capa para varios aceros y sus

temperaturas de boración y endurecimiento.

2S

I 2

1

I

¿ 8 12

Tiempo de boración

Cí 5

CKX

X 0Cr6

xcocn3

»6

Figura

35: nfluencia

delacero en el

espesor de

capa borada Se

boro

en pasta

comercial a POOT^^ ^^

83



3

pm

25

2

s

2

« 15

c

aj

u

u

O

1

1

5

0

Tiempo de horado 4 horas

(ÍOO 650 950 C

Temperatura de boración

C45

ClOO

WOCrS

XA Crl3

1050

igura 36: Influencia del tipo de acero y de la temperatura de boración en el

espesor de la capa horadcP ^^

cero

C45

42CrMo4

90MnCrV8

105WCt€

X165CrMoV12

X210CrW12

Temperatura de boración

Sin

Enfriamiento

920

920

880

900

880

880

Con

Enfriamiento

880

880

840

840

1020

980

Temple después del

enfriamiento de la

boración

Temperatura

°C)

840

840

800

820

1020

950

IVIedio

aceite/

sales

aceite/

sales

aceite/

sales

sales

sales

sales

Espesor

de la

capa

borada nm)

Sin

Temple

40 200

20 150

40 100

40 100

20 80

20 80

Con

Temple

60

60

40

50

40

40

Tabla

11:

Recomendaciones para borar dependiendo de los aceros y de la capa

conseguida^^ ^^

84



Se pueden también borar por este método, además de aleaciones base Fe,

las aleaciones base N i, Cr y

Mo.

Y no se pueden borar por este método debido a

la gran sensibilidad frente a los gases nitrógeno, hidrógeno, oxigeno y vapor de

agua) las aleaciones base titanio, circonio, tántalo y hafnio.

Existen polvos comerciales como los propuestos y patentados por

Lindberg Heat Treating C o. y que se muestran en la siguiente tabla tabla 12).

Estos polvos son los mayoritariamente aplicados en todas las empresas del sector

tanto en América como en Europa

Asia.

En dicha tabla se da el nombre del producto, el tamaño de grano de las

partículas, la densidad y

fin lmente

se hacen comentarios sobre las características

del producto obtenido tras la boración.

Se explica igualmente cuál es el método para aplicarlo y qué tipo de

atmósfera es la apropiada para realizar el tratamiento.

2.2.3.1.2. CON PASTAS

[60,90,91] gg realiza con pastas aportaderas del boro. Éste método tiene

ventajas como la facilidad de aplicación, la posibilidad de hacer boración

selectiva, facilidad de eliminar los residuos y ser relativamente barato.

8



Para la aplicación de este método es importante la preparación de la pieza

a borar. Debe de dejarse sin polvo, grasa u óxido. Tras el pulido y la limpieza se

impregna de pasta borurante, se seca y se procede a la difusión. Las

temperaturas están entre los 900 y 1050°C.

El tiempo vendrá fijado en función de la capa deseada. En general está

entre 2 y 5 horas.

Agente

borante

EKabor-1

EKabor-2

EKabor-3

EKabor-HM

Tamaño de

grano

<150

<850

¿1400

¿150

EKabor-Paste

EKabor-WB

EKrit

200-400

<420

Densidad de

compactación

g/cm^)

1,8 aprox

1,5 aprox

0,95 aprox

0 95 1 5

aprox

1,9 aprox

0,95 aprox

1,55 aprox

Comentarios

Muy alta calidad

Excelente superficie y muy fácil de eliminar

después de la boración

Muy buena superficie,relativamente fácil de

eliminar tras el tratamiento

Para metales duros, piezas pequeñas y capas

estrechas. Muy buen acabado de la superficie

Aplicable universalmente, por inmersión, spray.

se necesita gas inerte)

Previsto para lecho fluidizado sin oxígeno, en

atmósfera de gas

Cubre el metal evitando la penetración del

oxígeno durante la boración con agentes

sólidos.

Tabla

12:

abla con datos suministrados por la empresa por Lindberg Heat

reating Co que cuenta con varias patentes comerciales de productos para

bor r ^^1

2.2.3.2.- BORACIÓN CO N LÍQUIDOS

Se realiza en sales fundidas con bórax Na2B407) con o sin electrólisis. Se usa el

compuesto Na2B407 líquido, sin agua, y se le añaden B4C y SiC.

86



En esta tesis la boración se ha hecho en baño de sales fundidas sin electrólisis,

que es precisamente el método del que no se habla prácticamente en la literatura

encontrada.

En este apartado solamente se hace una breve descripción del método con

electrólisis.

2.2.3.2.1. BORACIÓN LIQUIDA CON ELECTRÓLISIS

[12,28,34,56,104,105,106] T • . ' '. . j ' j rr^

'

La

pieza actúa como cátodo; como ánodo se usa graiito

o platino.

La boración líquida con electrólisis se realiza con sales fundidas de bórax,

al las que se añade B4C o SiC. En la figura 37 se muestra la capa horada

obtenida con sales fundidas de bórax al que se le ha añadido un 30 de SiC. Se

obtiene una monofase Fe2B.

El método electrolítico tiene algunos inconvenientes, como que el espesor

de la capa o es uniforme debido a diferentes densidades de corriente o debido al

efecto sombra en el lado del ánodo.

Industrialmente se utiliza un proceso llamado

Proceso T.D. Toyota

Deposition) ^^^ ^^\

El método se basa en la implantación de un ion contenido en

87



el seno de un baño fundido, el cual reacciona con el carbono del acero para

formar el carburo correspondiente.

1

;

\ , •

• •• • <

,1

*

1

\\¡¿ ¡

V:x:-T

• • • • ; • • •

i ^ ^ H H

1 J^ . ^ í

, ,1

í f

1^31^1^^

i^p

/ ••

^ - í r ^ Ü 1 nm

Figura 7: Capa de boro obtenida con sales fundidas de bórax con 30 de SiC.

Se trata de un acero C45, está borado 95 °C durante 5 horas. ^^

El proceso exige temperaturas de aplicación semejantes a las del CVD chemical

vapor deposition) 900-1000°C) con las limitaciones propias de este método pero con la

enorme ventaja de su simplicidad y, por consiguiente, menores costos.

FUNDAMENTO TEÓRICO DEL SISTEMA T.D.

Básicamente el baño fundido entre 900-1000°C está compuesto por bórax

al cual se adicionan diversas proporciones de ferroaleaciones de los elementos a

implantar

V Nb Cr...



Con este método se intenta formar carburos en la superficie carburos de

vanadio, niobio, cromo, etc.). No es, por tanto, una boración, tal y como se está

estudiando en esta

tesis,

pero explica cual es el procedimiento y en que se basa la

disociación y posterior implantación de un cierto ion en un m etal base. A demás,

da información sobre la energía de activación requerida para disociar el boro del

bórax, lo cual es necesario también en el caso estudiado.

Los elementos que es posible implantar vienen condicionados por la

energía libre de formación del óxido correspondiente frente a la del B O

procedente de la disociación del bórax.

En la figura 38 se puede observar cuales son las energías libres de

formación de diferentes óxidos que puede ser usada para elegir el ion a

implantar.

Así elementos tales como el calcio, el magnesio o el aluminio, en el seno

del baño de bórax producen la disociación del Na,B O, con formación de boro

4 7

libre capaz de producir la boración de la aleación sumergida en el baño; mientras

que elementos como el vanadio, niobio y cromo forman el carburo

correspondiente en presencia del carbono contenido en la aleación.

9



Esto significa que en el caso que de la boación, se deberá añadir al baño

elementos como calcio, magnesio o aluminio, y en general cualquiera que

disocie el bórax produciendo boro libre.

•<

o

o

• H

E

•O

->

(0

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•H

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1 .6

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A l 0 T a O ^ W

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Si j r Co

B o i

•

. ? f > 3 l : . . .

- 1 2 0 - 8 0 - ¿ , 0

n

Energía libre de (or.-nación del óxido

(Kc/atm grde 0)

A Solución sólida

X No reacciona

o Boruros

• Com puesto Fe

Figura 8: Energías li res deformación de diferentes óxidos ^

En la figura 38 se pueden observar los elementos capaces de producir la

formación de capas de boruros dada su baja energía libre para la formación del

óxido (frente al B O ), gracias a la fuente de alimentación de boro que implica

la reducción del citado compuesto.

9



Si los elementos adicionados al baño con baja energía libre para la

formación de carburos, tienen además una m enor energía libre para la formación

del óxido que la del B O3 , se obtienen capas mixtas de carburos y boruros. Son

elementos de este tipo el Ti, Ta y el Mn.

En la figura 39 se pone de manifiesto que el aditivo agregado al baño, así

como el porcentaje de carbono del acero, son los factores determinantes de la

capa obtenida.

0

OJ

0

Q.

ií

C

0)

SO

40

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20

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• 0 C

0 0

1 1 . / .

Contenido en carbono del acero

•

•

I J . K

0 B o r u r o

• C a r b u r o

•

Figura 9:

nfluencia

del

aditivo

del

baño

y del

tipo

de acero ^^

En un baño que contiene elementos con altas energías libres para la

formación de carburo así como para la formación de óxido, no se obtienen capas

ni de carburos ni de boruros.

9



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o

c

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- I J O - ^ 0 - ' l O 0

Energía libre de formación del óxido

Kcal/átonrx) g r de 0

O B o r u r o • C a r b u r o

• C o m p u e s t o B o r u r o + C a r b u r o

X N

. R e a c c . o b o r u r o

Figura

4 : elación entre

la

energía

deformación de las

capas

en un

acero

de

alto

contenido

en

carbono

y las

energías

necesarias para formar

óxidos

y

carburos ^ l

^ -t

5 10 15

Fe-Al en pesó

• Carburo O Boruro K No reacciona

Figura

42 :

Tipo de capa se puede obtenei^^^^

9



Los espesores de las capas obtenidas pueden ser controladas con gran

precisión, en función del tiempo de inmersión, la temperatura del baño y la composición

del metal base.

Propiedades de las capas obtenidas por el proceso T D

[18,50]

Las capas obtenidas por el proceso T.D. tienen propiedades de resistencia

al desgaste, resistencia al gripaje y resistencia a la corrosión comparables a las

obtenidas por procesos similares como el CVD deposición de vapor química), o

PVD deposición de vapor física), con la ventaja adicional de garantizar una

excelente adherencia de la capa.

El gran interés tecnológico del sistema PVD reside en la posibilidad de

operar por debajo de los 500°C y, por tanto, sobre piezas totalmente terminadas.

Sin embargo, este proceso en medio líquido presenta varias desventajas:

- La eliminación excesiva de la sal al sacar la pieza y la reposición del

boro es esencial después del tratamiento.

- Para lograr la reproducibilidad de la boración, no debe permitirse que la

viscosidad del baño aumente. Se tratará, por tanto, de regenerar el baño

de sales, lo cual supone un coste alto de m antenimiento.

94



- En algunas ocasiones puede ser necesaria la protección contra vapores

corrosivos.

La boración en baño de sales de materiales férreos se efectúa en una

mezcla de bórax fundida a una temperatura entre 900 y 950 °C, a la cual se le

añade un 30 en peso de B4C. La boración puede mejorarse reemplazando un

20 en peso de B4C con ferroaluminio, que es un reductor más efectivo. Los

mejores resultados se han conseguido usando una mezcla de baño de sal que

contiene 55 de bórax, 40 a

50

de ferroboro, y 4 a

5

de ferroaluminio.

