View/Open - Instituto Politécnico Nacional

INSTITUTO POLITECNICO NACIONAL
ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA MECÁNICA Y ELÉCTRICA
SECCIÓN DE ESTUDIOS DE POSGRADO E INVESTIGACIÓN
DESGASTE POR FATIGA EN DESLIZAMIENTO Y POR
CONTACTO DE RODADURA EN ACEROS AISI 4320,
8620, 4140 Y O1 BASE Y CON RECUBRIMIENTOS
DUROS DE TiN, CrN Y WC/C
T E S I S
QUE PARA OBTENER EL GRADO DE DOCTOR EN CIENCIAS CON
ESPECIALIDAD EN INGENIERIA MECANICA
P R E S E N T A:
M. en C. EDGAR ERNESTO VERA CARDENAS
DIRECTOR:
DR. MANUEL VITE TORRES
México, D.F.
Junio de 2009
INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL
SECRETARÍA DE INVESTIGACIÓN Y POSGRADO
CARTA CESIÓN DE DERECHOS
En la Ciudad de México, Distrito Federal, el día 22 del mes Junio del año 2009, el (la) que
suscr i be EDGAR ER NEST O V ERA CA R DENAS al u mno ( a) del Pr ogr a ma de
DOCTORADO EN CIENCIAS CON ESPECIALIDAD EN INGENIERÍA MECÁNICA con
número de registro B041003, adscrito a la Sección de Estudios de Posgrado e Investigació n de
la ESIME Unidad Zacatenco, manifiesta que es autor (a) intelectual del presente trabajo de
Tesis bajo la dirección del DR. MANUEL VITE TORRES y cede los derechos del trabajo
intitulado DESGASTE POR FATIGA EN DESLIZAMIENTO Y POR CONTACTO DE
RODADURA
EN
ACEROS
AISI
4320,
8620,
4140
Y
01
BASE
Y
CON
RECUBRIMIENTOS DUROS DE TiN, CrN Y WC/C, al Instituto Politécnico Nacional para
su difusión, con fines académicos y de investigación.
Los usuarios de la información no deben reproducir el contenido textual, grá ficas o datos del
trabajo sin el permiso expreso del autor y/o director del trabajo. Este puede ser obtenido
escribiendo a la siguiente dirección [email protected]. Si el permiso se otorga, el usuario
deberá dar el agradecimiento correspondiente y citar la fuente del mismo.
Nombre y firma
RESUMEN
Se analiza el desgaste producido en las superficies de contacto sometidas a
Fatiga por Contacto de Rodadura (FCR) y Fatiga por Contacto de Deslizamiento
(FCD), las cuales fueron recubiertas con materiales duros tales como: nitruro de
titanio, carburo de tungsteno, cromo duro, y nitruro de cromo y algunos
tratamientos térmicos tradicionales como: Templado y revenido, cementado, y
nitrurado. Se utilizaron materiales base que están normalizados para la fabricación
de rodamientos tales como: Acero AISI 4320, 4140, 8620, 1045, O1.
La metodología experimental utilizada fue propuesta y utilizada específicamente
para estos trabajos, dado que no se cuenta con normas que la indiquen.
Los ensayos de FCR se realizaron en el Laboratorio de Tribología de la SEPIESIME-Zacatenco del IPN. Se utilizó una máquina, en la cual se colocó la probeta
en un eje giratorio y se hace cargar sobre una base con balines, que provocan el
contacto puntual en la superficie de la probeta. La velocidad de rotación y la carga
son variables. Todas las pruebas se hicieron en condiciones lubricadas con aceite.
Se caracterizaron las probetas, obteniendo la microdureza y espesor de los
recubrimientos y rugosidad superficial.
Las condiciones de operación para los ensayos se determinaron con el fin de
provocar en los materiales usados una falla por fatiga, sobrepasando su límite
elástico cinemático.
Los resultados obtenidos en algunos de los casos fueron adecuados con el fin de
hacer algunas recomendaciones sobre el uso de materiales base y recubrimientos
en la fabricación de elementos sometidos a FCR.
Los ensayos de desgaste por deslizamiento se llevaron a cabo en el Laboratorio
de Tribología de la Universidad de Sheffield, Reino Unido. Se utilizó una máquina
reciprocante en condiciones secas a temperatura ambiente. Se obtuvieron
imágenes con microscopia óptica y electrónica. También fue posible obtener la
variación del coeficiente de fricción respecto al número de ciclos. Los resultados
mostraron un alto rendimiento del recubrimiento de WC/W, debido principalmente
a su bajo coeficiente de fricción.
ABSTRACT
We analyze the wear produced in the contact surfaces subjected to rolling contact
fatigue (RCF) and Sliding Contact Fatigue (SCF), which were coated with hard
materials such as titanium nitride, tungsten carbide, hard chrome and chromium
nitride and some traditional treatments such as: Hardened and tempered,
cemented, and nitriding. Some steels were used like substrates that are standard
to manufacture bearings such as AISI 4320, AISI 4140, AISI 8620 and AISI O1.
The experimental methodology used was proposed and used specifically for this
work.
RCF tests were conducted at the Laboratory of Tribology of SEPI-ESIME
Zacatenco of IPN. The RCF tester basically consists of a motor that spins a shaft in
which the pieces are put to test. The rotation speed and load vary. All tests were
made in lubricated conditions.
The specimens were characterized obtaining the microhardness, the thickness of
coatings and surface roughness.
Operating conditions for testing were determined to cause failure on the materials,
exceeding its elastic cinematic limit.
The results obtained in some cases were appropriate to make recommendations
on the use of base materials and coatings in the manufacture of components
subjected to RCF.
The sliding wear tests were conducted at the Laboratory of Tribology, at the
University of Sheffield, United Kingdom. The reciprocating machine was used in
dry conditions at room temperature. Images were obtained with optical and
electronic microscopy. It was also possible to obtain the variation of friction
coefficient versus number of cycles. The results showed a high performance of WC
/ W coating, mainly due to its low coefficient of friction.
CONTENIDO
Índice de Figuras
i
Índice de Tablas
iii
Resumen
v
Introducción
vi
Objetivos
viii
Antecedentes
viii
Justificación
CAPITULO I
x
CONTACTO ENTRE SÓLIDOS Y
DESGASTE POR
FATIGA
Introducción
1
1.1
1
Fundamentos del contacto entre sólidos
1.1.1 Superficies de contacto
3
1.1.2 Campos de esfuerzo por indentación elástica
5
1.1.2.1 Indentador esférico: Contacto puntual.
6
1.1.2.2 Indentador cilíndrico
11
1.2
15
Contacto friccionante
1.2.1 Fricción en contacto por rodamiento
17
1.2.2 Contacto por deslizamiento entre cuerpos sólidos
18
1.2.3 Efecto del calor en el contacto de asperezas
19
1.3
19
Desgaste por Fatiga
1.3.1 Fundamentos del desgaste por fatiga
19
1.3.2 Desgaste por FCR
21
1.3.2.1 Factores que afectan la resistencia a FCR
24
1.3.2.2 Métodos de prueba
25
1.3.3 Desgaste por contacto de deslizamiento
25
1.3.3.1 Métodos de prueba
26
1.3.3.2 Ecuación de Archard para desgaste por deslizamiento
27
Referencias
29
CAPITULO II INTRODUCCION A LOS TRABAJOS EXPERIMENTALES
DE DESGASTE POR FATIGA POR CONTACTO DE RODADURA Y
DESLIZAMIENTO
Introducción
32
2.1 Desgaste por FCR
32
2.2 Desgaste por deslizamiento
41
Referencias
48
CAPITULO III RECUBRIMIENTOS DUROS
Introducción
51
3.1 Antecedentes
51
3.2 Clasificación de los recubrimientos duros
52
3.3 Propiedades y aplicaciones
54
3.3.1 Dureza
54
3.3.2 Resistencia al impacto
57
3.3.3 Resistencia a altas temperaturas
57
3.3.4 Resistencia a la corrosión
57
3.4 Técnicas de aplicación de los recubrimientos duros
58
3.4.1 Tratamientos electroquímicos
58
3.4.2 Tratamientos químicos
59
3.4.3 Deposición química de vapor (CVD)
59
3.4.4 Deposición física de vapor (PVD)
59
3.4.5 Proceso de pulverizado
60
3.4.6 Recubrimientos por procesos de soldadura
60
3.5 Proceso PVD
60
3.5.1 Evaporación
61
3.5.2 Chapeado iónico
62
3.5.3 Espurreo
63
3.6 Tratamientos térmicos tradicionales
65
Referencias
70
CAPITULO IV METODOLOGIA EXPERIMENTAL
Introducción
72
4.1 Desgaste por FCR
72
4.1.1 Máquina tribológica de FCR
72
4.1.2 Selección de materiales del sustrato y recubrimientos duros
73
4.1.3 Preparación de las muestras
77
4.1.4 Tipo de falla a reproducir
78
4.1.5 Aplicación de defectos artificiales
82
4.1.6 Tamaño de muestra para los ensayos
83
4.1.7 Selección de velocidad y tribosistema lubricado
84
4.1.8 Máxima presión hertziana Po y carga de trabajo
85
4.1.9 Medición de dureza y Microdureza
86
4.1.10 Medición de rugosidad
87
4.1.11 Procedimiento general de la prueba experimental
87
4.1.12 Microscopía óptica y electrónica
88
4.1.13 Cálculo del número de Ciclos de carga
89
4.2 Desgaste por deslizamiento
89
4.2.1 Máquina de prueba
90
4.2.2 Materiales y recubrimientos duros
91
4.2.3 Preparación de muestras
91
4.2.4 Carga, velocidad (frecuencia) y amplitud de desplazamiento
92
4.2.5 Medición de microdureza
93
4.2.6 Medición de rugosidad
93
4.2.7 Procedimiento de prueba
93
4.2.8 Microscopía óptica
94
4.2.9 Microscopía electrónica y EDS
94
4.2.10 Perfiles de rugosidad
95
4.2.11 Volumen de desgaste
95
Referencias
97
CAPITULO V RESULTADOS Y DISCUSION
Introducción
100
5.1 Desgaste por FCR
100
5.1.1 Ensayos con Acero 4140
100
5.1.1.1 Microscopía óptica
101
5.1.1.2 Número de ciclos de carga
103
5.1.1.3 Temperatura del aceite lubricante
104
5.1.1.4 Discusión
105
5.1.2 Ensayos con acero 4140 y recubrimiento duro de TiN
106
5.1.2.1 Microscopía óptica
106
5.1.2.2 Número de ciclos de carga
109
5.1.2.3 Discusión
110
5.1.3 Ensayos con acero AISI 4320 (Cementado)
110
5.1.3.1 Microscopía óptica
110
5.1.3.2 Número de ciclos de carga
114
5.1.3.3 Discusión
114
5.1.4 Ensayos con acero AISI 4320 (TiN)
115
5.1.4.1 Microscopía óptica
115
5.1.4.2 Número de ciclos de carga
119
5.1.4.3 Discusión
120
5.1.5 Ensayos con acero AISI 8620 (Cementado)
120
5.1.4.1 Microscopía óptica
120
5.1.4.2 Número de ciclos de carga
122
5.1.4.3 Discusión
123
5.1.5 Ensayos con acero AISI 8620 (TiN)
123
5.1.4.1 Microscopía óptica
123
5.1.4.2 Número de ciclos de carga
127
5.1.4.3 Discusión
128
5.1.5 Ensayos con acero AISI O1
128
5.1.5.1 Microscopía óptica
129
5.1.5.2 Número de ciclos de carga
131
5.1.5.3 Temperatura del aceite lubricante
132
5.1.5.4 Discusión
133
5.2 Desgaste por deslizamiento
134
5.2.1 Coeficiente de fricción
134
5.2.2 Volumen de desgaste
138
5.2.3 Microscopía óptica y SEM
143
5.2.4 Discusión
148
Referencias
151
CONCLUSIONES
152
INDICE DE FIGURAS
Figura 1.1. Contacto lineal
Figura 3.1. Esquema general del proceso PVD.
