PDF Link - Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales

PDF Link - Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales

Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 20, N° 1, 2000, 3-12
EFECTO DE LA TEMPERATURA DE AUSTEMPERIZADO EN LA
VELOCIDAD DE CRECIMIENTO DE GRIETAS EN HIERROS
NODULARES MODIFICADOS CON COBRE, NIQUEL Y/O
MOLIBDENO
(parte 1: Desarrollo Experimental y Pruebas del Medio Continuo)
aMoA. Acosta, a,bM.Martinez Madrid, aJoA. Lopez
aInstituto
Mexicano del Transporte, Coordinación de Equipamiento para el Transporte,
Querétaro, México,
"Universidad Nacional Autónoma de México, Física Aplicada y Tecnología Avanzada,
Querétaro, México. E-mail: [email protected]
Resumen
Se realizaron estudios de las propiedades mecarncas del medio continuo en hierros nodulares
austemperizados, con el objetivo de determinar la combinación óptima de composición química y
temperatura de tratamiento isotérmico, que produzca las mejores propiedades mecánicas y una mejor
resistencia a la fatiga. Para este fin, se estudiaron siete composiciones diferentes de hierros nodulares
aleados con: cobre, níquel y/o molibdeno; los cuales, fueron sometidos a tres tipos de tratamiento
térmico de austemperizado, para obtener microestructuras básicamente bainíticas, los ensayos se
realizaron a temperatura ambiente.
Los resultados muestran que, con una menor temperatura en el tratamiento térmico de
austemperizado se obtienen mejores propiedades mecánicas. El análisis de los resultados fue reforzado
con valoraciones de la morfología y nodularidad del grafito.
Palabras Clave: Hierros Nodulares, Austemperizado, Mecánica del Medio Continuo, Propagación de
Grietas por Fatiga.
Abstract
It was carried out studies of the mechanical properties of the continuous means in austempered
nodular iron, in order to determine a good combination of chemical composition and isothermal
treatment temperature that produces the best mechanical properties and a better resistance to the
fatigue. Seven different nodular iron compositions alloyed with copper, nickel and/or molybdenum
were studied and they were subjected to three types of austempering thermal treatment to obtain a
bainitic microestructure. Tests were carried out at ambient temperature.
The results show that with a lower temperature in the austempering thermal treatment better
mechanical properties are obtained. The results were correlated with the morphology and graphite
nodularity.
Keywords: Nodular Irons, Austemperizado, Mechanics of the Continuous Means, Propagation of
Cracks for Fatigue.
4
M A. Acosta y col. /Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales
1. Introducción
El Hierro Nodular tiene mayor resistencia a la fatiga
en comparación con el Hierro Gris, debido a la forma
nodular del grafito, por lo tanto, son materiales de
importancia tecnológica gracias a que además poseen las
siguientes ventajas: buena relación costo - beneficio,
facilidad de producción, excelente maquinabilidad y
disponibilidad de materia prima para su fabricación. En
la industria automotriz, los Hierros Nodulares se utilizan
en varias partes (Fig. 1), muchas de las cuales están
sujetas a procesos de fatiga.
Investigaciones recientes han demostrado que un
tratamiento
térmico
de
austemperizado
mejora
notablemente las propiedades de fatiga de hierros
nodulares, haciéndolos competitivos contra los aceros
forjados y otros materiales en aplicaciones donde se
presenta fatiga, como por ejemplo: partes de suspensión,
flechas, cigüeñales, etcétera [1,2]. Sin embargo, a la
fecha, se han.reportado pocos estudios sistemáticos del
efecto de la temperatura de transformación isotérmica,
así como de la composición
química en el
comportamiento
en fatiga de estos materiales. En
especial, las combinaciones de aleantes como Cu-Ni, CuMo, Ni-Mo y Ni-Mo-Cu, los que resultan atractivas para
la producción comercial de partes hechas con hierro
nodular austemperizado,
por su combinación
de
propiedades en tensión e impacto.