Se ha demostrado también que la mezcla 75:25 KBF4-KF se puede usar

con temperaturas superiores a los 670°C para borar aleaciones de níquel, y con

temperaturas más altas para aleaciones férreas, permitiendo el desarrollo de la

capa con un espesor adecuado.

En el caso de boración electrolítica en bórax fundido, la pieza se dispone

como cátodo usándose grafito como ánodo. En este caso la temperatura será de

940°C durante cuatro horas. Las piezas se enfrían al aire.

En general, las piezas deben girar durante el tratamiento para obtener una

capa uniforme.

95



2.2.3.2.2. BORACION LIQUIDA SIN ELECTRÓLISIS

No se ha encontrado información en ninguna de las referencias estudiadas

respecto a este método, que es precisamente el que se ha aplicado en esta tesis.

Se desarrollará más ampliamente el proceso seguido en el apartado 3.1 titulado

Proceso de boración .

2.2.3.3. BORACION CON GAS

[8,9,19,20,36,43,56,59,60,86,87,96,97,98,107,1151 c . . . , , -u i u J

' ^ En prmcipio, solo es posible borar usando

ciertos medios gaseosos, como BCI3 y BjHe, aunque no se han establecido a nivel

industrial. Esto se debe a que los gases son tóxicos y/o corrosivos, lo que dificulta su

aplicación.

Hegewaldt descubrió que se podía aplicar la boración gaseosa a los aceros

aleados a una temperatura de unos 650 °C. La figura 44 muestra una representación

esquemática del equipo necesario para realizar la boración gaseosa. Se trata de un

homo PIT-TYPE sellado al vacio en el que las zonas en contacto con el gas tienen un

recubrimiento de protección.

El gas necesario para la boración consiste en una mezcla de N2/H2 y

BCI3.

La

proporción de

BCI

es muy pequeña, para impedir la formación de FeCb (corrosión).

9



2.2.3.4. BORACION POR PLASMA

[4,7,418,26,35,41,47,49,53,62,65,68,78,79,80,82,88,93,94,112,114] T- • x- i

'• '

Este proceso tiene lugar en

un medio similar al de la boración gaseosa.

Se han realizado diversas investigaciones Casadesus y Gantois, 1978;

Deamley, 1986), aunque con pocos resultados aplicables a nivel industrial. El

único proceso con cierta aplicación es el denominado P.V.D Phisic vapor

deposition) que está basado en la extracción por medios físicos evaporación o

pulverización) del metal a implantar y su combinación con un gas reactivo en

medio plasmático para obtener los compuestos deseados.

B C i , - [ v } - C Í 3 -

Figura 43:

squema

del homo necesario para

borar con

gas. a).-piezas a borar b).

resistencias para calentar y c).-paredes del

homo^^ '^

9



Entre las técnicas de evaporación se encuentra el efecto Joul, el bombardeo

electrónico, la inducción o el arco eléctrico.

Las piezas a recubrir son polarizadas negativamente a un alto potencial para

crear el régimen de descarga luminiscente necesario para las reacciones en fase gaseosa.

La pulverización catódica utiliza la aceleración de iones no reactivos Ar+ por

ejemplo) para extraer el metal a implantar de la fuente suministradora, la cual está

sometida a un fuerte potencial negativo.

El metal o compuesto se deposita a continuación en la pieza a tratar.

Industrialmente también se aplica el llamado proceso C.V.D Chemical vapor

deposition), que u tiliza la descomposición a alta temperatura de un halogenuro del metal

a implantar y la combinación del mismo con un gas reactivo, para formar los

compuestos característicos buscados.

Su principal limitación reside en que la temperatura necesaria para efectuar el

proceso y los condicionantes técnicos del mismo exigen, para la mayor parte de los

aceros, un tratamiento térmico posterior generalmente en hom o de alto vacío.

9



2.2.4. APLICACIONES DE LA BORACION

[23,24,33],

actualm ente la boración se aplica para elevar la resistencia al desgaste

de las piezas de máquinas y herramientas. Así, por ejemplo, en Rusia la boración se

aplica a las piezas de máquinas que trabajan en condiciones de desgaste por abrasión:

piezas de vehículos oruga, cadenas, bombas de sondeos y de lodos,

turboperforadores,etc, para las piezas de los moldes para fundición de las aleaciones de

aluminio, troqueles estampados en frío y en caliente, etc. En Inglaterra, a las

herramientas cortantes se las somete a boración seguida de nitruración. En los EEUU , la

boración con gas se aplica en la industria espacial.

En función de las condiciones de trabajo, del material de base y del proceso de

boración se obtiene un aumento de entre dos y diez veces de la resistencia al desgaste.

^ ^ A continuación se describen algunos de las muchas aplicaciones ya

probadas en la práctica:

• Las matrices superior e inferior de las herramientas de presión usadas para producir

crisoles cerámicos. La boración aumenta tres veces la vida de estas matrices.

Los discos de molido para las plantas de tostado de café. Se incrementa en cinco

veces la vida de los

F-1141.

99



• Los tambores para la maquinaria textil.

• Los engranajes de las bombas diesel de aceite. El 42CrMo4 borado se endurece

hasta 52-55 HRC para reducir el desgaste adhesivo y por fricción.

• Las válvulas modulantes de alimentación de agua. El acero X12 Crl3 borado y con

tratamiento térmico dura nueve veces más que el no borado.

• Las matrices de estampación sujetas a desgaste adhesivo. El X165CrMoV12 borado

de forma selectiva para reducir las soldaduras en frío aumenta la vida de las matrices

entre ocho y diez veces.

• Los taladros tambores y componentes de las matrices para extrusión e inyección

para reducir la fricción y aumentar su vida útil.

• La vida útil de los tomillos de extrusión que se usan para procesar plásticos que

contienen fibras minerales o de vidrio aumenta considerablemente tras ser sometidos

a proceso de boración.

• En equipos de tamizado para seleccionar granos abrasivos la grasa de los cojinetes

se inunda de granos de todos los tamaños. En condiciones normales un plato de

acero st 37 que se usa para la preparación de carburo de silicio está tan desgastado

después de 3000 horas que las ranuras de lubricación han desaparecido. Esta placa

100



tiene que ser desmontada y mecanizada. Sin embargo, otra placa con una capa horada

de 200|im de espesor se utilizó en condiciones semejantes durante 9000 horas y

todavía estaha en buen estado. La experiencia muestra que la vida útil de estas placas

de St 37 usadas en el tamizado de granos de carburo de silicio es cinco veces mayor

15000 horas) con una capa horada de 0,2mm de espesor.

La primera aplicación de la horación a gran escala tuvo lugar con las cajas de

cambios de motores de gasolina en 1979. También se ha aplicado a engranajes

helicoidales de vehículos y motores estáticos.

La vida útil de los discos de molido de plantas de tratamiento de café ha aumentado

cinco veces. También se boran pequeños discos de molido, como por ejemplo los

discos de acero sinterizado de los molinillos de café.

Las uniones encadenadas de los equipos colectores de silos están forjadas. Se está

investigando la aplicación de la horación en las cintas transportadoras. Las

investigaciones continúan, pero los resultados para la abrasión y la corrosión son ya

claros.

Los tubos para los equipos de fundición en continuo del zinc tienen una vida útil 15

veces mayor si son horados.

101



• La boración protege las bolas de las válvulas de bola de acero inoxidable contra

desgaste abrasivo. Estas válvulas boradas se usan para las conducciones de gases o

líquidos con contenidos altos de sólidos abrasivos como en depuradoras con áridos

en las aguas y la industria petrolífera. De igual interés es la boración de equipos de

transporte neumáticos donde se transportan gases con polvos abrasivos.

• Las matrices para abrazaderas de tuberías de acero se hacían de acero

32CrMoCoV 12 tratado térmicamente y cromado. Estas matrices se reemplazaban tras

una producción de 10.000 piezas. Si este material se bora y se trata térmicamente

hasta alcanzar los 58-60 HRC la herramienta presenta una superficie pulida y con las

dimensiones especificadas tras la producción de 20.000 piezas.

• La boración de conos de acero X4 0C rl3 para la industria del vidrio se basa en las

propiedades de NON-STICK de la capa horada para fundir vidrio. Este tipo de cono

es más barato que por ejemplo el cono reforzado con estellite.

• Las válvulas que anteriormente estaban construidas en acero tipo inoxidable

austenítico con recubrimiento estellite y duraban en condiciones severas 7500 horas

actualmente se les estima una duración de 18000 horas gracias a una capa horada de

30 a 60 mieras.

1 2



Un punzón y matriz de acuñación en frío construidos en acero

F 522

perdían el

relieve después de 7000 unidades. Actualmente, después de ser horados con 50

mieras de espesor de capa se superan las 35000 unidades.

• Una aplicación excelente de las capas horadas lo constituye el proceso de roscado por

rodillos. Los rodillos con 15-30 mieras de capa horada tienen una duración 2 o 3

veces superior a los convencionales.

• Para el caso de inoxidables austeníticos para tamices para sustancias abrasivas y alto

poder corrosivo el horado aumenta su rendimiento un 300 .

Material DIN)

St37

C15(Ckl5)

C45

St50-1

45S20

Ck45

C60W3

X210Crl2

115CrV3

40CrMnMo7

X38CrMoV51

X40CrMoV51

X32CrMoV33

X155CrVMol21

105WCr6

X210CrW12

60WCrV7

APLICACIONES^^^^

Cojinetes, hulones, inyectores, tuberías, chapas base, tom illos,

cuchillas, guías para roscas.

Engranajes, ejes de bombas.

Ejes, pernos, husillos, arandelas, discos de esmerilar, hulones.

Toberas, llaves.

Manguitos, cigüeñales.

Toberas o inyectores para quemadores, rodillos, ejes, puertas

de chapa.

Mandriles, barras guías

Cojinetes, herramientas de prensar, chapas, cigüeñales,

punzones, troqueles

Troqueles, expulsores, guías, pasadores

Matrices para curvar

Pistones, cilindros de inyección

Moldes para lingotes, matrices machos y hembras para trabajo

en caliente, discos.

Punzones de inyección (moldeo), roscas, matrices macho y

hembra para trabajo en caliente, herramientas para prensas

Rodillos de conformado y prensas, matrices de prensas.

Rodillos

Rodillos para doblar

Matrices de dibujar y de prensas, troqueles, revestimientos,

103



X165CrVMol2

56NiCrMoV7

X45NiCrMo4

90MnCrV8

lOOCró

Ni36

X50CrMnNiV229

42CrMo4

50CrMo4

17CrNiMo6

16MnCr5

50CrV4

X12CrNi l88

X5CrNiMol810

G-

X10CrNiMol89

XlOCr lS

X40Cr l3

X35CrMol7

Fundición dúctil y

gris.

troqueles, casquillos.

Matrices de dibujar, rodillos para laminación en caliente

Matrices de extrusión, cojinetes, casquillos, punzones para

forjar, punzones de forjar.

Matrices de embutir, amortiguadores y troqueles de prensas

Moldes, plegadoras, herramientas de prensas, rodillos,

cojinetes, ejes, guías, discos, troqueles perforadores.

Rodamientos, rodillos, guias.

Partes de los equipamientos para fundiciones de materiales no

férreos.

Herramientas no magnetizables (tratables térmicamente)

Herramientas de prensas, tomillos de estirado, rodillos,

tambores de laminación, válvulas antirretomo.