Figura 3.2. Técnica de depósito de vapores.
Figura 3.3. Proceso PVD mediante evaporación por haz de electrones
Figura 3.4. PVD mediante espurreo por bombardeo de iones de gas inerte.
Figura 4.1. Máquina de ensayos de FCR
Figura 4.2. Dibujo de la probeta
Figura 4.3. Probeta preparada para el ensayo
Figura 4.4. Diagrama de la máquina reciprocante de alta frecuencia.
Figura 4.5. Máquina de desgaste reciprocante de alta frecuencia.
Figura 4.6. Huella de desgaste perfecta.
Figura 4.7. Volumen de desgaste en la bola
Figura 5.1. Probeta con tratamiento de temple y revenido. a) Daño superficial por
indentación antes del ensayo. b) Probeta expuesta a FCR. c) Principios de falla d)
Propagación de la falla.
Figura 5.2. Probeta con tratamiento superficial de nitrurado. a) Daño superficial por
indentación antes del ensayo. b) Probeta expuesta a FCR. c) Principios de falla a
2.5 horas de prueba. d) Daño superficial por FCR.
Figura 5.3. Probeta con tratamiento superficial de cromo duro. a) Daño superficial
por indentación antes del ensayo. b) Probeta expuesta a FCR. c) Principios de
falla de la probeta a 3 horas del ensayo. d) Daño superficial por FCR.
Figura 5.4. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR
Figura 5.5. Comportamiento de la temperatura del aceite lubricante.
Figura 5.6. Probeta A1. a) 40X. b) 40X. c) 43X. d) Probeta ensayada
Figura 5.7. Probeta A2. a) 40X. b) 45X. c) 45X. d) Probeta ensayada
Figura 5.8. Probeta A3. a) 40X. b) 40X. c) 45X. d) Probeta ensayada
Figura 5.9. Probeta A4. a) 40X. b) 40X. c) 48X. d) Probeta ensayada
Figura 5.10. Gráfica de las probetas ensayadas en la vida a la FCR
Figura 5.11. Probeta A1. a) Probeta antes del ensayo. b) Probeta ensayada. c)
40X. d) 45X. e) 45X. f) 60X
Figura 5.12. Probeta A2. a) 40X. b) 50X. c) 40X. d) 45X. e) 40X. f) Probeta
ensayada.
Figura 5.13. Microscopia óptica de probeta A4. a) 45X. b) 48X. c) 48X. d) 40X. e)
45X. f) Probeta ensayada
Figura 5.14. Microscopia óptica de probeta A4. a) 45X. b) 48X. c) 48X. d) 40X. e)
45X. f) Probeta ensayada
Figura 5.15. Microscopia óptica de probeta A1. a) 40X. b) 45X. c) 40X. d) 45X. e)
50X. f) Probeta ensayada
Figura 5.16. Microscopia óptica de probeta A2. a) 45X. b) 48X. c) 45X. d) 48X. e)
48X. f) Probeta ensayada
Figura 5.17. Microscopia óptica de probeta A3. a) 45X. b) 45X. c) 45X. d) 45X. e)
50X. f) Probeta ensayada
Figura 5.18. Microscopia óptica de probeta A4. a) 45X. b) 48X. c) 48X. d) 40X. e)
45X. f) Probeta ensayada.
Figura 5.19. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR.
Figura 5.20. Probeta A1. a) 45X. b) 50X. c) 45X. d) 50X. e) 45X. f) 50X
Figura 5.21. Probeta A2. a) 40X. b) 50X. c) 45X. d) 50X.
Figura 5.22. Probeta A1. a) 43X. b) 40X. c) 45X. d) 45X. e) 50X. f) Probeta
ensayada.
Figura 5.23. Probeta A2. a) 40X. b) 40X. c) 45X. d) 40X. e) 43X. f) Probeta
ensayada
Figura 5.24. Probeta A3. a) 40X. b) 43X. c) 40X. d) 43X. e) 40X. f) Probeta
ensayada
Figura 5.25. Probeta A4. a) 40X. b) 45X. c) 40X. d) 45X. e) 40X. f) Probeta
ensayada
Figura 5.26. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR
Figura 5.27. a). Probeta con tratamiento de temple y revenido expuesta a FCR b)
Daño superficial por indentación antes del ensayo. c) Principios de
Propagación de la falla.
falla d)
Figura 5.28. Probeta con tratamiento superficial de nitrurado expuesta a FCR. b)
Daño superficial por indentación antes del ensayo. c) Principios de falla d) Daño
superficial por FCR.
Figura 5.29. Probeta con tratamiento superficial de cromo duro expuesta a FCR. b)
Daño superficial por indentación antes del ensayo. c) Principios de falla d) Daño
superficial por FCR
Figura 5.30. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR.
Figura 5.31. Comportamiento de la temperatura del aceite lubricante Shell Tellus
100.
Figura 5.32. Coeficiente de fricción contra número de ciclos en TiN.
Figura 5.33. Coeficiente de fricción contra número de ciclos en CrN
Figura 5.34. Coeficiente de fricción contra número de ciclos en WC/C
Figura 5.35. Perfiles de rugosidad.
Figura 5.36. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100 contra
recubrimiento de TiN
Figura 5.37. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100
contra recubrimiento de CrN
Figura 5.38. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100 contra
recubrimiento de WC/C
Figura 5.39. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100 contra
sustratos.
Figura 5.40. Microscopía óptica de recubrimientos y sustratos
Figura 5.41. Microscopía óptica de bolas (AISI 52100)
Figura 5.42. Microscopia electrónica de barrido (SEM) en acero 8620 con TiN.
Figura 5.43. Microscopía electrónica de barrido (SEM) en acero 4320 con CrN.
Figura 5.44. Microscopía electrónica de barrido (SEM) en acero 4140 con CrN.
INDICE DE TABLAS
Tabla 3.1 Propiedades de los recubrimientos duros.
Tabla 3.2. Temperatura y resistencia a la corrosión de algunos recubrimientos
Tabla 4.1. Características de los recubrimientos duros
Tabla 4.2 Propiedades de las muestras para FCR
Tabla 4.3. Total de ensayos a realizar
Tabla 4.4 Condiciones de operación para FCR
Tabla 4.5. Propiedades de las muestras para deslizamiento
Tabla 4.6. Condiciones de operación para deslizamiento
Tabla 5.1. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Tabla 5.2. Temperatura del aceite lubricante.
Tabla 5.3. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Tabla 5.4. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Tabla 5.5. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Tabla 5.6. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Tabla 5.7. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Tabla 5.8. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Tabla 5.9. Temperatura del aceite lubricante.
INTRODUCCION
Antes de abordar el tema de desgaste por fatiga, conviene comentar el concepto
de Tribología como parte importante para el estudio del desgaste entre dos
superficies interactuantes.