Los datos de los ensayos mecánicos del medio
cor '\nuo (Tensión y Dureza) servirán para la selección de
mate 'iales, buscando
la combinación
óptima de
comp isición y temperatura de tratamiento isotérmico,
que pi oduzca las mejores propiedades mecánicas, así
como una mayor resistencia a los procesos de fatiga,
tema que es tratado en la segunda parte de esta
.nvestigación,
con Hierro Nodular,
2. Antecedentes
El hierro nodular austemperizado, es esencialmente
diseñado
para aplicaciones
que requieren
una
combinación de alta resistencia y alta tenacidad, estas
propiedades son el resultado de múltiples factores
destacando: las características microestructurales,
la
nodularidad y los tipos de microconstituyentes que posee la
aleación; donde la nodularidad se refiere al porcentaje de
grafito que se encuentra en forma de nódulos dentro de la
fundición de hierro [2].
2.1. Efectos de los elementos aleantes
El efecto de los elementos aleantes determinan las
tendencias de transformación microestructural durante el
tratamiento térmico de los hierros nodulares, los cuales se
enumeran a continuación:
Molibdeno
•
Incrementa la solubilidad del carbono en la austenita y
baja el coeficiente de difusión, incrementando el
volumen de austenita estabilizada y disminuyendo el
contenido de ferrita[ 4-7].
•
El efecto sobre la templabilidad es diez veces superior
al cobre[8].
•
Forma carburo s muy difíciles de disolver.
•
Se usa especialmente en piezas de gran sección.
•
Con contenidos superiores al 0.3% se incrementa la
segregación lo cual es nocivo en algunas fundiciones
[4,5,9].
Níquel
•
Disminuye la transferencia de carbono entre la matriz
y los nódulos de grafito.
•
Estabiliza la fase austenítica, por lo tanto disminuye la
temperatura de austenitización (transformación a
austenita).
•
Kovacs señala que no afecta la cinética de la 1a etapa
(nucIeación de ferrita y austenita de alto carbono) pero
retarda la precipitación de carburos. Por otro lado,
algunos autores afirman que este elemento retarda
considerablemente la la etapa, este efecto es más
marcado cuando el níquel se usa en combinación con
cobre[ 4,8,9,10].
•
El níquel incrementa el tiempo del tratamiento de
austemperizado, requerido para alcanzar el máximo
esfuerzo tensil para cualquier temperatura{8].
•
Existe acuerdo para señalar que, incrementando el
contenido de níquel en las fundiciones nodulares
austemperizadas,
se incremenía
la ductilidad,
alcanzando la máxima alrededor
00/0; a mayores
contenidos
hay una
gradual
en esta
propiedad[ 4,5,8",11].
•
Por otra parte, la re;tisteo::a
tensión disminuye
cuando se increm
COIMelD:JíIO de níquel y dentro
de un rango de
perizado de 300
a 400°C[4].
Cobre
•
De efectos si:::=i!~~
agrega
•
Es
¡¡¡!¡;::q:1d,
pero más económico, se
-dad de templado.
de la perlita en las
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 20, No. 1, 2000,
•
Crea una barrera para la difusión del carbono, por lo
que retarda el tiempo de austenitización[9].
No se ha reportado que altere el inicio de la
transformación en el austemperizado, pero se cree
que retarda la aparición de carburos y por ende
retarda la 28 etapa, por lo que amplía el intervalo de
tiempo donde se tiene la máxima ductilidad y
resistencia al impacto[4,8].
•
2.2. Etapas de
Austemperizado
la transformación
isotérmica
del
En la Fig. 2, se puede apreciar un ciclo típico del
tratamiento térmico de austemperizado, en donde la pieza
de fundición es austenitizada (formación de Austenita)
entre 850 y 950°C, templada posteriormente en un baño
de sales fundidas en un rango de temperatura de 300500°C Y mantenida a esta temperatura por el tiempo
necesario para lograr la transformación'f de la austenita
en bainita.