Bases para toberas

Engranajes cónicos, engranajes de tomillo sin fin, ejes,

componentes de cadenas

Engranajes helicoidales, guías

Platos de empuje, empalmes, muelles de válvulas, muelles de

contacto.

Tomillos, cojinetes

Tomillos de cabeza ranurada, partes de la industria textil y de

goma

Válvulas, parte d e la industria quím ica y textil

Componentes de válvulas, herrajes

Componentes de válvulas, émbolos, herrajes, partes de plantas

químicas

Ejes, válvulas, husillos

Partes d e la industria textil y molde s, cam isas y troqueles.

2.2.5. BORACION MULTICOMPONENTE: UN TRATAMIENTO ESPECIAL

Se trata de un tratamiento termoquímico que consiste en la difusión

consecutiva de boro y uno o más elementos metálicos. Este método fue propuesto por

primera vez por Zemskov Kaidash (1965). Se realiza en dos etapas:

104



1. Boración de la forma habitual, produciendo una capa compacta de al menos 30[im de

espesor. Se tolera la presencia de FeB, incluso puede ser útil en algunos casos, pues

los boruros de los metales difundidos en la superficie borada pueden necesitar mas

boro que hierro en la segunda etapa.

2.

Difusión de los elementos metálicos en la superficie borada, mediante mezclas de

polvos (como la mezcla de ferrocromo -como donante de C r-, NH4CI -catalizador-, y

AI2O3 -diluyente-) o en bórax fundición (Chatterjee-Fischer, 1986). La temperatura

varía entre 850 y 1050 °C.

Los recubrimientos más interesantes se obtienen mediante:

• borocromado: los recubrimientos son resistentes al desgaste y a la corrosión.

• borovanadizado o borocromovanadizado: recubrimientos muy resistentes al desgaste

• borocromotitanizado: recubrimientos muy resistentes al desgaste abrasivo y a la

corrosión

• boroaluminizado: recubrimientos con gran resistencia a la corrosión especialmente en

ambientes húmedos.^

Las capas borovanadizadas y borocromovanadizadas son muy dúctiles, a

pesar de que su dureza supera los 3000HV 0.015. Por tanto, hay pocas posibilidades de

que se produzca exfoliación en condiciones de cargas de impacto.

105



M DE SÁ RR OL LO DEL MÉTODO EXPERIMENT L

3 1

RESUMEN DEL MÉTODO EXPERIMENT L

El objetivo de esta tesis era doble por un lado el estudio del proceso de boración

en baño de bórax fundido sin electrólisis precisamente aquél del que no existen

prácticamente referencias bibliográficas y que sin embargo parece inicialmente el más

económico y de menor complejidad técnica en comparación con el resto de

procedimientos descritos anteriormente; por otro analizar la influencia que la boración

tiene sobre la respuesta frente a la corrosión electroquímica en diferentes m edios ya que

si bien también existe numerosa bibliografía sobre la influencia de la boración en la

dureza y resistencia al desgaste y a la abrasión aquella es casi inexistente sobre la

resistencia a la corrosión.

Para la realización del estudio se boraron en las condiciones que se indican más

adelante tres aceros de construcción de gran utilización industrial. Una vez comprobada

la viabilidad de borar en baño de bórax fundido con buenos resultados técnicos se

amplió el estudio utilizando ahora sólo uno de los tres aceros cara a optimizar el

procedimiento y establecer experimentalmente la cinética de la boración en las

condiciones prefijadas a diferentes temperaturas.

Posteriormente se realizó el estudio metalográfico de las capas boradas

obtenidas en diferentes condiciones de temperatura y tiempo y se determinó su espesor

106



mediante análisis de imagen. Naturalmente también se midió la dureza alcanzanda tras

los diferentes tratamientos.

Por último, utilizando diferentes electrolitos, se determinaron la pérdida de peso

de probetas boradas y no horadas con el fin de comparar la resistencia a la corrosión

obtenida.

3.2. BORACION

El proceso de boración requiere, como cualquier proceso termoquímico, un

crisol adecuado y un m edio que proporcione un potencial de boro activo suficiente para

difundirse en el acero. Evidentemente, la elección del crisol depende de las

características del medio.

Como medio ya se ha indicado que se iba a utilizar bórax comercial (tetraborato

sódico decahidratado, B2O7Na4 10 H2O), producto de bajo precio, 145 pta/kg, que se

vende comercialmente en forma de polvo blanco.

La mayor dificultad para la utilización del bórax consiste en su baja densidad en

la forma de polvo, por lo que es aconsejable fundir previamente el polvo para obtener

un sólido verdoso con apariencia de cristal, exento de agua de hidratación, y que se

presta mucho mejor al proceso de boración.

107



Para disociar al bórax en estado fundido y obtener boro activo, pueden emplearse

diferentes metales: magnesio, calcio, silicio, aluminio, etc. Tras las pruebas efectuadas

se mostró como más efectivo la mezcla de aluminio y silicio, en concreto se utilizó la

aleación de aluminio con 12 de silicio

L-2521,

y cuya temperatura de fusión, 577°C,

es mucho menor que las temperaturas utilizadas en el proceso la cantidad añadida al

abaño fue la definida estequiometricamente para disociar completamente el bórax.

Debe indicarse que el Al-Si no se disuelve en el baño y, una vez enfriado éste, se

puede recuperar aislado del bórax en el fondo del crisol por su mayor densidad.

En cuanto al crisol para introducir el bórax se ha mostrado como fundamental en

el proceso cara a la aplicación industrial. Por un lado el crisol debe tener la suficiente

resistencia mecánica y tenacidad como para ser utilizado industrialmente y no sólo a

escala de laboratorio. Estos requisitos eliminan los crisoles cerámicos y los de grafito,

que además tampoco han mostrado resistencia a la corrosión por el bórax fundido

suficiente. Sin duda la resistencia a la corrosión por el bórax fundido a alta temperatura

(700-1000°C) es el parámetro de diseño del crisol, aunque no cabe olvidar la

importancia de las propiedades mecánicas. Los crisoles de acero dulce y los de aceros

inoxidables y refractarios mostraron comportamientos inaceptables tanto para la

utilización industrial como para simple de laboratorio. Unas pocas utilizaciones a

temperaturas de 850°C conducían a la perforación del crisol y a pérdidas de peso

inaceptables como resultado de la corrosión generalizada. Es de destacar que la

corrosión en el crisol a la altura de la superficie libre del bórax fundido conducía a un

108



escalonam iento en el crisol de más de Imm , producido por un único tratamiento.

Igualmente el ataque por corrosión química a alta temperatura de las paredes exteriores

del crisol se mostraba como otro factor no despreciable a la hora de elegir el material.

Los mejores resultados se obtuvieron con un crisol fabricado por moldeo con una

fundición de tipo silal de la siguiente composición química:

%C 2.5

%Si 6

%Mn 0.5

%P 0.04

%S 0.02

En primer lugar debe indicarse que estas fundiciones son del tipo gris ferrítica

con carbono tipo ínterdendrítico. Su utilización industrial está justificada por su buena

resistencia a la corrosión a alta temperatura, no sufrir problemas de hincham ientos por

calentamientos repetidos a estancias prolongadas a temperatura, excelente colabilidad y

aceptable resistencia mecánica (10-16 kg/mm ).

El alto contenido en silicio de esta fundición justifica también la elección de este

material, ya que se sabe que las aleaciones férreas altas en silicio no se boran o lo hacen

con mucha dificultad, lo que evita un horado del crisol que se traduzca en una alteración

del horado de la pieza.

109



Por último con respecto al calentamiento se efectuó en un homo de mufla con

resistencias eléctricas. Para evitar la rápida corrosión de las resistencias por el bórax es

aconsejable disponer el crisol con tapa y utilizar bórax previamente fundido con objeto

de no precisar adiciones de bórax en polvo al crisol para su llenado lo que da lugar al

vertido de bórax sobre las resistencias de la solera en caso de disponer el homo de ellas.

Más aconsejable que las muflas paralelepipedas son las muflas cilindricas con

resistencias aisladas del crisol. Al realizarse el tratamiento durante varias horas en un

baño líquido de sales fundidas no existe riesgo de heterogeneidades térmicas aún

teniendo en cuenta la alta viscosidad del baño fundido. Con respecto a la viscosidad del

baño se ha mantenido la del bórax fundido sin tratar de disminuirla utilizando

diluyentes como es práctica común en los tratamientos termoquímicos.

Para la práctica industrial será aconsejable disminuir la viscosidad del baño

fundido con objeto de reducir al mínimo las sales pegadas a la pieza tras el tratamiento y

por tanto facilitar su limpieza por los métodos que m ás adelante se explican.

Al igual que en otros tratamientos termoquímicos es muy conveniente disponer

junto a la pieza a tratar probetas testigo de idéntico material y que sacadas tras los

tiempos oportunos del baño muestran el avance real del tratamiento.

Es importante indicar que como ya se ha dicho antes aluminio por su mayor

densidad se deposita en el fondo del crisol y que las probetas no deben estar en contacto

11



con el aluminio pues éste impediría la boración. Para ello debe evitarse que las probetas

toquen el fondo del crisol, bien disponiendo un enrejado o por cualquier otro

procedimiento que se juzgue oportuno.

3.2.1. PREPARACIÓN DE LAS PROBETAS

Para la boración se han utilizado probetas cilindricas obtenidas de redondo

calibrado de 15 mm de diámetro. Inicialmente, y como ya se dijo anteriormente, se

boraron probetas de los siguientes aceros de construcción

C Mn Si P S N¡ Cr Mo

F-1110 0'15 0'55 0'30 <0'035 <0 '03 5

F-1140

0'45 0'65 0'30 < 0 035 < 0 035

F-127

0'35 0'70 0'27 <0'035 <0'035 1'80 0'80 0'25

Puede decirse que estos aceros se utilizaron para la puesta a punto del proceso de

boración: material del crisol, composición del baño, temperaturas y tiempos más

adecuados, etc. Una vez comprobada la viabilidad del procedimiento con los tres aceros

citados, se desarrolló el método experimental utilizando exclusivamente el acero F-

1140.

111



Las probetas se obtenían por tronzado del redondo sin medidas especiales de

refrigeración, dadas las dimensiones del redondo y que la temperatura del tratamiento de

boración es muy superior a la que se podía alcanzar durante el tronzado.

Las dimensiones de las probetas obtenidas eran de 15 mm de diámetro y 15 mm

de altura. Una vez cortadas y eliminadas las posibles rebarbas las probetas se chorreaban

con arena de granulometría 80-90 AFA Am erican Foundry Asociation) con objeto de

obtener una rugosidad adecuada y similar para todas ellas. De los perfiles de rugosidad

obtenidos se deduce que la rugosidad alcanzada es de 4,5 Rms.

Una vez boradas las probetas se sacan del baño líquido y se enfi-ían al aire

tranquilo quedando recubiertas de una capa de ácido bórico de consistencia parecida a la

de un cristal. Este ácido bórico es muy frágil y podría eliminarse por chorreado con

arena, aunque se correría el riesgo de desconchar la capa horada en las zonas más

críticas: esquinas, entallas, etc. Por ello se prefirió eliminarlo por disolución en agua

hirviendo durante 15 minutos. Este tratamiento, por su baja temperatura, no afecta ni a

la estructura del acero ni a las características de la capa horada.