La palabra tribología se deriva del término griego tribos, el cual significa
frotamiento o rozamiento, podemos decir entonces que la traducción literal de la
palabra tribología sería: La ciencia del frotamiento.
Algunas fuentes definen la Tribología como la ciencia y tecnología que estudia la
interacción de las superficies en movimiento relativo. La Tribología es el arte de
aplicar un análisis operacional a problemas relacionados con confiabilidad,
mantenimiento, y desgaste del equipo técnico, abarcando desde la tecnología
aeroespacial hasta aplicaciones domésticas. La buena aplicación de esta ciencia
implica tener conocimiento de varias disciplinas incluyendo la física, química,
matemáticas aplicadas, mecánica de sólidos, mecánica de fluidos, termodinámica,
transferencia de calor, ciencia de materiales, lubricación, diseño de máquinas,
desempeño y confiabilidad. La Tribología está presente en prácticamente todos los
aspectos de la maquinaría, motores y componentes de la industria en general. Los
componentes tribológicos más comunes son: Rodamientos, sellos, anillos de
pistones, embragues, frenos, engranes y levas.
El trabajo se basa en la aplicación de métodos experimentales utilizando equipo y
máquinas tribológicas que provocan un desgaste por contacto de rodadura y de
deslizamiento.
El fenómeno de FCR,
es el resultado de la aplicación repetida de esfuerzos
cíclicos de origen mecánico por la rodadura de un cuerpo sobre otro. Puede ocurrir
en cualquiera de los elementos involucrados y es causa frecuente de falla en
elementos tales como: Partes de rodamientos, dientes de engranes, contacto
rueda riel y sistema leva seguidor.
El contacto por deslizamiento se obtiene al mover un cuerpo sobre otro en forma
paralela, aplicando cargas normales sobre sus superficies. Este fenómeno de
desgaste se puede localizar en aplicaciones de procesos de inyección de plástico,
herramientas de corte y punzonado, procesos de estampado y formado, entre
otros.
En el capítulo 1, se habla del fenómeno de desgaste de fatiga por contacto de
rodadura y desgaste por deslizamiento como un tipo de desgaste presente en
muchos de los equipos y maquinaria moderna. Se mencionan los tipos de falla
provocados por estos fenómenos, su origen y forma de propagación. Así como los
medios por los cuales poder reducirlo.
El capítulo 2 describe el estado del arte de trabajos experimentales relacionados
con el desgaste por FCR y desgaste por deslizamiento. Se da un panorama
general que incluye las primeras técnicas empleadas para el estudio de estos
fenómenos, materiales y equipo utilizado hasta el nuevo conocimiento generado
hoy en día.
En el capítulo 3, se tratan los tratamientos térmicos y superficiales, conceptos y
clasificación. Se mencionan aplicaciones comunes de los mismos en la industria
metalmecánica
principalmente.
Se
indican
los
tratamientos
térmicos
y
recubrimiento duros utilizados.
En el capítulo 4, se describe la metodología experimental utilizada, indicando
características del equipo empleado, condiciones de operación (velocidad, carga,
tipo de lubricación y lubricantes utilizados, etc.), tamaño de muestreo, tipo de
probetas y dimensiones, fabricación y preparación de las mismas, entre otras
cosas. También se hace mención de la caracterización de las pobretas utilizadas,
dureza, rugosidad, espesor de recubrimiento, microscopia electrónica, constitución
de la microestructura, etc.
En el capítulo 5, se describen los resultados obtenidos de los ensayos
experimentales, haciendo un análisis de los mismos. Se muestran gráficos de la
vida en ciclos de la resistencia a la FCR, variación del coeficiente de fricción,
perfiles de rugosidad y tazas de desgaste. También se observan las estructuras y
microscopia de las superficies después de los ensayos.
Finalmente se dan las conclusiones, en las cuales se mencionan los resultados
alcanzados y se evalúa el cumplimiento de los objetivos planteados.
OBJETIVO GENERAL
Analizar el comportamiento de recubrimientos duros y tratamientos térmicos
tradicionales sometidos al desgaste por FCR y FCD, empleando métodos
experimentales y equipos de visualización gráfica, con la finalidad de aportar
nuevas metodologías y conocimiento innovador acerca del desempeño de los
materiales y recubrimientos empleados.
OBJETIVOS ESPECIFICOS
1. Realizar la búsqueda de información relacionada con el fenómeno de fatiga
por contacto de rodadura y FCD, en diferentes medios.
2. Conocer otros trabajos de investigación en el tema de FCR y FCD, que se han
realizado o que actualmente están en desarrollo.
3. Clasificar y analizar la información que sea importante y útil para el proyecto
de investigación.
4. Analizar el daño superficial ocasionado por la grieta que se genera por la fatiga
del material, cuando es sometido a un contacto puntual.
5. Proponer una metodología experimental para ensayos de FCR.
6. Determinar la vida de los materiales, tratamientos térmicos y recubrimientos
superficiales seleccionados.
7. Realizar modificaciones a la máquina de FCR, que proporcionen resultados
mas confiables.
8. Modificar la metodología experimental y validarla.
9. Introducir un sistema de detección de la falla más confiable, utilizando técnicas
de ultrasonido o vibraciones.
10.
Evaluar la resistencia a la fatiga por contacto por rodadura en los materiales
seleccionados, y recubrimientos aplicados.
ANTECEDENTES
El área de la tribología de la SEPI-ESIME nace a partir de los trabajos realizados
en la fabricación y diseño de prototipos funcionales de máquinas tribológicas tales
como: FCR, cilindros cruzados, abrasión, etc. A partir de esto, ha sido posible
realizar diferentes investigaciones de carácter experimental, las cuales han sido
objeto de publicaciones en congresos nacionales e internacionales y en revistas
especializadas sobre tribología.
Una de las máquinas tribológicas utilizadas en este trabajo, es la máquina para
pruebas de desgaste de fatiga por contacto de rodadura, la cual se diseñó y
construyó en las instalaciones del IPN, por alumnos de posgrado.
El objetivo de diseñar y fabricar esta máquina tiene que ver con la posibilidad de
evaluar el desgaste por fatiga, de forma sencilla, práctica y económica.
Los primeros ensayos experimentales realizados con la máquina fueron en
probetas fabricadas de acero AISI 4140 y 1045, ambos materiales fueron tratados
térmicamente, pero no se utilizaron recubrimientos duros. Las primeras pruebas
mostraron un funcionamiento consistente y confiable de la máquina. Las pruebas
se realizaron utilizando cargas axiales de 200 N y 170 N, velocidad de trabajo de
1540 rpm y en condiciones lubricadas empleando un aceite Shell Tellus 100. Los
resultados mostraron una mejor resistencia al desgaste del acero 4140. Debido en
parte por la presencia de molibdeno y cromo, que proveen una mayor dureza y
compactibilidad al acero, logrando una mayor resistencia a los esfuerzos
generados por las cargas aplicadas y por consiguiente un periodo de vida más
prolongado.
Para el caso de los ensayos sobre desgaste por deslizamiento, el grupo de
tribología no cuenta específicamente con un equipo para realizar este tipo de
pruebas y no se tienen registros de trabajos anteriores. Los ensayos
experimentales se realizaron en el laboratorio de tribología del departamento de
Ingeniería Mecánica de la Universidad de Sheffield, Inglaterra. La máquina
reciprocante de alta frecuencia para pruebas de desgaste por deslizamiento
utilizada, fue diseñada y construida por alumnos de posgrado y personal de la
Universidad de Sheffield. La máquina es usada principalmente para realizar
pruebas de desgaste en aceros que tienen un recubrimiento duro. Algunos de los
ensayos previos se realizaron en aceros aleados resistentes al desgaste (EN24 Y
EN31), en condiciones lubricadas a temperatura ambiente.
Los resultados preliminares indicaron un desgaste progresivo en la superficie del
material y por consiguiente un incremento en el coeficiente de fricción. Se
obtuvieron imágenes por microscopía óptica de la huella de desgaste y se
determinó el volumen de desgaste.
JUSTIFICACION
En la actualidad, la exigencia mecánica de los equipos y máquinas modernas es
cada día más notoria. Los elementos mecánicos son sometidos a cargas mayores,
en condiciones ambientales drásticas, al igual que la velocidad de trabajo es
mayor. Esto hace necesario la inquietud de buscar nuevas alternativas en el
diseño de estos elementos, que incluye la selección de materiales diferentes para
su construcción. Hoy en día existen diferentes tipos de materiales utilizados para
fabricar elementos mecánicos sometidos a desgaste por FCR y desgaste por
deslizamiento. En el caso de recubrimientos de TiN, WC y CrN, estos tienen
mucha aplicación en herramientas de corte (brocas, insertos de buriles, cortadores
de fresa, etc.), estampado y formado, inyección de plásticos y forja, sin embargo,
no se encontraron aplicaciones de estos recubrimientos en elementos sometidos a
FCR.
Este estudio y análisis, permitiría conocer la resistencia de este tipo de
recubrimientos al ser sometidos a los fenómenos de desgaste antes mencionados
y su posible aplicación en la fabricación de elementos mecánicos.
La máquina para ensayos de FCR fue diseñada y construida por alumnos de la
SEPI, con la cual se pretendía llevar a cabo pruebas experimentales. La mejor
forma de justificar la fabricación de esta máquina es su aplicación y contribución a
la generación de nuevo conocimiento, a través de los ensayos experimentales
realizados.