González, Hallen y Cisneros evaluaron las propiedades
en tensión, impacto y a la fatiga de dos hierros nodulares
aleados con Cu-Mo y con Ni-Mo; austemperizados tanto a
370°C, como a 315°C, con el fin de obtener
microestructuras
de bainita gruesa y bainita fina
respectivamente (Fig. 3) [1]. Los resultados de éstos
estudios mostraron que, en ambas aleaciones es posible
obtener una buena combinación de resistencia mecánica y
resistencia a la fatiga mediante el austemperizado. Para una
misma composición química, se obtuvo mayor resistencia
mecánica y mayor resistencia a la fatiga con la temperatura
de austemperizado de 315°C, aunque la energía de impacto
Charpy fue mucho mayor con la temperatura de
austemperizado a 370°C. Los hierros nodulares con Cu-Mo
demostraron tener una resistencia a la fatiga mayor que los
aleados con Ni-Me.
EUTA
600
~
I!
5
400
!••
Q.
E
••
r-
200
MARTENSITA
roo
10
Tiempo
HJOO
ieceo
(seg)
Fig. 2. Diagrama de transformación isotérmica, mostrando la
trayectoria del tratamiento térmico de austemperizado
típico para el hierro nodular.l.5%Ni-O.3%Mo[12].
La transformación isotérmica, en el intervalo de
temperatura del austemperizado se realiza en dos etapas:
Etapa J: Transformación parcial de austenita
y~(a.)+(y)
100/lm
Fig. 3. Microestructuratípica del hierro nodular tratado a 315°C,
mostrandola bainita inferior (aleación INi-O.23Mo-O.6Cu)
3. Metodología Experimental
En esta sección se detalla la metodología experimental
empleada para el desarrollo de este trabajo y en la cual se
describe: el proceso de fabricación de las probetas
utilizadas para los ensayos de crecimiento de grieta, la
composición química y la nomenclatura utilizada del
material estudiado, así como, del tipo de pruebas y de los
equipos utilizados para realizar las pruebas mecánicas del
medio continuo.
Etapa 2. Descomposición de la austenita metaestable
3. J. Fusión v obtención del Hierro Nodular
(y) ~ a. + carburos
donde:
y : Austenita [13]
(y) : Austenita Metaestable
a. : Ferrita
(a.): Ferrita sobresaturada con carbono
a. + carburos: Bainita o Ausferrita
Para la fusión y obtención del Hierro Nodular con cada
una de las composiciones estudiadas, se utilizó un horno
eléctrico de inducción sin núcleo, como el que se muestra
en la Fig. 4, posteriormente a la fusión de los materiales se
realizaron
los
siguientes
procesos " metalúrgicos:
inoculación, nodulización y vaciado en moldes, los cuales
se detallan a continuación:
M A. Acosta y col. /Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales
6
cucharón de nodulización,
para- 'hacer más eficiente la
reacción.
Terminada la nodulización se vació el metal fundido en
moldes de arena sílica con silicato de sodio y endurecida
con CO2, los cuales tienen forma de bloque en Y, lo que
permitió que los defectos que se producen durante la
solidificación se diseminaran en la parte superior, de tal
forma que la parte inferior permaneciera con menor
número de defectos, como pudieran ser rechupes o
porosidades. En la Fig. 6 se muestra un esquema de los
bloques Y.
----,...,...
I
I
I
I
I
I
I
III
'D
Fig. 4. Proceso de vaciado del metal fundido, del Horno de
inducción hacia el cucharón de nodulización, Laboratorios de
Metal - Mecánica del Instituto Tecnológico de Sa/ti//o, México.
.-t
...,...
I
I I
I I
IIlI
• I
11
11
11 .•....
~5.J
(1")1
'DI
Inoculación,
Nodulización y vaciado
Previamente al proceso de nodulización, se aplicó el
proceso de inoculación en el cucharón de nodulización,
empleando como inoculante ferrosilicio.