3.2.2. TRATAMIENTOS EFECTUADOS

Con objeto de establecer la cinética de la boración, con este procedimiento de

baño de bórax fundido sin electrólisis, se efectuaron un conjunto de tratamientos entre

825°C y 900°C, de 25° en 25°C, con diferentes tiempos com prendidos entre y 7 horas,

112



tomados de hora en hora. En conjunto se reaUzaron un total de 28 tratamientos

utilizando en cada uno de ellos tres probetas.

Los resultados obtenidos en cada tratamiento son pues la media de los valores

determinados en las tres probetas.

El criterio de selección de tiempos y temperaturas viene determinado por los

condicionantes prácticas del procedimento. En cuanto a las temperaturas se comprobó

experimentalmente que el baño de bórax fundido era sumamente viscoso para una

temperatura de 800°C lo que conlleva un exceso de sales depositadas sobre las

probetas con el coste económico que ello conlleva en la práctica industrial y

dificultades para la introducción y extracción de las probetas en el baño.

Lógicamente podía disminuirse la viscosidad del baño por adición de d iluyentes

pero la menor cinética obtenida a temperaturas más bajas desaconsejó esa gama de

temperaturas.

En cuanto a los tiempos u tilizados era lógico empezar por un tiempo de una hora

y ver la evolución de la boración de hora en hora para obtener la cinética del proceso a

cada temperatura. La estancia máxima de siete horas vino fijada por las primeras

pruebas efectuadas que mostraron que la saturación con boro se producía alrededor de

las seis horas de mantenimiento a temperatura.

113



3.3. OBSERV CIÓN MET LOGR FIC DE PROBET S

Ya se indicó anteriormente que las probetas utilizadas en la boración eran

cilindros de 15 mm de diámetro y 15 mm de altura obtenidos de barra calibrada de acero

F-1140.

Para la preparación de probetas metalográficas para observación en microscopía

óptica de la capa borada podían utilizarse dos procedimientos: el corte transversal del

cilindro mediante tronzadora metalográfica o el que se indicará más adelante que fue el

finalmente adoptado.

La razón de desechar el método habitual de tronzado transversal reside en la

dificultad de cortar capas de dureza bastante superior a 1000 HV sin que se produzcan

desconchamientos de la capa borada. Un método alternativo que evita totalmente estos

desconchamientos consiste en el siguiente: se encapsula la probeta en resinas

preferiblemente del tipo termoendurecible y de alta dureza con una generatriz tangente

a la base m etálica del molde de la prensa metalográfica. Una vez obtenida la pastilla se

elimina con una desbastadora de cinta procurando evitar los calentamientos el material

necesario para llegar a una morfología de la probeta como la indicada en la figura 44.

No es preciso desbastar mucho m aterial pues como puede observarse en la figura 44

con sólo 0 5 mm de desbaste se descubren 5 38 mm en cada una de las bases de la

probeta cilindrica de acero longitud m ás que suficiente para el análisis metalográfico y

la medida de microdurezas.

114



La zona blanca corresponde a la zona horada mientras que la obscurecida es la

no afectada por el tratamiento y atacada por el nital-3 como reactivo de ataque.

Con este procedimiento incluso menos penoso y costoso que el tronzado clásico

se evitaron totalmente los desconchamientos de la capa horada y como dato valioso

añadido se podían observar los efectos de esquina.

7min

7 5 mm

Figura

: squema

de la probeta preparada para

observación metalográfica

Como reactivo de ataque se utilizó siempre el nital-3 que permite resaltar

suficientemente la estructura del acero frente al blanco típico de la capa horada. Debe

resaltarse que la capa horada con los espesores obtenidos es distinguible a simple vista.

115



Aquí debe indicarse también que el hecho de la elección del acero F-1140 frente

a los F-1110 y F127 vino motivada también por ofrecer capas horadas más uniformes

que los otros dos.

La observación por microscopía óptica se realizó con un microscopio

OLYMPUS VANOX-T que está dotado de cámara de vídeo HITACHI VK-C150ED

que permite obtener microfotografías con una videoimpresora en color HITACHI V Y-

150 además de los métodos tradicionales de fotografía tradicional o polaroid.

Igualmente la cámara está conectada a un captador de imágenes digital SNAPPY

LOGITECH que digitaliza las imágenes del microscopio óptico en color y las envía a un

ordenador que mediante el software apropiado las capta y almacena en disco.

Este software de captura da la posibilidad de capturar imágenes de diferentes

tamaños y de retocar la

luz

el contraste los colores etc.

Una vez elegida una configuración esta se mantuvo para todas las

fotomicrografías.

Todas la fotomicrografías que se incluyen en esta tesis han sido obtenidas con el

dispositivo SNAPPY y capturadas por ordenador.

116



3.4.

MEDID DEL ESPESOR

DE

L S C P S BOR D S

El método habitual para determinar espesores de capas mediante análisis

metalográfico es la medida directa con micrómetro del espesor de diversos puntos y la

obtención de la media de las diferentes m edidas.

La posibilidad que proporciona hoy día el análisis de imagen hacían más

aconsejable el determinar el espesor de capa a través de la medida d irecta del área de la

capa horada, obtenida en las dos bases del cilindro, pues resulta más exacta al afectar a

una mayor superficie y no ser medidas puntuales muy dependientes de las

irregularidades de espesor de la capa. En cualquier caso, en esta tesis, se han utilizado

ambos métodos al mismo tiempo pues así se incrementa el número de medidas y se

obtem an para el espesor resultados ponderados más exactos.

Figura 45: acero F 114 0 t c do con nital 3

117



Para la determinación del área de la capa horada m ediante análisis de imagen se

necesita una imagen binarizada blanco-negro), en la que el blanco corresponde a la

capa horada el negro al acero no horado. El ataque con nital del F-1140 conduce a una

microestructura, como la de la figura 45, que una vez binarizada figura 46) presenta

puntos blancos en la zona no horada

que, por tanto, conduce a medidas erróneas.

Figura 6: fotomicrografía binarizada

Figura 7: otomicrografía retocada

Estos puntos blancos pueden eliminarse retocando manualmente la imagen

figura 47), o bien se puede atacar la probeta con un reactivo que ennegrezca sólo el

8



acero no horado. Este reactivo puede ser el ácido clorhídrico 1:1) actuando en tiempos

del orden del minuto, de esta forma se hace innecesario el retocado manual sin afectar al

blanco correspondiente a la capa horada.

En el siguiente ejemplo, correspondiente a la zona 2 de la proheta 1 tratada a

850°C, se muestra el espesor conseguido al caho de los diferentes tiempos medido por

los dos procedimientos indicados: medida directa o a través del área.

horas

1

2

3

4

5

6

7

espesor ^m)

directa)

30

55

85

100

110

120

140

espesor ^in)

área)

30.01

55.95

90.25

100.01

106.58

121.25

140.21

3.5. MEDIDA DE MICRODUREZAS

En capas superficiales de pequeño espesor es ohligada la medida de

microdurezas Vickers para determinar la dureza conseguida. En este caso se empleó un

microdurómetro SfflMADZU A-108.

La escala utilizada fue la HV0 3 con 10 s de aphcación de carga.

119



En todas las probetas la dureza se calculó como media de los valores obtenidos

en tres improntas y en cada una de éstas como media del valor de las dos diagonales de

la huella.

Igualmente se determinó para cada probeta la variación de dureza en función de

la distancia a la superficie.

3.6. ENSAYOS DE CORROSIÓN

Uno de los objetivos de esta tesis era cuantificar la influencia que la boración

tiene en el comportamiento frente a la corrosión electroquímica del acero en diferentes

medios debido a la escasísima o nula información que sobre ello existe en la

bibliografía.

Como ensayo se eligió el de la pérdida de peso tras inmersión en el medio

considerado un cierto tiempo a temperatura ambiente.

Para la realización del ensayo se utilizaron probetas cilindricas de 15 mm de

diámetro y altura cercana alos 10 mm previamente boradas en idénticas condiciones a

las descritas anteriormente. Como tratamiento se eligió el de 850°C durante 7 horas que

proporcionaba espesores de capa próximos a los 130 |j m.

120



Como probetas de comparación se utilizaron probetas similares a las anteriores,

en dimensiones y acabado superficial, pero no boradas.

Cada grupo de tres probetas utilizdas de una y otra clase (boradas y no boradas)

se sumergían en cristalizadores de vidrio de 93 mm de diámetro que contenian 237 cm

del reactivo. Tras una semana (168 horas) de inmersión se limpiaban adecuadamente

para eliminar la capa corroída y se pesaban en una balanza de precisión para determinar

la pérdida de peso.

Los 18 medios empleados fueron:

• Ácido clorhídrico concentrado (37 )

• Ácido clorhídrico 1:1

• Ácido fluorhídrico concentrado (40 )

• Ácido fluorh ídrico 1:1

• Ácido fosfórico concentrado (85 )

• Ácido fosfórico 1:1

• Ácido nítrico concentrado (65 )

• Ácido nítrico 1:1

• Ácido sulfúrico concentrado (96 )

• Ácido sulfúrico 1:1

• Agua regia

3

CIH + NO3H)

• Mezcla sulfonítrica 50:50

121



• Ácido acético glacial concentrado

• Hidróxido de potasio 50

• Hidróxdo sódico 50

• Amoniaco concentrado (5 )

• Cloruro férrico 50

• Cloruro sódico saturado

122



4. RESULTADOS ÉXPERIMENTALlES

4 1 MICROESTRUCTUR DE L S PROBET S BOR D S

Las micrografías siguientes muestran las estructuras obtenidas tras los veintiocho

tratamientos efectuados.

Para cada temperatura se muestran conjuntamente las microestructuras

correspondientes a los diferentes tiempos empleados, loq ue permite tener una idea de

conjunto del aumento del espesor de la capa horada con el tiempo. Luego se incluyen

con mayor ampliación, separadamente, las fotomicrografías de cada una de las

veintiocho probetas características.

Las fotomicrografías muestran que la capa blanca horada está formada por el

horuro Fe2B con estructura columnar característica, exenta del boruro FeB indeseables

por su fragilidad, dando lugar a una capa del tipo abierto .

Bajo la capa blanca horada aparece un sustrato oscurecido que se revela como

una estructura tipo fundamentalmente perlítico casi exenta de ferrita libre. Este sustrato

eutectoide, enriquecido en carbono con respecto al del acero base, es consecuencia de la

difusión inversa o ascendente del carbono para dar lugar a ferrita libre necesaria para

formar el boruro Fe2B.

123



Por debajo del sustrato se encuentra la estructura ferrítico perlítica típica del

estado normalizado del acero F 1140 empleado en el tratamiento.

124



4.1 .1

MICROGRAFIAS DE LAS PROBETAS BORADAS

25



4.1.1.1.

MICROGRAFIAS DE LAS PROBETAS BORADAS A SI ^C

26



00

Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

825 X

1 h

31 72 i^m

Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

825 °C

2 h

54 56 xm



s

Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

8 5 X

3 h

72 09

|Lim

Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

8 5 X

4 h

88 62

^m



Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

8 5 °C

5 h

90 64 ^m

A u m e n t o s :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

8 5 X

6 h

97 42

xm



Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

8 5 X

7 h

101 37

| im



4.1.1.2. MICROGRAFÍAS DE LAS PROBETAS BORADAS A 850°C

32



°c



Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor :

x200

850 X

1 h

30 29 lam

•

^ • • •

> . V , . • ,- * V - - ^ • . * , - ^ - - : . -

• . : » • • * • -

Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor :

x200

850 X

2 h

58 04 jam



U i

Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

85 X

3 h

90 55

|im

Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

85 X

4 h

100 12

i^m



Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

85 °C

5 h

104 79

|am

Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

85 X

6 h

119 54

|Am



A u m e n to s :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

85 X

7 h

137 07

|um



4.1.1.3. MICROGR AFÍAS DE LAS PROBETA S BO RADAS A STS^C

38



)

^ ^ • • ^ ; r f . . a » F ^ ^ x : p T ^ \

f i m m m m m i m i m ^ ¡ m m m m m ^ . . . . ^ . ^

s

J

ü

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t

^•

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.. ÍÜI.

Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

875 °C

1 h

32 23 |am

Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

875 °C

2 h

62 12 ^m



Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

875 °C

3 h

93 3 i^m

Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

875 °C

4 h

101 32

^im



Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

87 X

h

112 36

|um

A u m e n to s :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

87 X

6 li

129 31 ^im



^

A u m e n to s :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

875 °C

7 h

136 02

i^m



4.1.1.4. MICROG RAFÍAS DE LAS PROB ETAS BORAD AS A SOO^C

44



Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

9 X

1 h

33 73

|um

;

Aumen tos :

Tempera tu ra :

T iempo:

Espesor

x200

9 °C

2 h

66 47

|im



Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

900 X

3 h

93 15 ^m

Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

900 X

4 h

114 58 |.im



A u m e n t o s :

T e m p e r a t u r a :

T i e m p o :

Espesor

x200

900 X

5 h

136 56

| im

00

t

*

mmáÉ Ojá

• • i

¡

ÍM

Mi

...

j ^Ví

tf ilPjí i

1

É g U | á b | | y | | | ^ _ ^

¿¿¿i'' ''

A u m e n t o s :

T e m p e r a t u r a :

T i e m p o :

Espesor

x200

900 X

6 h

139 14

[ im



Aumen tos :

Temperatura:

T iempo:

Espesor

x200

9 X

7 h

153 69

^m



4 2 ESPESOR DE L S C P S BOR D S

Para cada una de las tres probetas empleadas en cada uno de los veintiocho

tratamientos se han determinado el espesor de la capa de Fe2B por los dos

procedimientos indicados anteriormente: medida directa con micrómetro y a través del

área de la capa y en ambos casos en las dos bases de las probetas cilindricas empleadas.

En las tablas obtenidas para cada temperatura se dan las medidas de estos valores

para los diferentes tiempos. Los gráficos permiten una mejor estimación de los valores

calculados.

La variación del espesor con el tiempo se ha representado para cada temperatura

efectuándose el ajuste a una ley de tipo e = k-t ^.

150



4.2 .1 .

ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS

5



4.2.1.1.

ESPESORES

DE

C P S OBTENIDOS P R SaS C

52



825 °C

MEDIDA

DE

ÁREAS

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

1-1

0

35 21

59 9

73 2

89 43

90 65

99 03

102 68

1-2

0

32 31

52 45

72 35

90 12

90 12

98 56

103 25

2-1

0

33.25

57 52

73 25

91 21

91 25

98 32

102 14

2-2

0

31 25

57 48

71 25

89 99

92 15

97 54

103 21

3-1

0

31 02

52 36

73 21

87 56

93 21

99 95

101 98

3-2

0

32 56

60 01

76 85

90 12

90 31

95 64

103 12

MEDIA

0

32 60

56 62

73 35

89 74

91 28

98 17

102 73

MEDIDA DE ESPESORES

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

1-1

0

30

50

70

80

80

90

100

1-2

0

30

50

70

90

90

100

100

2-1

0

35

55

70

90

90

100

100

2-2

0

30

55

70

90

95

95

100

3-1

0

30

50

70

85

95

100

100

3-2

0

30

55

75

90

90

95

100

MEDIA

0 00

30 83

52 50

70 83

87 50

90 00

96 67

100 00

TIEMPO

horas

1

2

3

4

5

6

7

ESPESORES

MEDIOS

31 72

54 56

72 09

88 62

90 64

97 42

101 37

53



825 °C

i

í

MEDIDA D E ÁREAS

2 1 2 2 3 1

probeta zona

MEDIA

horas

I

1 1

MEDIDA D E ESPESORES

1 2

2 1

2 2 3 1

probeta zona

MEDIA

horas

154



ESPESORES ME IOS

120,00 T

100 00 -

« 80,00

20,00

0,00

tiempo (horas)



fí

O

Ü

E

o

O

0)

Q

O)



4.2.1.2. ESPE SOR ES DE CAPAS OB TEN IDOS PARA SSO^C

57



850 C

MEDID DE ÁRE S

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

1-1

0

31 25

65 51

98 65

102 78

105.82

122 15

145 29

1-2

0

30 01

55 95

90 25

100 01

106.58

121 25

140 21

2-1

0

31.02

60.14

92.14

101.47

105 14

120 12

142 31

2-2

0

30.02

59 65

91

99 95

102 41

121 24

139 52

3-1

0

30 12

58 95

89 96

102 14

104 25

123 21

132 51

3-2

0

31 01

61 25

89 54

100 12

103 25

121 56

130 01

MEDIA

0

30 57

60 24

91 92

101 08

104 58

121 59

138 31

MEDID DE ESPESORES

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

1-1

0

30

50

90

100

110

110

135

1-2

0

30

55

85

100

110

120

140

2-1

0

30

55

90

100

100

120

140

2-2

0

30

60

90

95

100

120

135

3-1

0

30

60

90

100

100

120

135

3-2

0

30

55

90

100

110

115

130

MEDIA

0.00

30 00

55 83

89 17

99 17

105 00

117 50

135 83

TIEMPO

horas

1

2

3

4

5

6

7

ESPESORES

MEDIOS

30 29

58 04

90 55

100 12

104 79

119 54

137 07

58



850 °C

MEDIDAS DE ÁREAS

2-2

probeta zona

MEDIA

horas

140

0

Q.

0

40

20

0 * -

1-1

MEDIDAS DE ESPESORES

1-2 2-1

- A — — —

2 2

probeta zona

3-1

3 2 MEDIA

horas

59



ESPESORES MEDIOS

s

20,00

0.00

6

tiempo horas)



O

14

12

1

ñ

ü

L-

Ü

E

^

o

0

0 )

Q.

0

0

80

60

40

20

O



4.2.1.3. ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA 875°C

62



875 °C

MEDIDA

DE

ÁREAS

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

1-1

0

31 23

61 25

91 84

99 27

115 78

124 73

142 56

1-2

0

37 73

62 31

92 12

100 14

128

112 37

132 56

2-1

0

34 13

65 21

94 22

104 71

110 01

125 12

142 56

2-2

0

36 33

60 21

90 47

105

107 9

126 97

125.48

3-1

0

34 8

61 23

92 71

102 5

112 31

145 26

136 52

3-2

0

32 5

65 21

93 27

104 27

109 29

152 22

142 53

MEDIA

0

34 45

62 57

92 44

102 65

113 88

131 11

137 04

MEDIDA DE ESPESORES

horas

0

1

2

3

4

5

6

1-1

0

30

60

90

100

110

120

1-2

0

30

60

95

100

120

115

2-1

0

30

65

100

100

110

120

2-2

0

30

60

95

100

105

125

3-1

0

30

60

90

100

110

140

3-2

0

30

65

95

100

110

145

MEDIA

0 00

30 00

61 67

94 17

100 00

110 83

127 50

7 140 130 140 130 130 140

135 00

TIEMPO

horas

1

2

3

4

5

6

7

ESPESORES

MEDIOS

32 23

62 12

93 30

101 32

112 36

129 31

136 02

63



875 °C

MEDIDAS DE ÁREAS

2 1 2 2 3 1

probeta zona

MEDIA

O

1

2

3

4

»—5

1—6

fc 7

horas

MEDIDAS DE ESPESORES

horas

2 2

probeta zona

MEDIA

64



ESPESORES MEDIOS

140 00 T

120 00

100 00 -

I 80,00

« 60,00

a

O

tiempo horas)



4.2.1.4. ESPESORES DE CAPAS OBTENIDOS PARA SOO^C

67



900 °C

MEDIDA

DE

ÁREAS

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

1-1

0

31,92

80 24

109.3

118 03

158,9

155 44

166 08

1-2

0

35 27

59,2

87

112 01

138 98

161 95

197 52

2-1

0

33 54

74

84

112 13

152 21

131 93

150 82

2-2

0

36 25

72 03

109 95

133 71

162 13

170 21

156 21

3-1

0

32 65

65 07

92,31

128 74

131 21

148 12

162 55

3-2

0

40,17

62 09

100 27

130 38

140 27

127 02

141 12

MEDIA

0

34797

68 77

97,14

122 50

147 28

149 11

162 38

MEDIDA

DE

ESPESORES

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

1-1

0

30

75

100

105

130

125

1-2

0

30

60

80

105

120

130

2-1

0

30

65

90

105

125

125

2-2

0

35

65

90

110

130

135

3-1

0

30

60

85

105

125

130

3-2

0

40

60

90

110

125

130

MEDIA

0 00

32 50

64 17

89 17

106 67

125 83

129 17

150 150 140 150 140 140

145 00

TIEMPO

horas

1

2

3

4

5

6

7

ESPESORES

MEDIOS

33 73

66 47

93 15

114 58

136 56

139 14

153 69

68



900 °C

0 4

1 1

MEDIDA DE ÁREAS

1 2

2 1

2 2

probeta zona

3 1

3 2

MEDIA

horas

MEDIDAS DE ESPESOR

2 2

probeta zona

3 2 MEDIA

horas

169



ESPESORES MEDIOS

o

tiempo horas)



16

4



4.2.1.5. RESUMEN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS

72



RESULT DOS E LOS TR T MIENTOS E BOR CIÓN

horas

0

1

2

3

4

5

6

7

825 °C

0 00

31 72

54,56

72,09

88,62

90,64

97,42

101,37

850 >C

0 00

30,29

58,04

90,55

100,12

104,79

119,54

137,07

875°C

0 00

32,23

62 12

93,30

101,32

112,36

129,31

136,02

900°C

0 00

33,73

66,47

93 15

114,58

136,56

139,14

153,69

160 00

140 00

120 00

100,00

80,00

60,00

40,00

20,00

0 00

73



1 5 0

=

ío

1 0 0

as

Ü

o

/)

D

Q .

O

0)

5 0

O

O 4

t h o r a s )

A

•

825°C

850°C

875°C

900°C

8



4 3 MICRODUREZ DE L S C P S BOR D S

Las m icrodurezas de las capas blancas de Fe2B así como las del sustrato

perlítico se expresan en los dos cuadros siguientes.

La dureza media obtenida es de 1390 HV0 3 mientras que la dureza del sustrato

es de 232 HV siendo la del acero no afectado por el tratamiento de 192 HV típica del

estado normalizado.

Además se ha hecho la comparación porcentual de pérdida de peso entre las

probetas horadas y las no horadas. Un resultado positivo supone una mejor respuesta

frente a la corrosión de las probetas horadas con respecto al acero desnudo.

Igualmente se incluye un gráfico de barras que expresa las pérdidas de peso de

las probetas horadas o no y la media de las pérdidas.

175



4.3.1.

