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Jornadas SAM – CONAMET – AAS 2001, Septiembre de 2001
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RESISTENCIA A LA FATIGA DE CONTACTO DE FUNDICIÓN
NODULAR, AUSTEMPERADA Y PARCIALMENTE ACOQUILLADA
J. Salvande y R. Dommarco
Grupo Tribología, Facultad de Ingeniería, UNMdP
Av. J.B.Justo 4302 – B 7608 FDQ Mar del Plata – Argentina
e-mail: [email protected]
RESUMEN
En trabajos previos se presentaron resultados relativos al mecanismo de falla y la resistencia
de la fundición nodular austemperada (ADI) cuando opera el desgaste por Fatiga de Contacto
por Rodadura (FCR). Se observó que los nódulos de grafito actúan como sitios preferenciales
para la nucleación de fisuras, acortando la vida hasta la falla, bajo condiciones de ensayo en
que la película lubricante, no alcanza a separar completamente las superficies en movimiento
relativo. Se especuló que, la eliminación total o parcial de los nódulos de grafito en la zona
próxima a la superficie, produciría un aumento en la resistencia. En el presente trabajo se
estudia la resistencia a la FCR del ADI, ampliando el intervalo de temperaturas de
austemperado evaluadas previamente. Además, se estudia la fundición nodular tratada
directamente en el proceso de colada mediante el uso de enfriadores en el molde. El aumento
en la velocidad de enfriamiento, producido por el enfriador, promueve la precipitación de
carburos y, además, el aumento de la cantidad y disminución de tamaño de los nódulos de
grafito. La resistencia a la FCR de la fundición nodular con microestructuras austemperada y
parcialmente acoquillada sin tratamiento térmico posterior, fueron evaluadas y comparadas
con la obtenida para un acero SAE 4140 T&R. Poniendo en consideración sólo la respuesta a
la FCR, la resistencia del ADI aumenta con la disminución de la temperatura de
austemperado, mientras que la fundición nodular parcialmente acoquillada “as-cast” mostró
una resistencia excelente y superior a la de ADI.
Palabras clave
Fundición Nodular, Acoquillado, Fatiga de Contacto, Dureza de Matriz,
INTRODUCCION
La Fatiga de Contacto por Rodadura (FCR) es un mecanismo de desgaste, que se
presenta en elementos mecánicos tales como engranajes, levas o rodamientos, entre otros. La
Fundición Nodular Austemperada (ADI), viene siendo utilizada con éxito desde los años 70,
por importantes empresas automotrices, para la construcción de engranajes. No obstante los
trabajos de desarrollo previo realizados y los conocimientos adquiridos, los intereses
comerciales hacen que los datos útiles para el diseño, no se encuentren disponibles. La
información disponible, generalmente es presentada como casos puntuales de aplicación
[1][2][3], donde los valores relevantes para el diseño, en especial los relativos a composición
química y tratamiento térmico no son divulgados. Sólo datos de resistencia relativa al
desgaste por FCR, se pueden encontrar en el manual publicado por QIT-Fer et Titane Inc. [4],
bajo condiciones de ensayo no especificadas. Sin embargo, los valores muestran tendencias
similares a las obtenidas en trabajos propios [5], donde se estudió la influencia de defectos
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Salvande y Dommarco
artificiales sobre la resistencia a la FCR. En otros trabajos se han tratado los aspectos relativos
al mecanismo de falla operante en el ADI sometido a FCR [6, 7].
El flanco del diente de un engranaje se ve sometido a dos tipos de desgaste, donde uno
de ellos es la FCR, sobre la línea primitiva y en su zona próxima. El otro tipo es el scuffing,
producido por la microsoldadura de las asperezas superficiales (rugosidad), el cual tiene lugar,
tanto por encima como por debajo de la línea primitiva. En un trabajo reciente [8], se puso en
evidencia la importancia del grafito libre, presente en la microestructura del ADI, en la mayor
resistencia de este material, respecto de aceros tipo 20MnCr5 (IRAM 5121), especialmente
bajo cargas elevadas. En esta condición de ensayo, el grafito libre juega un papel muy
importante, evitando la soldadura de las microasperezas superficiales.