Una vez terminado el proceso de inoculación se
realizó la Nodulización, el cual tiene por objeto favorecer
la precipitación de nódulo s de grafito. Para el proceso de
nodulización se empleó el método tundish-cover o de
reactor con tapa, la ventaja de este método es que se
limita la cantidad de aire (oxígeno) disponible dentro del
reactor mientras ocurre la reacción
líquido
esferoidizarite (nodulizante), ya que el cucharón es
parcialmente cerrado por medio de una tapa en su parte
superior (Fig. 5). Los nodulizantes empleados son
ferrosilicio y magnesio.
I
I
---
~--------- 203-.
--------1
Fig. 6. Esquema de los bloques de fusión en "Y", de donde se
obtuvieron las probetas de ensayo.
3.2. Composición Química y Nomenclatura utilizada
La composición química y nomenclatura utilizada de
los Hierros Nodulares estudiados, se muestra en la tabla 1.
Tabla l. Composiciónquímica de los hierros nodulares ensayados
(% en.peso),
3.3. Tratamiento térmico de austemperizado
Fig. 5. Esquema del cucharón de nodulización.
Para los procesos de Inoculación y Nodulización, los
reactivos se colocaron en la cavidad del fondo del
Con respecto al proceso del tratamiento térmico de
austemperizado que se empleó, éste se realizó en dos
etapas, como se detalla a continuación:
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 20, No. 1, 2000,
7
Etapa l.Austenitizado
Pruebas de dureza
Todas las probetas fueron transformadas en austenita,
a una temperatura de 870°C durante dos horas en un
horno de resistencia eléctrica (Fig. 7). El tiempo utilizado
fue establecido básicamente para que todas las probetas
alcanzaran la transformación esperada.
Para evitar la descarburización en la superficie por
efectos de difusión hacia el exterior, a las probetas se les
aplicó una capa de pintura base zirconia y luego se
empaquetaron en una caja metálica rellena de rebaba
fresca de hierro gris.
Se realizaron pruebas de dureza brinell, en cada una de
las aleaciones estudiadas, con las siguientes condiciones de
prueba:
Etapa 11. Austemperizado
Para
la
transformación
isotérmica
de
Austemperizado, es decir, la etapa en que ocurre la
transformación de austenita a bainita (ausferrita), se
realizó en un baño de sales fundidas con nitrato de sodio
y carbonato de sodio, en una relación de dos a uno en
peso y con temperaturas de 370, 350 Y 315°C. Una vez
transcurrido el tiempo de transformación (2 horas), las
muestras fueron sacadas del baño de sales y enfriadas con
agua. Las temperaturas del tratamiento térmico, fueron
seleccionadas con el fin de obtener una estructura
cristalina del tipo bainítico (ausferrítico).
-
1000
Diámetro del Identador
10rnm
Carga
2900Kgs
Tiempo de aplicación de carga
10 Seg.
Pruebas estereométricas del grafdo
Antes del tratamiento térmico de austemperizado, se
midieron el tamaño, nodularidad, los nódulos/mm" y la
esfericidad de los nódulos de grafito, para realizar estas
mediciones se utilizó un analizador de imágenes Buehler
Omnimet IV y un microscopio metalográfico Olympus
Metphot, la microestructura se reveló mediante ataque
químico con una solución de Nital al 2%.
~uebas~aJOgrájicas
Después del tratamiento térmico de austemperizado, se
realizaron
las metalografias
en un microscopio
metalográfico Olympus Metphot, en campo calro, a 200 y
400 aumentos, la microestructura se reveló mediante
ataque químico con una solución de Nital al 2%.
ETAPA I
870
4. Resultados y Análisis de Resultados
800
EI!
E
i
~
En esta sección se muestran los resultados de las
pruebas llevadas a cabo para cada una de las aleaciones
estudiadas.