MEDIDAS DE M ICRODUREZAS OBTENIDAS

76



TEMPERATURA

825

85

875

9

1

23

22

22

2

2

19

18

18

19

19

19

18

2

23

21

21

17

19

2

18

19

2

18

17

19

3

21

2

2

18

17

19

17

19

2

17

2

19

h

4

23

22

21

18

19

2

2

17

19

19

2

19

5

21

2

21

2

18

19

2

2

2

18

2

19

6

2

2

19

19

19

2

2

18

17

17

18

2

7

2

21

2

19

19

2

18

2

19

19

19

2

MEDI

19 40476

DUREZ

139 HV

- 1 3 5 0 H V

232 HV

- 1 9 2 H V

177



4 4

PERDID DE PESO EN LOS ENS YOS E CORROSIÓN

En las páginas siguientes se muestran las pérdidas de peso absolutas y

porcentuales comparativas entre probetas boradas y no boradas.

Las páginas siguientes están estructuradas de la siguiente manera: la primera

tabla indica las dimensiones en milímetros de las tres probetas boradas P1,P2,P3) y de

las otras tres no boradas P4,P5,P6); la segunda tabla recoge los pesos, hasta las

diezmilésimas de gramo, de ambos conjuntos de probetas; por último, en la tercera tabla

se muetran las pérdidas de peso, en gr/mm -h, de cada probeta y la media de estos

valores para cada conjunto.

178



4.4.1

RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS ENSAYOS DE CORROSIÓN

79



Reactivo:

Acido clorhídrico concentrado 37%

P1

P2

P3

DIÁMETRO

13,9

13.9

14,9

ALTURA

10,7

10,5

11,8

DIÁMETRO

15

15

14,9

ALTURA

12

11,5

11,2

P4

P5

P6

Sup. (mm^)

770 ,3519

761,6227

900 ,6305

P1

P2

P3

t h o ras) :

168

Bo radas

Antes

12,7955

12,5463

16,044

D es pués

12,0208

11,9762

15,843

T °C): Amb ien te

No b o rad as

Antes

16,3958

15,9248

15,3763

D es pués

15,3046

14,8612

14,3181

P4

P5

P 6

Sup. (mm^)

918,45

894,9

872 ,5589

P1

P2

P 3

M

érdida por corrosión

g fimm

Bo rad as

5,98598E-06

4 ,45556E- 06

1,32843E-06

3,92332E-06

N o

b o rad as

7,07196E-06

7,07448E-06

7,21878E-06

7,12174E-06

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/borada s): 1 82

8,0E-O6

-

7,0E-06 -

6,0E-06

5,0E-06 -

f í

<

Q 4,0E-06 -

Oí

0 .

3,0E-06

-

2,OE-06 -

1,OE-06

-

rví ??^

^^J

BORADAS NO BORADAS

180



Reactivo: Ac ido clorhídrico 1:1

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,6

13,9

14,9

ALTURA

12,5

10,5

11,3

DIÁMETRO

14,9

13,9

14,9

ALTURA

12,1

11,9

11,6

P4

P5

P6

Sup.

mm^)

907,7112

761,6227

877,2375

P1

P2

P3

t horas):

168

Bo radas

Antes

16,2296

12,3369

15,3122

Después

15,9243

11,3785

15,1094

T °C): Am biente

No boradas

Antes

16,6478

14,2369

15,9939

Después

14,6493

9 8857

13,4524

P4

P5

P6

Sup. mm*^)

914,6663

822,7271

891,2733

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión g/hmm

Boradas

2,00203E-06

7,49027E-06

1 37607E-06

3,62279E-06

No

boradas

1 30057E-05

3,14807E-05

1.69734E-05

2,04866E-05

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/boradas):

5,65

3.5E-05 -r

3,0E-05

2,5E-05

3 2,0E-05 -

9Q

•^ 1 5E-05 •

1 0E-05 -•

o,oE+oa

— ^ —

BORADAS

NO BORADAS

8



R ea ct ivo : Ácido f luorhídr ico concentrado 40 %

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14

13,9

13,9

ALTURA

10,9

11,2

10,8

DIÁMETRO

14,9

14,9

14,9

ALTURA

11,8

11,8

11,8

P4

P5

P6

Sup. (mm'^)

786,884

792,1749

774,7165

P1

P2

P3

t horas): 168

Botadas

Antes

12,8947

13,2663

12,4566

Después

11,3774

11,3971

10,5796

TCC): Ambiente

No boradas

Antes

16,2522

16,0576

16,1897

Después

12,8165

12,6274

12,6672

P4

P5

P6

Sup. (mm^)

900,6305

900,6305

900,6305

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión g hmm

Boradas

1 14776E-05

1 40451E-05

1 44216E-05

1 33148E-05

No boradas

2,2707E-05

2,26706E-05

2,32806E-05

2 28861

E-05

P4

P5

P6

M


1 72

2,5E-05 T

2,0E-05

„

1 5E-05

<

O

a

^ 1 0E-05

5,0E-06 -

0,OE+00

BORADAS NO BORADAS

182



R ea cti vo : Acido fluorhídrico 1:1

P1

P2

P3

DIÁMETRO

13,9

14

14,9

ALTURA

11,5

10.8

11,4

DIÁMETRO

13,9

13,9

14,9

ALTURA

12,3

10,3

12

P4

P5

P6

Sup. mm^)

805,2687

782,488

881,9161

P1

P2

P3

t horas): 168

Boradas

Antes

13,3935

12,8166

15,7259

Después

12,6011

12,1661

14,6506

T °C): Ambiente

No boradas

Antes

14,6968

12,3541

16,3893

Después

12,5972

11,4826

13,7449

P4

P5

P6

Sup. mm^)

840,1855

752,8935

909,9877

P1

P2

P3

M


g fimm

Boradas

5,85726E-06

4,94835E-06

7,2576E-06

6,02107E-06

No boradas

1,48748E-05

6,89008E 06

1,72975E-05

1,30208E-05

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/boradas): 2,16

2,0E-O5 T

1,8E-05

1,6E-05

1,4E-05

«

1,2E-05

4

g

5

1,0E-05

--

ce

^ 8,0E-06 --

BORADAS

NO BORADAS

83



Reactivo:

Ácido fosfórico concentrado (85 )

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

14,9

14,9

ALTURA

11,7

12

12

DIÁMETRO

14,9

13,9

13,9

ALTURA

11,1

11,6

10,9

P4

P5

P6

Sup. (mm^)

895,9519

909,9877

909,9877

P1

P2

P3

t(horas): 168

Boradas

Antes

15,6739

16,3001

16,4591

Después

15,4627

16,0541

16,3699

T(°C): Ambiente

No boradas

Antes

15,2781

13,9284

12,9929

Después

15,022

13,7846

12,8558

P4

P5

P6

Sup, (mm )

867,8803

809,6333

779,0811

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión g hmm

Boradas

1 40314E-06

1 60913E-06

5,83472E-07

1 19858E-06

No boradas

1 75647E-06

1 05721 E-06

1 04748E-06

1 28705E-06

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/borada s): 1 07

BORADAS NO BORADAS

184



Reactivo: Ác ido fos fórico 1:1

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

14,9

14,9

ALTURA

12

11.9

11,4

DIÁMETRO

13,9

13,9

13,9

ALTURA

10,5

10,1

11,4

P4

P5

P6

Sup. {mm }

909,9877

905,3091

881,9161

P1

P2

P3

t{horas : 168

Boradas

Antes

16,5512

16,5564

15,5664

Después

15,3519

15,7093

14,9461

T( C):

Ambiente

No boradas

Antes

12,8368

12,0786

13,6884

Después

11,6727

11,0605

12,5316

P4

P5

P6

Sup.

(mm^)

761,6227

744,1643

800,9041

P1

P2

P3

M


Boradas

7,84482E-06

5,56966E-06

4,18664E-06

5,86704E-06

No boradas

9,0979E-06

8,14352E-06

8,59743E-06

8,61295E-06

PA

P5

P6

M

relación de pérdidas (no boradas/boradas):

1,47

1,0E-05 T

9,0E-06

8,0E-06

7,0E-06

6 0E-06

<

5

5,0E-06

^ 4,0E-06

3,0E-06

2,0E-06

-

1,0E-06

-

0,0E 00

BORADAS

NO BORADAS

85



Reactivo: Ácido nítrico concentrado (65 )

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

13,9

14,9

ALTURA

11,4

10,1

11,8

DIÁMETRO

14,9

14,9

14,9

ALTURA

11,7

10.5

11,1

P4

P5

P6

Sup .

(mm^)

881,9161

744 ,1643

900 ,6305

P1

P2

P3

t(horas):

168

Bo radas

Antes

15,625

11,9521

16,0885

Después

14,7175

11,7223

15,4722

T{°C): Ambiente

No horadas

Antes

16,0132

14,7628

15,3489

Después

15,9815

14,7161

15,3118

P4

P5

P6

Sup. (mm )

895,9519

839,8087

867,8803

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión

g hmm

Boradas

6 12506E-06

1 83811E-06

4,0732E-06

4,01212E-06

No boradas

2 10603E-07

3 30999E-07

2 54451

E-07

2 65351 E-07

P4

P5

P6

M


0,07

7 0E-06

-

6 0E-06

-

5 0E-06

-

2[ 4,0E-06 -

O

a

ce

g

3 0E-a6

2 0E-06 •

1.0E-06 -

¿-¿ ' S

m

É^^^-^H

A' . ' .W ' i 'T . ' . r .^^^H

W?^

MM^M^^ñ

Ifv SI

BORADAS NO BORADAS

86



Reactivo: Ac ido nítrico 1:1

P1

P2

P3

DIÁMETRO

13,9

14,9

13,9

ALTURA

14,2

12

12,9

DIÁMETRO

13,9

13,9

13,9

ALTURA

11,1

11,5

10,5

P4

P5

P6

S u p .

(mm*^)

923 ,1129

909 ,9877

866,3731

P1

P2

P3

t h o r a s ) :

168

B o r a d a s

Antes

16,8433

16,1923

14,93

Después

4,176

4,5082

4,4937

T Í X ) ;

Amb ien te

N o

b o r a d a s

Antes

13,3297

13,7806

12,6105

Después

8 3843

6 9613

8 0065

P4

P5

P6

Sup .