Sin embargo, cuando se considera el desgaste por FCR, la presencia de los nódulos de
grafito ha demostrado ser perjudicial, especialmente para cargas elevadas [7, 9], situación
bajo la cual la nucleación de la falla es del tipo superficial. Las exigencias cada vez mayores,
impuestas sobre los equipos mecánicos, hacen que el tipo de falla superficial, sea el más
frecuentemente observado en la actualidad. En estas condiciones de carga, en las cuales se
produce el contacto metálico entre las superficies, los nódulos de grafito actúan como sitios
preferenciales para la nucleación de la falla.
Por lo tanto, es de esperar que el tratamiento superficial de la fundición nodular,
modificando el conteo y tamaño nodular, produzca una variación en la resistencia a la FCR.
La bibliografía muestra en este sentido, que la práctica de tratamiento superficiales por
refusión, son aplicados con éxito para aumentar la resistencia mecánica de este material,
eliminando total o parcialmente el grafito libre.
En el presente, por un lado se realiza el estudio de la resistencia a la fatiga de contacto
de muestras de ADI, ampliando el intervalo de temperaturas de austemperado evaluado en
trabajos previos [9]. Por otro lado, se evalúa la resistencia a la FCR de muestras con
tratamiento superficial. Este tratamiento se practica directamente en el proceso de colada,
aumentando la velocidad de solidificación mediante el uso de enfriadores en el molde.
METODOLOGIA EXPERIMENTAL
El material base, para muestras austemperadas, se obtuvo mediante una colada
industrial aleada con Cu. Las muestras fueron austenizadas en horno mufla a una temperatura
Tγ = 920°C durante tγ = 120 min. y austemperadas en baño de sales a Ta = 240, 260, 280 y
300°C durante ta = 120 min., por lo cual las muestras fabricadas recibieron las
denominaciones, ADI 240, ADI 260, ADI 280 y ADI 300, respectivamente. Las muestras
parcialmente acoquilladas fueron coladas en planta piloto, utilizando un molde compuesto, el
cual posee un enfriador sobre la superficie a ensayar. La terminación superficial de las
muestras se realizó mediante rectificado con grano 60 y con papel esmeril de grano 100.
Los ensayos de FCR se realizaron con una máquina tipo rodamiento plano, construida
en el Grupo Tribología [10]. Se utilizó una velocidad de rotación del husillo portamuestra de
1640 r.p.m., girando sobre un rodamiento de empuje axial tipo 51107 como contramuestra.
Tal geometría impone una frecuencia de carga de 0,97 x 106 ciclos por hora.
La resistencia a la FCR de la fundición nodular, fue comparada con la obtenida sobre
muestras de acero SAE 4140 templado y revenido.
La presión de contacto se eligió para una relación p0/kk ≈ 4, valor que promueve la
degradación del material [11], donde kk es el límite elástico cinemático del material y p0, la
máxima tensión hertziana. De acuerdo al valor kk de los materiales empleados, se utilizaron
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tensiones de contacto máximas, p0 = 1600 y 2200 MPa, para la fundición nodular y el acero
respectivamente. Mediante el uso de la teoría Hertziana (comportamiento elástico), se
calcularon los valores de la carga de ensayo que produce la tensión de contacto requerida, la
cual genera un área de contacto circular de radio a ≈ 150 µm. El ensayo se detiene cuando, el
nivel de vibraciones se incrementa, por la presencia de discontinuidades en el camino de
rodadura, producidas por la fatiga de contacto.
Se utilizaron defectos artificiales, los cuales fueron introducidos sobre el camino de
rodadura, utilizando un penetrador de dureza Rockwell C con una carga de 100 N (precarga).
Si bien las condiciones de contacto son no ideales, la tensión de contacto p0 y el espesor
de la película lubricante h0, fueron calculados utilizando las soluciones de Hertz y de
Hamrock y Dowson [12], respectivamente, sólo con fines comparativos y de referencia.
RESULTADOS Y DISCUSION
En la Figura 1 se observa la microestructura correspondiente a las muestras de ADI, con
el aspecto característico de las obtenidas a temperaturas intermedias y bajas de austemperado,
del tipo acicular y cada vez más fina cuando disminuye la temperatura. La misma está
compuesta por agujas de ferrita inmersas en la austenita estable a temperatura ambiente,
conocida habitualmente como ausferrita.
a)
b)
c)
d)
20 µm
Figura 1. Microestructura de las muestras de ADI.
a) ADI 300, b) ADI 280, c) ADI 260, d) ADI 240.