100
600
500
ETAPA U
4.1. Resultados de las pruebas de Tensión Uniaxial
-
400
:lOO
En la tabla 2 y en las Figs. 8 y 9, se muestran las
propiedades en tensión, en la cual se indica el esfuerzo de
cedencia (00) y la resistencia última a la tensión (RUT),
200
100
1""
o
o
1'
3
2
4
5
Tiempo (Hrs)
Fig. 7. Proceso
experimento.
del tratamiento
térmico
Tabla 2 Propiedades en tensión de las diferentes aleaciones
Temp
empleado
en el
3.4. Pruebas mecánicas realizadas
Para reforzar el análisis comparativo de cada
composición química ensayada, se hicieron las siguientes
pruebas mecánicas del medio continuo:
Pruebas de tensión unioxial
Para las pruebas de tensión uniaxial, estas se
realizaron por duplicado con probetas cilíndricas de
sección reducida de acuerdo a la norma ASTM-897M-90,
en una máquina servohidraúlica MTS modelo 810, de
100 KN de capacidad en carga estática.
370°C
350°C
315°C
Comp
o.
(Mpa)
RUT
0'.
RUT
0'.
RUT
(MPa)
(MPa)
(MPa)
(MPa)
C3
C4
866
591
608
557
654
724
782
1136
834
811
820
895
937
951
-
-
775
877
725
813
880
943
1053
1027
1020
1107
1069
1157
(MPa)
1005
787
1114
864
1091
1007
1090
1359
1288
1354
es
C6
C7
es
C9
1327
1271
1350
1319
M A. Acosta y col. /Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales
8
1~O'---------~-----------------------'
410
1100 +----------li~\l---------;;;;;:-------__:=_"
390
t~ 1~+_~~------~~-----~~-~-_4~~
j
900 +--!l~iIl-A
---------l!il\l---------h'll---Irm----iílll~"ilI_l
-ll
800
j
700 HlHl\l+~
--illll~-
.:l
HlHi\j----=--
370
! 360
¡
::l 330
e
¿¡ 310
290
600 +---'J-lll!l1-=
270
260
C3
C4
C6
C6
C7
CS
C3
C9
C4
C6
C5
C7
C8
C9
Fig. 10. Dureza Brinell por tipo de aleación.
Fig. 8. Esfuerzo de cedencia por tipo de aleación.
4.3. Resultados de las Pruebas Estereométricas
1400
"i
~
¡"i
1300
~
.~
En la tabla 4 y Figs. 11, 12 Y 13, se indican las
características estereométricas del grafito presente en los
hierros nodulares ensayados.
.
¡;:
'0
.¡ 1~0
e
s.!!
•
Tabla 4. Características del grafito.
a
~
1100
..
"-
Comp
lO
~E
5
C9
Fig. 9. Resistencia Ultima a la Tensión por tipo de Aleación.
C9
¡;:
Jl
..
900
.!
~
Ta
800
C3
C4
C6
C6
C7
ca
Los datos de la aleación C3 no están disponibles, ya
que de las probetas ensayadas, todas fueron rechazadas
por fracturarse fuera de la zonas de medición.
6y7
5y7
6y7
5y7
6y7
5y6
6y7
..
Nódulos/mm2
Esfericidad
68.1
65.9
68.3
90
95
85
155
211
150
280
214
180
82.8
86.9
75.6
95
280
-
(%)
1~
C3
C4
CS
C6
C7
C8
·3
ularidad
95
80
90
(%l
6.6.----------------------------,
6.6
6.4
6.3
4.2. Resultados de las Pruebas de Dureza
.2
En la tabla 3 y Fig. 10, se indican los valores de
dureza Brinell, de las aleaciones ensayadas.
Tabla 3. valores de dureza Brinell de las aleaciones ensayadas,
Temperatura
Comp.
C3
C4
es
C6
C7
es
C9
de transformación
3700C
3500C
31S0C
274
275
285
303
294
289
303
310
318
328
326
336
336
344
372
375
382
390
385
393
385
6.2
:8
6.1
Z 8.0
~
'i
5.9
5.8
~ 5.7
6.6
6.6
6.4
5.3
5.2
C3
C4
CS
C8
C7
ca
CI
Fig. 11. Tamaño promedio de los nódulos por tipo de aleación.
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 20, No.l, 2000,
9
300
280
280
240
e
e
N
220
~ 200
"
~ 180
180
140
120
100
C3
C4
Fig. 12. Número
aleación.