En nuestro País, no se tienen muchos laboratorios de tribología y aun menos,
equipos como el mencionado anteriormente, es importante para el autor y para el
área de tribología de la SEPI, hacer aportaciones en el estudio de la tribología
particularmente en los fenómenos de desgaste descritos en este trabajo.
En relación a los ensayos de desgaste por deslizamiento, se analizó su
importancia debido principalmente a la obtención de resultados logrados con los
mismos tipos de recubrimientos empleados en FCR y realizar un estudio
comparativo. También, en la parte de la justificación contribuye el hecho de que
estos ensayos fueron realizados en el Laboratorio de Tribología del departamento
de mecánica de la Universidad de Sheffield, Inglaterra, lo cual para el autor derivó
en la obtención de una extraordinaria experiencia y aprendizaje en la forma de
trabajo de otros grupos de investigación.
CAPITULO I
1. Contacto entre Sólidos y Desgaste por Fatiga
Los conceptos de fricción y desgaste, pueden ser abordados de mejor manera si
se comprenden primeramente las bases del contacto entre sólidos.
Los problemas de contacto elástico entre cuerpos sólidos, fueron investigados
primeramente por Hertz en 1882, y se le conocen como contactos de Hertz [1].
Los cuerpos sólidos sometidos a cargas, se deforman elásticamente hasta que el
esfuerzo alcanza un valor límite, llamado esfuerzo de fluencia σy [1]. En la mayoría
de los contactos, algunas asperezas son deformadas elásticamente y otras
plásticamente.
En el presente capítulo se mencionan los fundamentos del contacto entre sólidos,
contacto sin fricción (contacto de Hertz), contacto puntual, contacto lineal y
contacto friccionante. También se tratan conceptos relacionados con el desgaste
por fatiga atendiendo primordialmente al ocurrido por contacto de rodamiento y por
contacto de deslizamiento.
1.1 Fundamentos del contacto entre sólidos
Se llama contacto a la situación en que dos cuerpos se tocan físicamente en un
área determinada. El estudio de problemas de contacto mecánico entre cuerpos
deformables, es un tema actual en mecánica de sólidos, con importantes
aplicaciones en el diseño mecánico. El problema de contacto mecánico es
encontrado muy frecuentemente en muchos sistemas mecánicos, tales como
levas, engranes, cojinetes, embragues, rueda-riel, etc. Para el diseño de estos
elementos se requiere del análisis de esfuerzos y deformaciones generadas entre
las superficies de los cuerpos en contacto [2].
Las superficies de los sólidos son más complejas de ser analizadas. Existen
diferentes factores que hacen mas difícil el estudio de las superficies reales:
distorsiones, defectos, deformaciones, entre otras, situaciones que tienen que ver
con la calidad de las superficies, si a esto le adicionamos la geometría y las
condiciones ambientales a las que están sometidas, aun hace mas complicado el
estudio de la fricción y el desgaste sobre las mismas. El estudio de las superficies
es remoto, y se ha incrementado a partir de la incansable búsqueda a soluciones
de problemas que afectan comúnmente a los sistemas mecánicos, los cuales en
su mayoría contienen contactos entre superficies, ya sea contactos de Hertz o
contactos con fricción (deslizamiento, rodamiento o una combinación de ambos).
Los problemas de contacto en cuerpos elásticos son considerados como
Hertzianos si cumplen con las siguientes condiciones:
Los cuerpos son homogéneos, isotrópicos y satisfacen la Ley de Hooke.
Los contactos se consideran sin fricción y las deformaciones causadas por
el contacto son pequeñas.
El análisis de esfuerzo en la zona de contacto se realiza aplicando la teoría
lineal de la elasticidad.
Las superficies o fronteras de los cuerpos en contacto por la acción de una
fuerza, se presentan en regiones separadas y regiones en contacto.
Cuando dos superficies están en contacto debido a una carga, se origina una
deformación
entre
ellas.
Estas
deformaciones
pueden
ser
elásticas
o
elastoplásticas y como resultado se tiene un cambio permanente en la superficie.
Las bases fundamentales para el análisis del contacto mecánico están en la teoría
clásica de la elasticidad.
El esfuerzo de contacto a diferencia del esfuerzo de compresión, que existe en el
interior de los cuerpos bajo la acción de cargas externas, es el que se produce en
la superficie de contacto de dos cuerpos. Cuando este esfuerzo es excesivo, el
material puede llegar a la fluencia.
La clasificación del contacto entre dos cuerpos elásticos, está en función de los
contactos inicial y final. El contacto inicial puede ser sobre un punto, una línea, una
superficie o una combinación de ellas. El contacto final depende de la naturaleza
de las fuerzas aplicadas y de las propiedades de los materiales. En general, los
contactos con fricción o sin fricción, pueden clasificarse como [3,4,5]:
Contacto avanzado: En este contacto la zona de contacto inicial es menor
que la zona de contacto final y está en función de la fuerza que mantiene
juntos a los cuerpos, así, cuando aumenta la carga, aumenta el área de
contacto, como resultado de la deformación que experimentan los
materiales de los cuerpos en contacto.
Contacto conformado: En este contacto existe inicialmente una interfase de
las dos superficies en contacto sin deformación de ninguna de ellas, y esta
situación solo cambia cuando se aplica una carga.
Contacto recesivo por carga: Existe una región de contacto causada por
una carga inicial y cuando se aplica cualquier otra carga adicional sobre el
sistema, se presenta una disminución de la región de contacto.
Existen diferentes métodos para el análisis del contacto entre sólidos. Se tienen
métodos numéricos, métodos analíticos y métodos experimentales. En este
trabajo se expone principalmente el método experimental, como medio de estudio
y análisis de la fricción y el desgaste ocurrido en las superficies de contacto. Sin
embargo se pretende en este capítulo dar los conceptos y fundamentos del
contacto entre sólidos que emplea el método analítico.
1.1.1 Superficies de contacto
La rugosidad en las superficies limita el contacto entre cuerpos sólidos a una muy
pequeña porción llamada área aparente de contacto. El verdadero contacto es
encontrado solamente en condiciones de alto esfuerzo tal como: el contacto entre
las rocas muy por debajo de la superficie de la tierra o el contacto entre una
herramienta de corte y la pieza de trabajo. El contacto entre cuerpos sólidos en
condiciones de cargas normales está limitado a pequeñas áreas de contacto real.
El área de contacto real esta distribuida entre un número de áreas de
microcontacto [6].
El área real de contacto es el resultado de la deformación de puntos altos del
contacto en la superficie, llamadas asperezas. Los esfuerzos de contacto entre
asperezas son grandes y en algunas ocasiones provocan deformación plástica. La
relación entre el área real de contacto y la carga aplicada es muy importante, ya
que afecta la ley de fricción y desgaste [6].
Existe una relación proporcional entre el área real de contacto, Ar (suma de áreas
de asperezas) y la carga aplicada, W, es decir:
ArαW
(1-1)
Uno de los primeros modelos del contacto entre dos superficies reales fue dado
por Greenwood y Williamson [7]. Posteriormente otros investigadores en el tema
entre ellos, Whitehouse y Archard [8], Onions y Archard [9], Pullen y Williamson
[10] y Nayak [11], introdujeron otros modelos. Todos estos modelos, utilizan
métodos estadísticos para describir la complejidad natural del contacto entre dos
superficies rugosas. Por ejemplo, en el modelo de Onions y Archard, el cual se
basa en el modelo estadístico de Whitehouse y Archard, el área real de contacto
esta dada por la siguiente expresión [9].
Ar
n A(2.3
)2
d
(z
d)
0
f (z , C)
dCdz
NC
(1-2)
Donde:
Ar
Área real de contacto [m2]
n
Número de asperezas por unidad de área aparente de contacto
A
Área aparente de contacto [m2]
β*
Distancia de correlación obtenida de la función de autocorrelación
exponencial del perfil de la superficie [m]
z*
Ordenada normalizada, z*= z/σ
N
Razón de picos a las ordenadas. Para este modelo, N=1/3
d
Separación entre los planos de cada superficie, d= h/σ
C
Curvatura de aspereza, C= l2/rσ
h
Separación del plano principal [m]
σ
Rugosidad RMS [m]
l
Intervalo de prueba. Para este modelo l= 2.3β* [m]
f*
Función de densidad de altura de picos y curvaturas
r
Radio de aspereza principal [m], dado por:
r=
0.5
2
)2
(2.3
9
(1-3)
La carga total esta dada por [8]:
W=
4
A E (2.3
3
)
(z
d
d )1.5
f (z , C)
0
N C
dCdz
(1-4)
donde:
W
Carga total [N]
E´
Módulo de Young compuesto [Pa]
La razón de la carga total y el área real de contacto, define la presión de contacto,
dada por:
P
W
Ar
4 E
3 n(2.3
d
(z
)
d
(z
f (z , C)
d )1.5
d)
0
0
dCdz
N C
f (z , C)
dCdz
NC
(1-5)
De la ecuación anterior, puede observarse que la presión de contacto depende de
las propiedades del material definidas por el módulo de Young y de la geometría
de la aspereza.
1.1.2 Campos de esfuerzo por indentación elástica
Hertz hizo el estudio y análisis del campo de esfuerzos elásticos de un material
producido por un indentador, basado en las siguientes condiciones de frontera [2].
Los desplazamientos y esfuerzos deben satisfacer las ecuaciones
diferenciales de equilibrio para cuerpos elásticos y los esfuerzos deben
desaparecer a distancias grandes de la superficie de contacto.