La Figura 2 muestra la microestructura obtenida en la fundición nodular parcialmente
acoquillada - FNPA, donde se observa, en a) un elevado conteo nodular, del orden de 900
nod/mm2 y un tamaño de nódulo 7, en la zona próxima a la superficie del enfriador, en b) una
disminución del conteo nodular y aumento del tamaño de nódulo a 15 mm del enfriador, y en
c) las características de la matriz en la zona próxima al enfriador, compuesta por carburo de
hierro (cementita – Fe3C) y perlita. La dureza máxima de la FNPA fue de 46 HRC.
Vale aclarar que, si bien es posible observar que el uso de un proceso de refusión, puede
disminuir notablemente el conteo nodular y hasta eliminarlo [13], esto depende, en última
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Salvande y Dommarco
instancia del contenido de silicio del material. En la presente simulación con enfriadores
metálicos se utilizó una aleación con un contenido relativametne elevado de Si = 2,6%, el cual
es compatible con la posibilidad de obtener una estructura ausferrítica en el austemperado.
a)
b)
100 µm
100 µm
c)
Figura 2. Microestructura de
la fundición nodular parcialmente acoquillada. a) sin
atacar contra la superficie del
enfriador, b) a 15 mm del
enfriador, c) atacada a 2 mm
del enfriador.
20 µm
La Tabla 1 lista los valores de dureza, tensión de Hertz – p0, rugosidad, espesor mínimo
de película lubricante – h0 y, también, el coeficiente de espesor de película lubricante (Factor
Lambda - λ). Este último surge del cociente entre h0 y la rugosidad compuesta de las
superficies en contacto ( Ra12 + Ra22 )0,5 , definiendo el régimen de funcionamiento. Cuando λ <
2, se produce la interacción entre las microasperezas superficiales, y el origen de la falla
tiende a ser superficial, siendo este el modo de falla buscado en el presente trabajo.
Tabla 1. Valores de dureza, rugosidad y parámetros
de funcionamiento utilizados en los ensayos de FCR.
Muestra
Dureza
HRC
Carga Ens.
p0 – MPa
Rugosidad
Ra - µm
h0 - µm
λ
ADI 300
41
1600
0,63
0,591
0,94
ADI 280
43
1600
0,83
0,591
0,72
ADI 260
46
1600
0,83
0,591
0,72
ADI 240
49
1600
0,90
0,591
0,66
FNPA
46
1600
0,75
0,591
0,79
SAE 4140
52
2200
0,63
0,552
0,87
Los resultados obtenidos en laboratorio para la resistencia a la FCR se observan en las
Figuras 3 y 4, donde se muestran las curvas de Probabilidad de Falla (%) vs. Vida (ciclos de
carga) para las diferentes variantes de material ensayadas. La Fig.3 muestra las curvas
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Probabilidad de Falla - %
correspondientes a ADI 300, ADI 280 y ADI 260, mientras que la Fig.4 presenta las curvas
correspondientes, en este caso, a ADI 240, la FNPA y el acero SAE 4140. Se observa que la
vida media - η y la dureza, aumentan para las menores temperaturas de austemperado. La
resistencia a la FCR del ADI 240 resultó ser la más elevada para este tipo de tratamiento
térmico, con una vida media η = 8,1x106 ciclos de carga.
Por su parte, la FNPA, la cual no posee tratamiento térmico y una dureza as-cast de 49
HRC, mostró la resistencia más elevada entre la variantes de fundición de hierro ensayadas,
con una vida media η = 11,2x106 ciclos de carga. El material de referencia, acero SAE 4140,
cuya microestructura de ~50 HRC no posee las discontinuidades generadas por el grafito
libre, posee una vida media η = 15x106 ciclos de carga. La Tabla 2 lista los valores
característicos de las curvas de las Figs. 3 y 4.
Ciclos de Carga x 106
Figura 3. Probabilidad de falla para el ADI 300, ADI 280 y ADI 260.
Si bien, la naturaleza propia del fenómeno de fatiga, hace que la certeza de un valor de
vida o resistencia aumente con el número de ensayos realizados, los datos obtenidos (al menos
seis por variante de material) muestran una tendencia clara, marcando un aumento en la
resistencia a la FCR, para las microestructuras de menor temperatura de austemperado y
mayor dureza. La Figura 5 representa tal tendencia, en la cual se observa un aumento en la
vida media - η, para un aumento de la dureza.