CS
CS
C7
C8
CS
de nódulos por mnr', por cada tipo de
Fig. 14. Microestructura típica de las probetas tratadas a 315°C,
mostrando bainita inferior, aleación C3 a 400X.
100%.----------------------------------,
9~k~.r----------------_,.r--------~~
90% +-1.._---85% +-1.._---80%
+-1"_-....---
75% +-1__ -.--111-----
65%
60%
C3
C4
CS
C7
C8
CS
Fig. 13. Porcentajes de Nodularidad Y esfericidad, por tipo de
aleación.
Fig. 15. Microestructura típica de las probetas tratadas a 3700C,
mostrando la bainita superior, aleación C3 (INi-O.23Mo-O.6Cu) a
400X.
En general, se obtuvo una nodularidad promedio del
90% y un tamaño de nódulo entre 5 y 7.
4.4. Resultados metalográficos
Las microestructuras
obtenidas con la misma
temperatura de transformación, fue similar para las siete
composiciones
estudiadas de hierro nodular. Sin
embargo, con diferentes temperaturas de transformación,
se obtuvieron diversas microestructuras: las probetas
tratadas a 31SOC (Fig. 14) mostraron bainita inferior,
acicular y fina, mientras que las tratadas a 370°C
presentaron bainita superior, plumosa y gruesa (Fig. 15),
Y con tratamiento a 350°C (Fig. 16) presentaron una
mezcla de ambas.
Fig. 16. Microestructura típica de las probetas tratadas a 3500C,
mostrando una mezcla de bainita superior e inferior, aleación C3
a400X.
10
M. A. Acosta y col. /Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales
4.5. Análisis de los resultados
Efecto de la Temperatura de Austemperizado
De las pruebas realizadas se encontró que existe una
dependencia del esfuerzo de cedencia, la resistencia
última a la tensión y de la dureza con respecto a la
temperatura de austemperizado; los tres parámetros
aumentan invariablemente al disminuir la temperatura de
austemperizado, encontrando los máximos valores a
315°C de cada una de las composiciones químicas
ensayadas.
El mayor esfuerzo de cedencia lo registra la aleación
C5, la máxima resistencia última a la tensión la aleación
C7 y la máxima dureza la aleación C8, todos con un
tratamiento térmico a 315°C.
puede servir como base para futuras investigaciones en
temas afines.
Con respecto a los materiales ensayados en este
proyecto, se establecen las siguientes conclusiones:
l.
2.
Efecto de la composición química
Con respecto al esfuerzo de cedencia las aleaciones
C4 y C6 presentaron los valores más bajos con cualquier
temperatura de Austemperizado, el mayor esfuerzo de
cedencia lo registro la aleación C3 para el tratamiento
térmico a 370°C y para 315°C lo registro la aleación C5.
Con respecto a la Resistencia Ultima a la Tensión, no
se observan diferencias por efecto de la composición
química, ya que presentan una variación entre el máximo
valor registrado y el mínimo con menos del 6%, los
valores máximos los registraron la aleación C5, C9 y C7.
Con referencia a la dureza, no se aprecia un efecto
evidente debido a la composición química
El efecto de la composición química con referencia a
las características estereométricas, se observa que con
respecto a la forma de los precipitado de grafito, en las
aleaciones C3, C7 y C9, estas tienden a precipitarse en
forma de nódulos (Nodularidad). En las aleaciones C6 y
C7, los precipitados de grafito tienden a ser esféricos.
Los nódulos más grandes se registran en las aleaciones
C3, C5, C7 Y C9. Las aleaciones C6 y C9, presentaron el
mayor número de nódulos por unidad de área.
Efecto de las características estereométricas del grafito
Por otra parte, al igual que lo reportado por González
et al, la cuenta de nódulos volvió a ser muy variada (150
a 250 nódulos/mnr') y no se observaron diferencias
significativas en el comportamiento de los hierros por
efecto de esta característica, por lo que se podría
establecer que el número de nódulos de grafito
(nodularidad) no influye en las propiedades mecánicas
estudiadas, al menos en un rango de 150 a 250
nódulos/mm" [1].