Los cuerpos están en contacto sin fricción.
En la superficie de los cuerpos, la presión normal es cero fuera del círculo
de contacto e igual y opuesta dentro del mismo.
La distancia entre las superficies de dos cuerpos es cero dentro del círculo
de contacto y mayor que cero fuera del mismo.
La integral de la distribución de presión dentro del círculo de contacto con
respecto al área del círculo da la fuerza que actúa entre los cuerpos.
Por analogía con la teoría del potencial eléctrico, Hertz dedujo que una distribución
elipsoidal de presión podría satisfacer las condiciones de frontera del problema y
encontró que, para el caso de una esfera, la distribución requerida es [12,13]:
2
z
Pm
3
r
1 2
2
a
1
2
(1-6)
1.1.2.1 Indentador esférico o contacto puntual
La distribución de presión normal cerca de un indentador esférico está dada por la
ecuación (1-6).
El desplazamiento de los puntos sobre la superficie del espécimen dentro del
círculo de contacto es [12,13]:
uz
2
1
E
3
pm
2a 2
2 4a
r2
r
a
(1-7)
Y fuera del círculo de contacto, resulta [12,13]:
uz
2
1
E
3
1
pm
2a 2
2
2a
a
r sen
r
2
1
a
a2
r
1 2
r
r
2
1
2
r
a
(1-8)
Dentro del círculo de contacto, la distribución del esfuerzo radial en la superficie
es:
r
r
pm
2
a
0
pm
2
z r2
21
1 2
Para el caso cuando r
r
pm
3
z2
21
z
a2
z2
3z 3 r 2
2
5
z2
2
r dr
(1-9)
3
z
a2
z2
a,
1 2 a2
1
2 r2
3
r2
1 2
a
1
3
r2
1 2
2
a
2
2
(1-10)
En la superficie fuera del círculo de contacto,
1 2 a2
2 r2
r
pm
r
a
(1-11)
En el interior del sólido, los esfuerzos son los siguientes:
r
pm
pm
3 1 2 a2
1
2
3 r2
3
z
u
1
3
z
2
u
3 1 2 a2
1
2
3 r2
u
z
pm
2
3
z
1
1
a 2u
u2 a2 z 2
z
2
u
3
2
1
z
u
2
u
1
3
2
2
1
u 2
a
2
z
1
u
1
1
a2
1
u
u 2
tan
a
a
1
u
1
1
u
a 2u
u2 a2 z2
u 2
tan
a
1
1
2
(1-12)
2
a
u
1
(1-13)
2
(1-14)
1
rz
pm
3
rz 2
a 2u 2
2 u2 a2 z2 a2 u
(1-15)
Donde:
1 2
r
2
u
z
2
a
2
r
2
z
2
a
1
2 2
2 2
4a z
2
(1-16)
Considerando otro tipo de análisis
Los esfuerzos en un sólido cuando se le aplica una carga en un punto son los
siguientes [14]:
r
B 1 2 z r2
3
z2
3r 2 z r 2
2
B 1 2 z r2
z
rz
B 1 2 z r2
B 1 2 r r2
3
z2
3
z2
2
2
z2
3
5
z2
2
2
(1-17)
(1-18)
3z 3 r 2
z2
3r 2 z r 2
z2
5
5
2
2
(1-19)
(1-20)
Para la deducción de las ecuaciones anteriores partimos resolviendo cada una de
las ecuaciones diferenciales respectivas.
2
2
r
r2
z
2
z
1
r r
(1-21)
(1-22)
2
z
2
2
z
(1-23)
z2
2
rz
r
2
1
(1-24)
z2
Considerando que:
Br
2
2
z
1
2 2
2
1
r r
2
r2
z2
Para el caso de σr, tenemos:
2
r
2
r
z
B
z
r2
r
z2
1
2
r2
2
2
1
r r
1
B
r
z
r2
2
1
B r2 z2
z2
r
1
2
2
r
2
2
B
B r2 z2
2
r2
z2
1
1
2
2
2
z2
B
r2
r2
Resolviendo las derivadas parciales, tenemos:
r
Bz r
Factorizando queda,
2
z
3
2 2
2 Bz r 2
z2
3
2
3r 2 Bz r 2
z2
z2
5
2
1
2
B 1 2 z r2
r
3
z2
3r 2 z r 2
2
z2
5
2
(1-25)
Para el caso de σθ, tenemos,
2
z
2
z
B
r
r2
z2
1
2
1
r r
2
2
z
r2
1
B
r
r2
2
B r2
z2
r
1
z2
1
1
B r2
r r
2
2
2
B
r2
1
z2
2
1
z2
2
r2
1
B
r
z2
z2
1
2
r
Resolviendo las derivadas parciales tenemos,
Bz r
2
z
3
2 2
2 Bz r 2
3
z2
2
Factorizando queda,
1
r r
2
z
(1-26)
Para el caso de σz, tenemos,
2
z
z
2
r
2
z
z
2B
1
r r
2
r2
z2
r2
1
2
2
z
1
2B
r
2
Br
r2
2
z2
r
z
1
2
1
2
2
z
2
2
2B
2
B r2
r2
z2
z2
z2
1
2
1
2
2
r2
B
z2
r
1
2
r2
1
B
r
2
1
z2
r
2
2
r2
B
1
z2
z
2
2
r2
B
2
z2
1
2
2
r
Resolviendo las derivadas parciales tenemos,
Bz r
z
2
3
2 2
z
2 Bz r 2
3
z2
3Bz 3 r 2
2
5
z2
2
Factorizando queda,
B 1 2 z r2
z
3
z2
3z 3 r 2
2
5
z2
2
(1.27)
Para el caso de τrz, tenemos,
2
rz
r
1
r
2
rz
r
B
1
B
r
r2 z2
r2
r2
2
1
r r
2
1
2
1 r2 z2
B
r
r
2
z2
r
z
1
2
2
B
B r2
1
z2
2
2
B
r2
2
2
z
r2 z2
z2
1
z2
1
1
B
z2
B r2
2
1
z2
B
r2 z2
r2
r2
z2
2
2
2
2
1
1
2
2
2
r2
Resolviendo las derivadas parciales tenemos,
Br r
rz
2
z
3
2 2
2 Br r 2
z2
3
2
3Bz 3 r 2
z2
5
2
Factorizando queda,
rz
B 1 2 r r2
z2
3
2
3r 2 z r 2
z2
5
2
(1-28)
1.1.2.2 Indentador cilíndrico
El campo de esfuerzos generado por la indentación de un cilindro plano sobre una
superficie plana es similar al que se obtiene en un campo de esfuerzos Hertziano
clásico [12,13].
La distribución de esfuerzo dentro del espécimen en coordenadas cilíndricas es:
1 0
J1
2
r
pm
z 0
J2
a
1
0
2 J1
2
pm
pm
a 1
J0
r
1 2
1 0
J1
2
z
a 1
J0
r
1 2
z 1
J1
r
z 1
J1
r
z 0
J2
a
1z 1
J2
2a
rz
pm
P
a2
Siendo a el radio del círculo de contacto.
Donde:
0
J1
R
1
J2
J2
2
sen
2
1
a
1 R 2 sen
r
2
1
J0
0
1
z2
1 2
a
r
R
a
1
3 2
sen
3
2
2
R
3 2
sen
(1-30)
(1-31)
(1-32)
Considerando que:
pm
(1-29)
3
2
J
1
z2
1 2
a
1
1
2
2
sen
2
1
2
z
1
a2
z r2
2
a a2
tan
1 2
2
r
a2
R
a
R
r
2
z
4 2
a
2
1
z2
1
a2
a
z
; tan
Para los puntos en el interior del espécimen, tenemos:
2
21
1
r
pm
0
2 J1
pm
0
J1
J1
pm
pm
a 1
J0
r
1 2
0
z
z
z 0
J2
a
z 1
J2
a
rz
pm
Donde:
0
J1
R
1
2
sen
2
pm
z 1
J1
r
(1-33)
(1-34)
(1-35)
(1-36)
1
a
1 R 2 sen
r
2
1
J0
r
R
a
1
J2
J2
J
0
z2
1 2
a
1
1
1
z2
1 2
a
1
tan 2
r
a2
z r2
2
a a2
2
3
2
sen
2
R
2
R
3 2
3 2
a
R
r
1 2
2
1
2
z
4 2
a
1
z2
1
a2
3
2
sen
2
2
z
a2
sen
1
; tan
4
a
z
Considerando otro tipo de análisis
Este es un caso bidimensional de una fuerza concentrada distribuida
uniformemente que actúa a lo largo de una línea. La distribución del esfuerzo
dentro del cuerpo sólido está dirigida radialmente hacia el punto de contacto. En
cualquier punto r dentro del cuerpo sólido, el esfuerzo radial, en dos dimensiones y
coordenadas polares para una carga por unidad de longitud P perpendicular a la
superficie del cuerpo está dada por [14]:
r
2P cos
r
r
(1-37)
0
La deducción de las ecuaciones (1-37) y (1-38) es la siguiente:
Partiendo de la figura 1.1.
Figura 1.1. Contacto lineal
(1-38)
FR
r
0
w
cos
L
rd
r
si d
r
w cos
L rd
2
2w
cos
Lr
considerando P
r
0
w
L
2 P cos
r
(1-39)
Por otro lado, el esfuerzo tangencial σθ y el esfuerzo cortante τrθ resultan cero y se
comprueba al hacer la sustitución en las ecuaciones de equilibrio.