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Probabilidad de Falla - %
Salvande y Dommarco
Ciclos de Carga x 10
6
Figura 4. Probabilidad de falla para el ADI 280 y el SAE 4140,
p0 = 1915 MPa y p0 = 2200 MPa, respectivamente.
Tabla 2. Valores característicos de las curvas de resistencia a la FCR.
Vida L10, L50 y Media, expresadas en ciclos * 106.
Muestra
Vida L10
Vida L50
η - Vida
Media
β - Pendiente
Weibull
r2 – Factor
Correlación
ADI 300
0,852
1,641
1,864
2,873
0,964
ADI 280
1,661
2,128
2,232
7,600
0,999
ADI 260
0,947
2,918
3,621
1,678
0,816
ADI 240
2,799
6,825
8,118
2,114
0,940
FNPA
3,325
9,173
11,17
1,8610
0,901
SAE 4140
4,434
12,322
15,033
1,843
0,809
Los parámetros de ensayo seleccionados, promueven el funcionamiento de la máquina
con un λ < 1, resultando de esta forma importante la microestructura de la fundición nodular
y, particularmente, las discontinuidades producidas por la presencia del grafito libre. Esto es
corroborado, a través del análisis del efecto producido por el uso de los defectos artificiales.
La nucleación de la falla resultó ser poco afectada por la presencia de los defectos artificiales,
tanto en el ADI como en el acero. Del total de defectos utilizados en muestras de ADI, sólo un
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6 % promovió la aparición o nucleación de la falla, sin que sea esta la que determinó el fin del
ensayo. En el acero SAE 4140 este porcentaje aumentó a un 23 %, mostrando que su
microestructura es más sensible a la presencia de discontinuidades.
Vida L10 y Media - ciclos x 105 / Dureza - HRC
160
140
Vida L10
Vida Media - η
Dureza
120
100
80
60
40
20
0
ADI 300 ADI 280 ADI 260 ADI 240
FNPA SAE 4140
Material - Denominac.
Figura 5. Diagrama de barras que muestra la correlación existente entre
la dureza y las vidas L10 y media - η, para las diferentes variantes de ADI,
la fundición nodular parcialmente acoquillada (FNPA) y el acero SAE 4140.
Las muestras de ADI y de acero mostraron un tipo de falla localizada, en forma de
cráter, también conocido como “spall”, de aproximadamente ∼500 µm de diámetro y una
profundidad de ∼250 µm, en forma similar a la observada en trabajos previos.
Por su parte la falla en la FNPA mostró características diferentes, ya que la misma
resultó generalizada o extendida a lo largo de importantes porciones del camino de rodadura,
y con una profundidad relativamente baja, del orden de 50-100 µm.
CONCLUSIONES
La resistencia a la fatiga de contacto por rodadura de la fundición nodular austemperada
se incrementa con la dureza del material, es decir, con la disminución de la temperatura de
austemperado.
Cuando se compara la resistencia del ADI con la del acero SAE 4140 T&R, la misma
resulta ser bastante inferior, particularmente para los grados de menor dureza. Se observa que
la presencia de los nódulos de grafito es determinante para la nucleación de la falla.
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Salvande y Dommarco
La fundición nodular parcialmente acoquillada, mostró una microestructura compuesta
por un elevado conteo nodular, próximo a los 900 nod/mm2, con una matriz compuesta por
perlita y carburos de hierro. Este material posee una resistencia a la FCR excelente, resultando
aun más elevada que la correspondiente al grado de ADI de mayor resistencia.
La excelente resistencia a la FCR de la FNPA fue obtenida en una estructura “as cast”,
lo cual representa una muy interesante alternativa de material, para la producción de
elementos mecánicos, como por ejemplo levas para máquina envasadora, con un muy bajo
costo de producción.
Estos resultados son de sumo interés para el diseño de elementos de máquina en
general. Para aquellos sometidos a un estado combinado de solicitación, por ejemplo,
tensiones elevadas + cargas dinámicas + FCR, se dispone ahora de valores de referencias para
seleccionar el ciclo de tratamiento térmico que permita obtener el grado de ADI más
apropiado. Para aquella solicitación en la que el desgaste por FCR es el principal
requerimiento, acompañado por valores de tensión e impacto de valor moderado a bajo, la
FNPA se presenta como una excelente alternativa.
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