(mm )

787 ,8103

805 ,2687

761 ,6227

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión g/htnm

B o r a d a s

8 16808E-05

7 64276E-05

7 17022E-05

7 66035E-05

N o

b o r a d a s

3 73655E-05

5 04069E-05

3 59821

E-05

4 ,12515E-05

P4

P5

P6

M


0,54

9 0E-05

-

8.0E-05

-

7 0E-05

-

6 0E-05

-

f í

<

5 0E-05

-

O

•S 4,0E-05 -

3 0E-05

2 0E-05 •

1 0E-05

-

^

•

•_

^ ^ ^ r ^ ^ ^ l

•

1

ORADAS NO BORADAS

87



Reactivo: Ác ido sulfúrico concen trado (96 )

P1

P2

P3

DIÁMETRO

15

13,9

13,9

ALTURA

12,3

10,5

11,5

DIÁMETRO

14,9

14,9

13,9

ALTURA

10,8

11,3

9,7

P4

P5

P6

Sup-

{mm )

932,58

761,6227

805,2687

P1

P2

P3

t horas):

168

Boradas

Antes

16,9273

12,5618

13,5386

Después

16,906

12,5474

13,5282

T °C):

Ambiente

No boradas

Antes

14,8312

15,4464

11,5047

Después

14,823

15,4383

11,4931

P4

P5

P6

Sup. (mm )

853,8445

877,2375

726,7059

P1

P2

P3

M


Boradas

1 35952E-07

1 12542E-07

7 68747E-08

1 08456E-07

No boradas

5 71644E-08

5 49615E-08

9 50145E-08

6 9046BE-08

P4

P5

P6

M


0,64

1 6E-07

1 4E-07

BORADAS

NO BORADAS

88



Reactivo: Ác ido su lfúrico 1:1

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

14,9

14

ALTURA

11,9

11,9

9,7

DIÁMETRO

14,9

14

13,9

ALTURA

11,9

10,7

10,2

P4

P5

P6

Sup.

mm^)

905,3091

905,3091

734,132

P1

P2

P3

t horas): 168

Bofadas

Antes

16.3491

16,3051

11,6035

Después

16,3297

16,2887

11,5823

T °C): Ambiente

No bofadas

Antes

16,0107

12,8956

12,1524

Después

15,8805

12,8049

12,0655

P4

P5

P6

Sup.

mm^)

905,3091

778,092

748,5289

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión g limm

Boradas

1 27554E-07

1 0783E-07

1 71891E-07

1 35758E-07

No boradas

8 56061

E-07

6,93087E-07

6,91038E-07

7,46729E-07

P4

P5

P6

M


5.50

9,0E-07 -

8,0E-07 -

7 0E-07 -

6,0E-07 •-

0

< 5,OE-07 -

O

o

.£ 4,0E-07 J

3,0E-07

2,0E-07 -

1 0E-07

H

1—1

BORADAS NO BORADAS

89



Reactivo: Ag ua regia

P1

P2

P3

DIÁMETRO

13,9

14

14,9

ALTURA

10,8

11,9

11,9

DIÁMETRO

13,9

13,9

14,9

ALTURA

10,4

11,5

12

P4

P5

P6

Sup. mm^)

774,7165

830,844

905.3091

P1

P2

P3

t horas): 168

Boradas

Antes

12,9711

14,191

16,2384

Después

5 1054

5 7368

6 9353

T °C):

Ambiente

No boradas

Antes

11,9833

13,5167

16,4278

Después

4,3326

4,5603

6 5437

P4

P5

P6

Sup.

mm^)

757,2581

805,2687

909,9877

P1

P2

P3

M


g hmm

Boradas

6 04345E-05

6 05681 E-05

6 11676E-05

6 07234E-05

No boradas

6 01379E-05

6 62039E-05

6 46535E-05

6 36651 E-05

P4

P5

P6

M


1 05

BORADAS

NO BORADAS

190



R ea ctiv o : Mezcla sulfonítrica 50:50

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

14,9

14

ALTURA

10,1

11,5

11,6

DIÁMETRO

15

14,9

14,9

ALTURA

11

10,7

11,6

P4

P5

P6

Sup. tnm^)

821,0943

886,5947

817,656

P1

P2

P3

t{horas :

168

Boradas

Antes

13,5537

15,6865

13,7275

Después

13,5404

15,6726

13,7124

T °C): Am biente

No boradas

Antes

15,2453

14,8213

15,8986

Después

15,2423

14,8194

15,8895

P4

P5

P6

Sup.

mm^)

871,35

849,1659

891,2733

P1

P2

P3

M

érdida por corrosión g hmm

Boradas

9,6416E-08

9,33212E-08

1,09925E-07

9,98875E-08

No boradas

2,04937E-08

1,33184E-08

6,07745E-08

3,15288E-08

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/borad as):

0.32

1,2E-07

T

1,OE-07

8,0E-08

<

a

a

6,0E-08

í

•UJ

a

4,0E-08

2,0E-08 -

0,0E+00

BORADAS NO BORADAS

9



Reactivo: Acido acético glacial concentrado

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

14

14,9

ALTURA

12,2

13,5

11.8

DIÁMETRO

14,9

13,9

14

ALTURA

11,5

11

10

P4

P5

P6

Sup. (mm ^)

919,3449

901,18

900,6305

P1

P2

P3

t{horas :

168

Bo radas

Antes

16,5014

15,9723

16,1737

Después

16,4618

15,9266

16,1346

T{°C : Ambiente

No bo radas

Antes

15,8094

13,1462

11,6936

Después

15,7712

13,1074

11,6522

P4

P5

P6

Sup. (mm^)

886,5947

783,4457

747,32

P1

P2

P3

M

érdida por corrosión g fimm

Boradas

2,56394E-07

3,01853E-07

2,58417E-07

2,72221

E-07

No boradas

2,56465E-07

2,94791

E-07

3,2975E-07

2,93669E-07

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/borad as): 1 08

3,5E-07 T

3,0E-07 --

2,5E-07

5 2,0E-07 -

O

Q

e

•^ 1,5E-07

1,OE~07

5,0E-O8

0,0E 00

BORADAS

NO BORADAS

192



Reactivo: Hidróxido de potasio concentrado ( 50 )

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

14,9

14,9

ALTURA

11

11,8

10,8

DIÁMETRO

13,9

15

14

ALTURA

12,3

10,5

10,9

P4

P5

P6

Su p . (mm'^)

863 ,2017

9 0 0 ,6 3 0 5

8 5 3 ,8 4 4 5

P1

P2

P3

t(horas): 168

Botadas

Antes

15,2256

16,1625

14,7633

Después

15,1801

16,146

14,7533

T(°C): Ambiente

No botadas

Antes

14,6986

14,4565

12,9078

Después

14,6942

14,4523

12,9035

P4

P5

P6

Sup. (mm^)

840,1855

847,8

786,884

P1

P2

P3

M


g hmm

Boradas

3,13754E-07

1,09051E-07

6,97127E-08

1,64173E-07

No boradas

3,11723E-08

2,94881

E-08

3,25273E-08

3,10626E-08

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/boradas): 0.19

3,5E-07

~

3,0E-07 -

2,5E-07 •

3 2,0E-07 -

Q

O

Oí

•^ 1,5E-07 -

1,0E-a7^

5,0E-08 -

m

• • n

,0E 00 ^ ' - ^ 1 1 — H — ^ . _. 1

BORADAS NO BORADAS

93



Reactivo: Hídróxido sódico concen trado ( 50 )

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

13,9

14,9

ALTURA

11,8

11,3

12

DIÁMETRO

13,9

14,9

15

ALTURA

12,9

11,7

12

P4

P5

P6

Sup.

(mm^)

900,6305

796,5395

909,9877

P1

P2

P3

t(horas): 168

Boradas

Antes

16,2069

13,4819

16,2101

Después

16,1935

13,4686

16,2079

TCC): Ambiente

No boradas

Antes

15,9917

15,9805

16,6327

Después

15,985

15,9794

16,6318

P4

P5

P6

Sup.

(mm^)

866,3731

895,9519

918,45

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión g iimm

Boradas

8,85623E-08

9,93882E-08

1,43906E-08

6,7447E-08

No boradas

4,60321

E-08

7,308E-09

5,83281 E-09

1,97243E-08

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/boradas): 0 29

1,2E-07

-

1,0E-07

-

8,0E-08

(0

<O

6,0E-08

-

a.

4,0E-08 •

2,0E-08

-

0,0E 00

-J

ffi^B

_ — 1 • 1 1 — i ^ • 1

BORADAS NO BORADAS

194



eactivo Amoniaco concentrado (25%)

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

14,9

15

ALTURA

12

10,2

11,9

DIÁMETRO

14

14,9

13.9

ALTURA

10,4

11

11,8

P4

P5

P6

Sup. (mm^)

909,9877

825,7729

913,74

P1

P2

P3

t(horas): 168

Boradas

Antes

16,4681

13,5883

16,3217

Después

16,4479

13,5819

16,3088

TCC): Ambiente

No boradas

Antes

12,2964

15,0664

14,0631

Después

12,292

15,0631

14,062

P4

P5

P6

Sup. (mm )

764,904

863,2017

818,3625

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión

g hmm

Boradas

1 32132E-07

4,61328E-08

8 40345E-08

8 7433E-08

No boradas

3 42402E-08

2 27558E-08

8 00088E-09

2 16656E-08

P4

P5

P6

M


0,25

1 4E-07

1.2E-07 -

1 0E-07

--

5

8 0E-08

9O

'RJ

6 0E-08

BORADAS

NO BORADAS

95



Rea ctivo : Cloruro férrico (50 )

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14,9

13,9

14,9

ALTURA

12,2

12,4

12

DIÁMETRO

14,9

14,9

14,9

ALTURA

12,2

11,6

11,3

P4

P5

P6

Sup. (mm^)

919,3449

844,5501

909,9877

P1

P2

P3

t horas):

168

Boradas

Antes

12,6894

14,4247

12,7883

Después

10,5281

12,373

12,144

T(°C): Ambiente

No boradas

Antes

14,158

15,2132

12,9153

Después

11,514

12,5455

11,3261

P4

P5

P6

Sup.

(mm^)

919,3449

891,2733

877,2375

P1

P2

P3

M

Pérdida por corrosión g timm

Boradas

1,39935E-05

1,44604E-05

4,21447E-06

1,08895E-05

No boradas

1,71188E-05

1,78163E-05

1,07833E-05

1,52395E-05

P4

P5

P6

M


1,40

2,0E-05 j

1 8E-05

'

1 6E-05

--

1 4E-05

„ 1.2E-05 4

<

Q

1 0E-05

o:

°-

8,0E-06

BORADAS

NO BORADAS

96



Reactivo:

Cloruro sódico saturado

P1

P2

P3

DIÁMETRO

14

14,9

14

ALTURA

10,5

10,5

10,5

DIÁMETRO

13,8

14,9

14

ALTURA

11,9

11,5

10,7

P4

P5

P6

Sup. {mm )

769 ,3

8 3 9 ,8 0 8 7

769,3

P1

P2

P3

t horas): 168

Boradas

Antes

16,7756

14,7777

13,9716

Después

16,7713

14,7701

13,9675

T °C):

Ambiente

No boradas

Antes

16,7143

16,0825

15,3408

Después

16,7093

16,075

15,3301

P4

P5

P6

Sup.

mm^)

814,6416

886,5947

778,092

P1

P2

P3

M

érdida por corrosión g hmm

Boradas

3 32708E-08

5 38671 E-08

3 17233E-08

3 96204E-08

No boradas

3 65337E-08

5 03532E-08

8 18547E-08

5 62472E-08

P4

P5

P6

M

relación de pérdidas no boradas/boradas): 1,42

9 0E-08

X

8 0E-0B

BORADAS NO BORADAS

97



4.4.2 RESUMEN DE LOS RESULTADOS OBTENIDOS EN LOS ENSAYOS

DE CORROSIÓN

98



RESULTADOS DE CORROSIÓN

O

O

t

II

3 -

<

o

UJ

Oí

<

Z

O

<

O

ü

a:

h-

2

O

u.

j

w

O

o

1 -

LU

o

<

o

o

Ü

<

o

X

^

fS

o

X

O

(0

z

i

5

O

I

REACTIVO



5 -CONCLUSIONES

5.1.- CONCLUSIONES SOBRE EL PROCESO DE BORACION EN BAÑO DE

BÓRAX FUNDIDO

Los resultados experimentales muestran que la boración en baño de bórax

fundido sin electrólisis, utilizando la aleación de aluminio L-2521 como reductor, es

perfectamente factible técnicamente, tanto atendiendo a los resultados metalúrgicos

obtenidos como al coste económico del proceso.