1.2 Contacto friccionante
La fricción es la disipación de energía entre cuerpos en deslizamiento. Cuatro
leyes empíricas básicas sobre fricción han sido conocidas por siglos a partir de los
trabajos de Da Vinci y Amonton [6]:
Hay proporcionalidad entre la fuerza tangencial máxima antes del
deslizamiento y la fuerza normal cuando un cuerpo estático es sometido al
incremento de la carga tangencial.
La fuerza de fricción tangencial es proporcional a la fuerza normal de
deslizamiento
La fuerza de fricción es independiente a el área aparente de contacto
La fuerza de fricción es independiente de la velocidad de deslizamiento
En contactos sin fricción, se presenta una distribución aleatoria de puntos de
contacto, de acuerdo al modelo de Greenwood-Williamson [7], este modelo no es
aplicable al contacto por deslizamiento. Una característica básica del contacto por
deslizamiento es que está distribuido sobre un número pequeño de áreas de
contacto grandes. Estas áreas no tienen una posición fija cerca del contacto, pero
se mueven lentamente a través de la superficie conforme el deslizamiento
aumenta.
Existen dos formas fundamentales de estudiar el desgaste y la fricción de una
superficie, desde el punto de vista del tamaño de escala [6]:
A nivel atómico en una superficie plana los defectos proveen un efecto
catalítico de las reacciones de los lubricantes con la superficie desgastada.
La rugosidad de la superficie, crea contactos entre sólidos en áreas muy
pequeñas.
Desde un nivel nanoatómico, el contacto entre superficies, promueve el
movimiento de átomos de una superficie a otra. La interacción de las superficies
con películas lubricantes origina reacciones químicas que se manifiestan en la
pérdida de átomos en las superficies en contacto.
La composición atómica de una superficie puede ser diferente a la de los átomos
en el interior del material. El contacto de la superficie con impurezas y ambientes
químicos, tiende a segregar el material. Por ejemplo, el carbón, silicio y azufre
segregan en acero, mientras que el aluminio segrega en cobre [15].
Por otra parte, la topografía de las superficies afecta directamente las
características del contacto entre sólidos. Casi todas las superficies tienen cierto
grado de rugosidad. La rugosidad significa que la mayoría de las partes de una
superficie no son planas y forman ya sea un pico o un valle [16].
Para la caracterización de las superficies se emplean técnicas y parámetros como:
técnicas estadísticas, transformadas de Fourier y más actualmente los fractales.
Sin embargo, ninguno de los métodos conocidos proporciona una descripción
completa de las características de una superficie. Métodos modernos como el
HOT (Hurst Orientation Transform) [17], que ayudan a caracterizar superficies
anisotrópicas y el método de fractales usado solo para superficies que conforman
un modelo de Movimiento Browniano Fraccional (FBM) [18,19], no proveen
información completa sobre la topografía de una superficie. Recientemente se ha
utilizado un nuevo método llamado Sistema Iterativo de Función Particionada
(PIFS). Este método se basa en la idea de que la mayoría de las estructuras
complejas observadas en la naturaleza pueden ser descritas y modeladas por una
combinación de simples reglas matemáticas [20,21].
1.2.1 Fricción en contacto por rodamiento
El coeficiente de fricción en rodamiento se define como la fuerza requerida para
mantener un rodamiento estable, dividido por la carga aplicada al rodamiento.
Para rodamientos hechos de materiales duros y acabado superficial fino, el
coeficiente de fricción es muy bajo (0.01-0.001).
El coeficiente de adhesión, se define como la relación entre la fuerza tangencial
máxima y la fuerza normal de contacto. Define también la resistencia al
patinamiento por el elemento rodante cuando se aplica una fuerza de frenado. El
coeficiente de adhesión tiene un valor entre 0.1 y 1. En la mayoría de los sistemas
mecánicos, se esperaría tener un coeficiente de adhesión alto y un coeficiente de
fricción bajo.
Reynolds y Heathcote [22] observaron que la causa fundamental de la fricción por
rodamiento es el microdeslizamiento entre las superficies en contacto. El
microdeslizamiento es una cantidad limitada de movimiento tangencial que ocurre
en regiones dentro de la zona de contacto sin un deslizamiento grande sobre el
área total de contacto.
La teoría de la cinemática clásica, predice que solo ocurre movimiento normal en
un punto de contacto de una esfera o una línea de contacto en un rodillo. Todos
los materiales, incluso los metales y cerámicos, no son perfectamente rígidos, si
no que tienen cierto grado de elasticidad que al deformarse producen contactos
circulares, rectangulares o elípticos, dependiendo de la geometría de los cuerpos
en contacto.
Una diferencia importante entre la fricción por deslizamiento y fricción por
rodamiento radica en el mecanismo de disipación de energía, que para el caso de
rodamiento, es insignificante debido al bajo coeficiente de fricción. El contacto por
rodamiento esta asociado con altos niveles de esfuerzo por contacto, que podría
causar deformación plástica.
De acuerdo a modelos teóricos de deformación en fricción por rodamiento hay una
relación entre la fuerza de contacto y la fuerza de arrastre opuesta al rodamiento
[23]. La geometría del contacto de rodamiento tiene una influencia fuerte sobre la
fricción. El coeficiente de fricción por rodadura esta inversamente relacionado con
el radio de rodadura. Con cargas bajas, donde predomina la deformación elástica,
el coeficiente de fricción es inversamente proporcional a la raíz cuadrada del radio
de rodadura. Con cargas altas, donde la deformación plástica es significante, el
coeficiente de fricción es inversamente proporcional al radio de rodadura [24]. Los
parámetros básicos de los materiales también ejercen un efecto, el coeficiente de
fricción es inversamente proporcional al módulo de Young del material de
rodadura [24].
1.2.2 Contacto por deslizamiento entre cuerpos sólidos
Muchos de los análisis del contacto entre sólidos están basados en contactos sin
fricción (estáticos), donde no se tiene deslizamiento entre las superficies.
Parámetros como el área real de contacto y el esfuerzo promedio de contacto son
importantes para la interpretación del desgaste y la fricción por deslizamiento.
Se ha obtenido una descripción cualitativa de las características del contacto entre
asperezas durante el deslizamiento por estudios realizados sobre la indentación
de asperezas duras sobre materiales suaves, observándose tres etapas de
contacto [25]: Contacto estático, movimiento violento de la aspereza (fuerza
tangencial en su máximo nivel) y el movimiento no restringido de la aspereza. La
fuerza tangencial es equivalente a la fuerza de fricción en contactos por
deslizamiento.
Una vez que la aspereza comienza a moverse o deslizarse entre el material
suave, una cantidad de material deformado da suficiente soporte a la aspereza
para alcanzar la parte superior del nivel del contacto estático. Como resultado, la
fuerza tangencial cede, ya que el soporte de la aspereza es ofrecido por el
material [6]. El contacto entre asperezas es fundamentalmente afectado por el
deslizamiento, causando un primer efecto que es la separación de las superficies
por una pequeña distancia.
1.2.3 Efecto del calor en el contacto de asperezas.
Un resultado inevitable de la fricción es el calor generado, especialmente a altas
velocidades de deslizamiento, donde una cantidad considerable de energía es
disipada por este medio. Casi todo el calor generado por fricción en seco es
conducido a través de las asperezas en contacto [26]. La concentración de
energía (producto del calor) sobre áreas pequeñas localizadas tiene una influencia
significante sobre la fricción y el desgaste. La concentración de energía en áreas
pequeñas produce un efecto llamado “montón térmico”. Cuando la superficie es
plana, la distribución de montones térmicos es aleatoria a lo largo de la
distribución de la energía disipada por fricción. Este efecto es transitorio, y una vez
que la fuente de la energía es removida, por ejemplo, detención de las superficies
en movimiento, los montones térmicos desaparecen. En algunas situaciones, la
temperatura alcanza los 800oC, pero solo dura una fracción de segundo (0.1 ms.).
Estas temperaturas son resultado de una intensa deformación metálica localizada
entre las asperezas en contacto [6].
1.3 Desgaste por fatiga
1.3.1 Fundamentos del desgaste por fatiga.
En un sistema tribológico, al desgaste se le considera como todo material
removido
o
indeseablemente
desplazado
por
efecto
de
las
superficies
interactuantes, dentro del medio en que trabajan. También se le define como el
daño de la superficie o la remoción de material de una o ambas superficies sólidas
en movimiento relativo, ya sea por deslizamiento, rodamiento o impacto. Durante
este movimiento relativo, primero, el material en la superficie de contacto es
desplazado por lo que las propiedades del sólido, al menos en o cerca de la
superficie, se alteran, pero muy poco o nada del material se pierde.
Posteriormente, el material puede ser removido de la superficie resultando en la
transferencia a la otra superficie, o bien, puede perderse como una partícula del
desgaste.
Existen diferentes tipos de desgaste, los cuales habitualmente actúan en forma
combinada en sistemas tribológicos. Estos son [1]:
Desgaste adhesivo
Desgaste abrasivo-erosivo
Desgaste por fatiga
Desgaste por corrosión
Este trabajo trata solo del desgaste por fatiga, por contacto de rodadura y contacto
por deslizamiento.
Este mecanismo de desgaste es observado en caso de rodadura y/o
deslizamiento de una superficie respecto a otra. Esto produce en un punto
cualquiera del camino de rodadura la aplicación de cargas variables en el tiempo
que inducen tensiones capaces de nuclear y propagar fisuras.