5. Conclusiones
Durante el desarrollo de este trabajo, se planteó una
metodología para la producción y mejora de materiales
que actualmente se emplean en la industria y el cual,
3.
Existe una clara tendencia de que los Hierros
Nodulares
con
un
tratamiento
térmico
de
Austemperizado
a 3700C muestran una menor
resistencia mecánica, que coincide con un estudio
anterior!'! El caso contrario es el Hierro Nodular
tratado térmicamente a 315°C, ya que presenta las
mayores .resistencias mecánicas.
Los materiales
ensayados
tuvieron
diferentes
nodularidades, pero no se distinguió una tendencia
clara de esta variación en los resultados, lo que
refuerza la idea de que la cuenta de nódulos (rango de
150 a 250 nódulos/mm/) no influye en las propiedades
mecánicas estudiadas.
Con respecto a la morfología de los nódulos de grafito
no se encontró evidencia de que influyan en las
propiedades mecánicas de los materiales estudiados.
Sin embargo, se encontraron diferencias en la
morfología y el número de los nódulos precipitados
por tipo de aleantes utilizados.
Referencias
l.
J.L González, J.M. Hallen y M.M. Cisneros,
Resistencia Mecánica y a la Fatiga de Hierros
Nodulares al Cu-Mo y Ni-Mo Austemperizados, n
Congreso Internacional
de Materiales, Instituto
Tecnológico de Saltillo. Saltillo, Coah. México,
(1995) 58-69
2. J.L González y J.M. Hallen, Resistencia a la Fatiga de
Hierro Nodular Austemperizado, Moldeo y Fundición.
Soco Mexicana de Fundidores, Año XVI. No. 96,
(1994) 35-46
3. Design Engineers Digest, A Design
Engineers
Digest
of Ductile
Iron,
Ninth
Edition,
http://www. ductile. orgl dimg/ digestintro. html
4. A J. Saldivar, Efecto del Austemperizado Sobre la
Microestructura y Propiedades Mecánicas del Hierro
Dúctil Aleado con Níquel y Cobre, Tesis de Maestría,
Instituto Tecnológico de Saltillo, México, 1994, p. 872
5. PA Blackmore and R A Harding, The Effects of
Metallurgical Process Variables on the Properties of
Austempered Ductile Irons, Journal of Heat Treating.
Vol 3, No.4, (1984) 310-325
6. R C. Voigt and C. R Loper, Austempered Ductile
Iron-Process Control and Quality Assurance, Journal
ofHeat Treating. Vol 3, NoA, (1984) 291-309
7. T. N. Rouns, KB. Rundman and D. M. Moore, On the
Structure and Properties of Austempered Ductile Cast
Iron, AFS Transactions. Vol 92, (1984) 815-839
8. K L. Krishnaraj, H. N. L. Narasimhan and S. Seshan,
Structure and Properties of ADI as Affected by Low
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 20, No.I, 2000,
9.
10.
11.
12.
13.
Alloy Additions, AFS Transactions. Vol 100, (1992)
105-112
B. V. Kovacs, The Effects of Alloying Elements and
Their Segregation in ADL World Conference on
ADI. AFS, (1991) 241-270.
J. F. Janowak and R B. Gundlach, Development ola
Ductile !ron for Comercial Austempering, AFS
Transactions. Vol 91, (1983) 377-388.
RE. Campos, Estudio Cinético y Microestructural
del Proceso
de Austemperizado
de Hierros
Nodulares, Tesis de Maestría, Instituto Tecnológico
de Saltillo, México, 1993, p.21-42
J. F. Janowack and P. A. Morton, A guide to
mechanical properties possible by austempered
ductile cast iron, American Foundryrnen's society
transactions, Vol 92, p. 815-839.
R A. Prado, Contribución al Estudio del Proceso de
Austemperizado en Hierros Nodulares Aleados al
Cu-Mo y Ni-Mo, Tesis de Maestría, Instituto
Tecnológico de SaltilIo, México, 1995, p. 1-14
11