Por un lado el bórax comercial es un producto de bajo precio (145 pts/kg.) y

facilidad de aprovisionamiento que, en estado deshidratado, contiene un 21.49 de

boro activo, y por otro lado los espesores y calidades de capa obtenidos son similares a

los conseguidos con los procesos hoy utilizados, aunque éstos de complejidad técnica

manifiestamente superior.

Uno de los inconvenientes del empleo del bórax es precisamente el agua de

hidratación que posee -

47,21

en peso - que comporta una importante pérdida

energética para su eliminación.

Sin embargo, la diferencia de coste entre el bórax comercial hidratado y el bórax

anhidro o, incluso, pentahidratado, unido a la alta higroscopicidad del producto, no

hacen rentable la utilización del bórax anhidro. Debe también señalarse que una vez

201



fundido los cristales que se obtienen tras el enfriamiento no tienen higroscopicidad

alguna por lo que sólo hay pérdidas energéticas por la evaporación del agua de

hidratación en la primera fusión de las sales.

No obstante la alta solubilidad del bórax en agua se traduce a su vez en una gran

facilidad de eliminación de la capa de sales adherida a la pieza tras el tratamiento.

Otro inconveniente del proceso es la alta viscosidad del bórax fundido lo que

conlleva pérdidas del producto al sacar las piezas sumergidas en el baño y a un mayor

coste de limpieza de ellas. Si al bajo precio del bórax con respecto a las pastas

comerciales patentadas que existen en el mercado se suma la posibilidad de utilizar

diluyentes para disminuir la viscosidad del baño fundido hacen este procedimiento muy

atractivo en comparación con los otros procesos aplicados actualmente.

Al igual que la mayoría de los procedimientos termoquímicos es también posible

la boración exclusivamente de una zona de la pieza y no de toda en su conjunto sin más

que cobrear electrolíticamente aquellas zonas que no se desee endurecer dada la barrera

a la difusión del boro que supone la capa de cobre aún de pequeño espesor.

Como ventaja añadida frente a otros procedimientos tradicionales como la

boración en caja o la boración con pasta es el no necesitar atmósferas protectoras u

hornos de vacío para impedir la oxidación de la capa horada lo que incide en una mayor

complejidad y coste de las instalaciones necesarias.

2 2



En cuanto al proceso de boración en baño de bórax fundido con electrólisis no se

revela ninguna ventaja añadida con la aplicación de corriente, exceptuando quizá los

menores tiempos que parece requerir el proceso, pero con los inconvenientes de un

mayor coste de instalación y un consumo añadido de electrodos fácilmente atacables por

el bórax fundido, como ha podido comprobarse en las experiencias realizadas con un

horno de electrodos convencional, a escala de laboratorio, utilizado para fundir bórax.

Por último, debe añadirse que la capa formada está exenta del boruro de hierro

FeB que com unica alta fragilidad, y ello es debido a la composición del baño exento de

sustancias con mayor concentración en boro tipo B4C, tipicas de la boración con pastas.

5.2. CONCLUSIONES SOBRE EL ESPESOR DE C P BORADA

En el capítulo anterior se han dibujado las curvas e = f t) para las distintas

temperaturas utilizadas. Conocidas estas curvas puede deducirse la energía de activación

Q) y el factor de frecuencia Do) del proceso difusivo. Para ello se gráfica

log D = f l/r )

obteniendo la recta:

log D = log D -

0 4343

Q/RT

2 3



deducida de la expresión:

D^Doe-^' ^^

En la hoja siguiente se detalla el cálculo de la energía de activación, Q = 19.9

kcal/mol, que concuerda con los encontrados en la bibliografía próximos a 20,3

kcal/mol. Igualmente para los coeficientes de difusión los valores encontrados se

corresponden con los escasos valores publicados; así en la tabla I (pag. 28) puede

encontrarse un valor de IO'2-IO cm^s \ para el acero C45 (F1140), y se ha obtenido

O 9

experimentalmente en esta tesis una valor de 7'82-10 cm s , concordante con el

anterior.

2 4



En cuanto a los espesores obtenidos con este procedimiento son, al igual que en

los casos anteriores, plenamente coincidentes con los obtenidos por otros autores en

otros procesos; así en la figura 35 pag.82) puede verse que para el acero C45 se obtiene

para 4 horas de boración con pasta comercial un espesor de capa de 110

\im

fi ente a las

108 |am alcanzados en esta tesis.

La curva espesor-temperatura de boración para tiempo constante de 4 horeis, que

se representa en la figura 48 , es similar a la mostrada en la figura 36 pag 83) para el

acero C45K, lo que incide en la bondad del proceso desarrollado.

4 horas

ejemplo bibliografía

E

C

}

120-

115-

110-

105-

100-

95

90-

85 -

80-

75 •

70

820

840

860

900

Temperatura en °C

Figura 48: Curva espesor temperatura para tiempo const nte de 4 hor s

206



La capa horada que se obtiene está exenta del compuesto FeB lo que se traduce

en una menor fragilidad y peligro de desconchamiento de la capa. La capa es del tipo de

capa abierta formada por dientes individuales con estructura columnar típica de los

aceros no aleados.

Las micrografías muestran como bajo la capa borada hay una zona de

aproximadamente tres veces el espesor de la capa horada formada casi exclusivamente

por perlita. La existencia de esta capa rica en carbono es debida a la difusión ascendente

de éste con objeto de proporcionar la ferrita necesaria para la formación del subboruro

de hierro Fe2B.

Esta capa es muy beneficiosa cara al trabajo de las piezas horadas pues evita el

desconchamiento de la superficie horada bajo presión al hacer el papel de sustrato

intermedio entre el exterior de alta dureza el núcleo de baja dureza.

Si la pieza borada es sometida a temple tras el tratamiento de horación se

consigue un doble objetivo: un mayor espesor de capa borada por difusión a la

temperatura del tratamiento de temple y una mayor dureza del sustrato que alcanza

valores semejantes a los de las capas cementadas del orden de 64 H Rc. Lógicamente

este tratamiento debe efectuarse en baños de sales fundidas para evitar la oxidación de

la capa horada y el enfriamiento debe ser en aire o en aceite con objeto de que el

choque térmico no conduzca al desconchamiento de la capa. Habitualmente los aceros

horados que se templan posteriormente deben ser del tipo autotemplante.

2 7



5.3.-

CONCLUSIONES

SÓBRELA DUREZA DÉLA

C P

BORADA

La dureza media alcanzada ha sido de 1390 HVo,3, mientras que la del sustrato

de naturaleza eutectoide era de 232 HVo,3 y de 192 HVo,3 la del acero base, tras el

enfriamiento al aire desde la temperatura de boración.

El resultado obtenido, muy homogéneo en todas las capas, conduce a un ratio

dureza superficial/dureza interior de 7 24 similar al obtenido con otros procedimientos

que conducen a capas horadas monofásicas de FeíB.

Esta dureza es superior a los recubrimientos de cromo duro y sólo inferior a la de

los carburos y nitruros sinterizados.

5.4. CONCLUSIONES SOBRE L RESISTENCI A LA CORROSIÓN D E LA

CAPA BORADA

Posiblemente este sea el apartado menos estudiado del tratamiento de boración

pues la bibliografía, exceptuando las referencias indicadas en las páginas 51 y 52, sólo

incide en las durezas y espesores de capa alcanzados.

Los resultados obtenidos muestran que el comportamiento frente a ácidos

reductores es positivo mejorando sustancialmente la respuesta a la corrosión, y también

que ésta es mejor ante ácidos diluidos que concentrados.

208



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Untersuchnungen über die Elementverteilung in legierten Stáhlen beim

Borieren .HTM 35 (1980) 1, 24-28

111 .- Von M atuschka, Alfred Graf. 1980. Boronizing . Eyden and Son Inc.

Philadelphial980.

112 .- Weber A., Bringmann U., Nikulski R., Klages C.P., Electron Cyclotron



Resonance Plasma Deposition Of Cubic Boron Nitride Using N-

trimethyhlborazine .Surf.Coat.Techn.60 (1993) S. 493-497

113 .- Weber D., Luthardt M., Marx G., Zum Verhalten des Kohlenstoffs in den

Anfangsstadien der Boridschicht .Neue H ütte 28, 3 (1983) 94-98

114 .- Wierzchon T., Pokrasen S., Karpinski T., Plasmaborieren Faktoren, die die

Keim-bildung der Boridschicht auf Stahl bedingf'.HTM 28 (1983) 2, S. 57-62

115 .- Xiao-Ming C , Wen-Xian H., Jian-An J., Potential For Industrial Gas

BoronizingMndustrial Heating 11 (1989) 26-28

3



Figura 18: Esquema del equipo necesario para medir el espesor de capa por corrientes

de Eddy

Figura 19: Efecto de borde en boración

Figura 20: Tensiones residuales en capas horadas

Figura 21: Tensiones residuales en un acero SAE 1045 horado. El tratamiento post

enfriamiento fue: a ninguno, b normalizado, cjnormalizado, templado y revenido a

450 C,

e normalizado, templado y revenido a 200°C.

Figura 22: Rugosidad de aceros antes y después de borar

Figura 23: Capa horada del tántalo

Figura

24:

Capa horada a 940°C 8 horas de la aleación de níquel INIOO

Figura

25:

Aleación de titanio horada. xlOOO)

Figura 26: Distribución de la dureza en la sección horada de los metales reactivos y

refractarios

Figura 27:

Distribución

de la

dureza

en

aleaciones base hierro

y níquel

Figura

28:

Distribución de la dureza en aceros inoxidables.

Figura 29: Distribución de dureza en aleaciones resistentes al calor tras la boración

Figura

30:

Distribución de durezas de aleaciones Au-Cr después de

borar.

Figura 31: Dureza cerca de la superficie en función de el de elemento de aleación en

oro

Figura 3 2: Influencia del níquel en el cobre para b orar

Figura

33:

Micografías sobre la influencia del ni en el C u para borar.

Figura 34: Influencia del contenido en B4C en la formación de la capa horada del

acero

42CrMo4.

5



Figura 35: Influencia del acero en el espesor de capa horada. Se boro en pasta

comercial a 9 °C

Figura 36: Influencia d el tipo de acero y de la temperatura de boración en el espesor

de la capa b orada

Figura 37: Capa de boro obtenida con sales fiindidas de bórax con 30 de SiC. Se

traía de un acero

C45,

está horado 95 °C durante 5 horas.

Figura 38: Energías libres deformación de diferentes óxidos

Figura 39: Influencia del aditivo del baño y d el tipo de acero

Figura 40: Influencia d e la presencia de elemen tos formadores de carburos

Figura 4 1: Relación entre la energía de formación de las capas en un acero de alto

contenido en carbono y las energías necesarias para formar óxidos y carburos.

Figura

42:

Qué tipo de capa se puede obtener?

Figura 43: Esquema del homo necesario para borar con gas. a).- piezas a horar h).-

resistencias para calentar y c).-paredes del homo

Figura 44: Esquema de la probeta preparada para observación metalográfica

Figura 45: acero F-1140 atacado con nital-3

Figura 46: fotomicrografía binarizada

Figura 47: Fotomicrografía retocada

Figura 48 : Curva espesor-temperatura para tiempo constante de 4 horas

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7 2 LIST E T BL S

Tabla

1:

Valores de k

Tabla

2 : Estructura y

microdurezas

de las

capas

boradas

Tabla 3: Durezas comparadas de distintos materiales y tratamientos

Tabla 4

Resistencia

al

desgaste abrasivo

de a lgunas fases en las capas

difiisivas

de los

ley de adolfo fick

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