El desgaste por fatiga puede ser un fenómeno importante en dos escalas:
Macroscópico y microscópico. El desgaste por fatiga macroscópico ocurre en
superficies con cargas no conformales, como las que se encuentran en contactos
de rodadura, mientras que el desgaste por fatiga microscópico ocurre en el
contacto por deslizamiento entre asperezas.
El desgaste por fatiga superficial es la forma más frecuente de desgaste en los
pares de las máquinas, razonablemente protegidos de la acción de contaminantes
abrasivos. Al ponerse en contacto dos cuerpos sólidos con superficies rugosas, se
produce la penetración de las irregularidades más rígidas en contra del cuerpo
menos rígido. El movimiento relativo de las micro irregularidades provoca una
intensa deformación de las capas superficiales.
La falla por fatiga requiere de un número determinado de esfuerzos cíclicos y a
menudo también es predominante en componentes que han estado en servicio por
un periodo largo de tiempo.
Halling [27], propuso una expresión para determinar la taza de desgaste utilizando
un modelo que incorpora el concepto de falla por fatiga así como la falla por
deformación plástica. La expresión para determinar el volumen de desgaste por
unidad de distancia de deslizamiento es:
K
WV / Fn 2
x n
(1-40)
Donde:
K = Taza de desgaste, mm3/Nm
WV = Volumen de desgaste, mm3
Fn = Fuerzas normal, N
x = Distancia de desplazamiento, mm
n = Número de ciclos
1.3.2 Desgaste por FCR
El fenómeno de Fatiga de Contacto por Rodadura (FCR) se presenta en aquellos
sistemas, principalmente, de naturaleza mecánica en donde una o varias partes
tienen un movimiento giratorio que se encuentran en contacto con otras piezas
que son parte del mismo sistema. Debido a ello se generan cargas cíclicas que a
la vez ocasionan microfisuras, lo cual induce a la falla del elemento. El desgaste
por FCR se manifiesta específicamente en sistemas mecánicos, tales como:
Rueda-riel, leva-seguidor, engranes, rodamientos, neumático-concreto, etc. En el
caso específico de los rodamientos, muestran una gran resistencia a FCR, que
para fines prácticos se considera infinita. Sin embargo, en la práctica se observa
que la vida de éstos, se ve sensiblemente reducida, por problemas relativos a su
diseño, montaje, operación y mantenimiento.
En el proceso de FCR generalmente se involucran las siguientes manifestaciones
[28]:
1. Apilamiento de dislocaciones sobre inclusiones, provocado por tensiones
repetitivas.
2. Nucleación de huecos o microfisuras en regiones de máximo esfuerzo
Hertziano o cerca de discontinuidades en la microestructura, tales como, límites
de grano, porosidades o inclusiones.
3. Propagación de microfisuras a la subsuperficie.
4. Unión de fisuras subsuperficiales y movimiento de la fisura hacia la superficie.
5. Formación de escamas, picaduras (pits) o astillas (spalls).
6. Avance del daño hacia regiones adyacentes a la superficie.
7. Iniciación de macrofisuras por fatiga a partir del daño superficial producido por
astillamiento.
Se trata de una falla que resulta difícil localizarla en su inicio, debido a que se
manifiesta una vez que ha avanzado, produciendo el desprendimiento de material
y dejando microcavidades. Los primeros signos de desgaste por contacto de
rodadura son:
Ruido progresivo
Calentamiento progresivo
Inicio de vibración
Incremento de partículas (debris) en aceite
Defectos periódicos en productos laminados
En el contacto de elementos rodantes se generan tensiones cuyos campos de
distribución muestran que la tensión máxima resulta ser superior a la media
calculada a partir del área aparente de contacto. Además, la tensión aplicada en
un punto es variable, y esto resulta en fatiga o propagación de fisuras originadas
por sobretensión en defectos ubicados en forma subsuperficial.
De acuerdo a lo anterior, la falla comienza subsuperficialmente y la fisura propaga
hasta que cambia de dirección y aparece en la superficie, provocando el
desprendimiento de una partícula. Después, este fenómeno puede acentuarse por
disminución del área de contacto, lo que hace aumentar la tensión real de
contacto.
El desgaste por FCR es caracterizado por la formación de grandes fragmentos de
desgaste después de un número crítico de revoluciones. Para el caso del contacto
lubricado entre dos sólidos, aunque no existe un contacto directo entre las
superficies debido a la película lubricante existente entre ambos, las superficies
están sometidas a grandes esfuerzos, que son transmitidos a través de la película
lubricante. En presencia de tales esfuerzos, el esfuerzo de compresión máximo
ocurre en la superficie, pero el esfuerzo cortante máximo ocurre a la misma
distancia debajo de la superficie. Si la amplitud del esfuerzo es mayor al límite de
fatiga del material, la falla por fatiga ocurrirá eventualmente. La posición de la falla
en un material perfecto sometido a contacto por rodadura puro, está definido por la
posición del máximo esfuerzo cortante dado por las ecuaciones de Hertz. Si existe
cierto deslizamiento, además de rodamiento, como en el caso del contacto entre
los dientes de un engrane, entonces la tensión causada por deslizamiento podría
mover la posición del esfuerzo cortante máximo cerca de la superficie. En la
práctica no se tienen materiales perfectos y la posición de la falla normalmente
depende de factores microestructurales, tales como, la presencia de inclusiones o
microfisuras [1].
En la actualidad se tienen tres modos de falla en fatiga por contacto de rodadura
[29].
Modo sub-superficial temprano: Tiene lugar cuando se utilizan materiales de
baja calidad metalúrgica en los que existen inclusiones metálicas y no metálicas
en condiciones tales que las partes son totalmente separadas por la película
lubricante. Debido a que las superficies no entran en contacto, sino a través de
dicha película, las tensiones de corte que actúan por debajo de la superficie
juegan
un
papel muy importante,
actuando
sobre
las
discontinuidades
metalúrgicas.
Modo sub-superficial tardío: Tiende a reemplazar al modo de falla anterior,
debido a la aparición de las técnicas modernas para la fabricación de aceros que
permiten obtener un material prácticamente libre de inclusiones. El deterioro se
produce por el aumento del número de ciclos de aproximadamente >10 8 de carga,
lo que conduce a la descomposición o degradación gradual del material por efecto
de las tensiones aplicadas.
Modo superficial temprano: Aparece, cuando el aumento de la solicitación
mecánica hace que la película de aceite lubricante sea de menor espesor y
entonces más frecuente su colapso. Por lo tanto, las superficies trabajan más
próximas una de la otra, hasta cierto nivel de carga aplicada, produciéndose el
contacto metálico. No solo las micro-asperezas entran en contacto, sino también
las partículas de desgaste incorporadas al aceite pueden quedar atrapadas por el
huelgo entre las superficies, incrustándose, rayando o indentando a las mismas. El
contacto de los elementos rodantes sobre las zonas dañadas, está sujeto a
valores de tensión Hertziana del macro-contacto. La rodadura repetida sobre los
defectos artificiales produce la acumulación de micro-plasticidad localizada y
posterior nucleación de una astilla dando origen a una falla. Aquí pueden incluirse
también, a los elementos que trabajan en condiciones marginales, debido a una
lubricación incorrecta, lubricante contaminado (con partículas de desgaste, agua o
combustible), elevada fricción (temperatura) o alta carga.
El modo de falla puede predecirse por medio del cálculo del coeficiente de espesor
de película lubricante o factor Lambda ( ). Este coeficiente se determina de [30]:
h0
2 0.5
2
A
(1-41)
B
donde:
h0 es el espesor mínimo de película lubricante, mm
A
es la rugosidad media del cuerpo A (bola), mm
B
es la rugosidad media del cuerpo B (probeta), mm
es el coeficiente de espesor de película lubricante
Se ha encontrado que cuando
es menor que 1, puede ocurrir deformación y
desgaste en la superficie, debido al contacto de microasperezas y la falla será del
tipo superficial. Cuando
esta entre 1 y 1.5 puede presentarse la formación de
escamas en la superficie. Para valores de
entre 1.5 y 3, puede ocurrir
endurecimiento en la superficie pero sin llegar a la formación de pits. Para valores
de
mayores de 3, ocurre un desgaste mínimo sin la formación de pits. Por
ultimo, cuando
es mayor que 4, existe una separación completa entre las
superficies interactuantes [30].
1.3.2.1 Factores que afectan la resistencia a FCR
Un elemento importante, que afecta la resistencia a la FCR de rodamientos, es la
terminación de las superficies de rodadura. Los elementos rodantes se calculan a
partir de lo que se llama “área aparente de contacto”, pero debido a las
microasperezas generadas en la operación de rectificado, existe un “área real de
contacto”. Esta es mucho menor que el área aparente, lo que hace aumentar la
tensión de contacto.
La rugosidad se encuentra generalmente representada por el valor Ra, o
rugosidad media aritmética, pero este valor no tiene en cuenta otras
características geométricas importantes de la superficie. Tampoco resulta eficiente
una superficie extremadamente lisa, ya que el lubricante escurre entre los cuerpos
en contacto sometidos a presión, existiendo la posibilidad del contacto metalmetal.
Una rugosidad superficial adecuada, actúa como receptáculo para el aceite y a la
vez produce un efecto hidrodinámico.
Las características superficiales dependen directamente del proceso final de
mecanizado. Un aspecto muy importante a considerar en el proceso de
fabricación, es la introducción de tensiones residuales superficiales. Dichas
tensiones, al superponerse a los esfuerzos de tracción impuestos por la
solicitación en servicio, hacen disminuir la tensión neta aplicada.
1.3.2.2 Métodos de prueba
Hay diferentes configuraciones de equipos para ensayos de FCR. Cada una de
estas configuraciones correspondes a una manera diferente de simular el
desgaste ocasionado. Algunos de ellos son [31]:
Máquina de ensayo de cinco bolas
Máquina de ensayos de contactos rodante
Máquina de tres bolas desarrollado por federal Mogul
Máquina de ensayos de cilindro y esfera
Máquina de ensayos de cilindro a cilindro
Máquina de ensayos de anillo contra anillo
Máquina de ensayos de cuatro bolas
Máquina de ensayos de esferas en disco inclinado
1.3.3 Desgaste por contacto de deslizamiento
Este tipo de desgaste ocurre cuando una superficie se desliza sobre otra. En
algunos casos, las superficies en contacto por deslizamiento están lubricadas,
pero la mayoría de las investigaciones realizadas en laboratorios, se trabaja en
condiciones secas.
Cuando dos sólidos están en contacto bajo una carga normal, las superficies se
acercan una a la otra hasta que la fuerza reactiva elástica en la interfase es
suficiente para soportar la carga normal [1]. Una situación similar ocurre en el
contacto por deslizamiento, donde la fuerza reactiva es requerida para soportar
tanto la fuerza normal como la tangencial.
En algunos casos, bajo condiciones específicas de operación, en el contacto por
deslizamiento se pueden producir partículas de óxido (debris), las cuales causan
desgaste por abrasión.
Algunas veces, el término de desgaste por adhesión es utilizado para describir el
desgaste por deslizamiento, pero su uso puede ser erróneo. La adhesión juega un
papel importante en el desgaste por deslizamiento, pero solo es uno de los
muchos procesos físicos y químicos que están involucrados [32].
La deformación inducida en el desgaste por deslizamiento, eventualmente rompe
la estructura original en la superficie formando dislocaciones de células. Estas
células se describen como regiones submicroscópicas, relativamente libres de
dislocaciones, separadas por regiones de alta zona de dislocaciones.
Frecuentemente se han encontrado grietas y fisuras en piezas sometidas a
desgaste por deslizamiento. Las fisuras se originan en la superficie en algún punto
débil del material y se propagan hacia el interior del mismo a lo largo de planos de
deslizamiento. Una segunda grieta puede formarse a partir de la primera; cuando
esta nueva grieta alcanza la superficie, se forma una partícula de desgaste que se
desprenderá de la superficie. La fatiga por contacto de deslizamiento es el
resultado de la formación de grietas en la capa de la superficie deformada [6].
Cuando dos superficies se ponen en contacto por deslizamiento, las asperezas en
ambas superficies pronto son reemplazadas por una superficie suave y lisa. Si la
dureza de las superficies es diferente, la menos dura perderá las asperezas
primero que la otra.
1.3.3.1 Métodos de prueba
Diferentes tipos de arreglos experimentales han sido usados para estudiar el
desgaste por deslizamiento. La mayoría de ellos, se realizan para examinar los
mecanismos de desgaste, simulación de aplicaciones prácticas y proveer
información sobre volúmenes de desgaste y coeficientes de fricción. La palabra
tribómetro usada por primera vez en 1774, en un instrumento para medir la
fricción, es normalmente utilizada para identificar a este tipo de aparatos. Los
métodos de prueba, pueden ser divididos en dos tipos. El primero es aquel en
donde las superficies de deslizamiento están colocadas simétricamente. El otro
tipo corresponde a un arreglo asimétrico de las superficies en contacto, en el cual,
ambos cuerpos, que pueden ser del mismo material, casi siempre experimentan
volúmenes de desgaste diferentes [32].
Entre los métodos de prueba de tipo simétrico, están: anillo sobre anillo y del tipo
cara a cara. Para los asimétricos se tienen: perno sobre disco, perno sobre borde,
bloque contra anillo y perno sobre un plano. Otro método de prueba es la máquina
de cuatro bolas, usada principalmente para evaluar lubricantes y no tanto para
evaluar el comportamiento de materiales [32].
Las dimensiones de los especimenes normalmente van desde algunos milímetros
hasta decenas de milímetros. En arreglos asimétricos, los pernos y bloques
pueden ser de un tamaño menor a 25mm, mientras que los anillos y discos son
comúnmente de decenas de mm de diámetro. De igual manera, se tienen
variaciones en las cargas y velocidades empleadas, dependiendo del tipo de
ensayo [32].
Muchos de los métodos de prueba de desgaste por deslizamiento, están
estandarizados. Ejemplos, método bloque sobre anillo (ASTM G77), método
cilindros cruzados (ASTM G83), perno sobre disco (ASTM G99), método esfera
sobre disco (DIN 50324), y perno sobre un plano (ASTM G98) [32].
La cantidad de material removido en un contacto por deslizamiento depende de la
distancia de deslizamiento, la velocidad de deslizamiento, duración de la prueba y
de la presión nominal (carga normal dividida por área de contacto nominal) sobre
la región de contacto. Algunas veces, el desgaste es medido retirando el
espécimen de la máquina a ciertos intervalos de tiempo para pesarlo o medirlo. En
otros casos, se cuenta con un monitoreo continuo de la medición del peso y
medidas de la huella de desgaste, utilizando transductores eléctricos o mecánicos.
También, en algunos casos, se mide continuamente la fuerza de fricción durante
toda la prueba. La velocidad de deslizamiento afecta la variabilidad en la energía
de disipación por efecto de la fricción, y por lo tanto en la temperatura de la
interfase.
1.3.3.2 Ecuación de Archard para desgaste por deslizamiento
La ecuación de Archard [33] es un análisis teórico que determina el volumen de
material desgastado cuando dos superficies están en contacto y una de ellas se
desliza sobre la otra. Este modelo inicialmente se desarrollo para aplicaciones de
contacto entre metales. El modelo se basa en el supuesto de que el contacto entre
las dos superficies ocurre donde las asperezas se tocan y el área real de contacto
es igual a la suma de todas las áreas de las asperezas en contacto. El
deslizamiento continuo entre ambas superficies causa la destrucción de asperezas
y por otro lado la formación de otras nuevas. Este desgaste esta asociado con el
desprendimiento de fragmentos de material a partir de las asperezas en contacto y
el volumen de desgaste de cada fragmento depende del tamaño de la aspereza.
El volumen de material desgastado ( Q ) por unidad de distancia deslizada esta
dado por [32,33]:
Q
2 a3 / 3
a es el radio de la aspereza.
Por otro lado, la carga normal soportada por cada una de las asperezas ( W ) está
dado por:
W
P a2
Donde P es el esfuerzo de fluencia de la aspereza deformada plásticamente.
Si Q representa la suma total del volumen de desgaste de todas las asperezas y
W representa la carga normal total, tenemos:
Q
W / 3P
Es conveniente utilizar el factor K
/ 3 y considerar que P
H , la dureza de
indentación. Finalmente la ecuación es:
Q
KW
H
La ecuación anterior, relaciona el volumen de desgaste Q por unidad de distancia
deslizada. W es la carga normal y H es la dureza de la superficie más suave, y es
llamada Ecuación de desgaste de Archard. El coeficiente de desgaste K es
adimensional y siempre es menor que 1.
La ecuación de Archard provee un medio para describir la magnitud del desgaste
por medio del coeficiente de desgaste K .
REFERENCIAS
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Wear Technology, 1998, pp. 257-262.
[29] Dommarco, R.C., Fatiga de Contacto por Rodadura. Degradación y Falla
Superficial, Tesis de Doctorado, Universidad Nacional Mar del Plata, Argentina,
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[30] R. C. Dommarco, J. D. Salvande, “Contact Fatigue Resistance of
Austempered and Partially Chilled Ductile Irons,” Wear 254 (2003) 230-236.
[31] ASM Handbook, Vol. 18, Friction, Lubrication and Wear Technology, ASM
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[32] Hutchings, I.M., Tribology: Friction and Wear of Engineering Materials,
Cambridge University Press, Cambridge, U.K., 1992.
[33] J.F. Archard, Single Contacts and Multiple Encounters, Journal of Applied
Physics, Vol. 32, 1961, pp. 1420-1425.
CAPITULO II
2. Introducción a los Trabajos Experimentales de
Desgaste por FCR y FCD.
Se mencionan algunos de los trabajos relacionados con el fenómeno de FCR
(Fatiga por Contacto de Rodadura) y FCD (Fatiga por Contacto de Deslizamiento),
realizados por diferentes investigadores en el área de los materiales y tribología.
Se buscó información en algunas de las universidades más importantes
internacionalmente, que cuentan con centros de investigación en el área de
tribología, y que particularmente desarrollan investigación sobre estos tipos de
desgaste, ya sea en el estudio de métodos de lubricación y tipos de lubricantes,
desarrollo y diseño de máquinas para ensayo, estudios sobre la aplicación de
materiales y recubrimientos superficiales duros, entre otros. La información
recabada ha sido analizada, con el fin de conocer los avances y los trabajos de
investigación actuales sobre el tema. A partir de este análisis, es posible identificar
y establecer nuevos temas de estudio e investigación, contribuyendo así al
desarrollo científico del área de la tribología.
2.1 Desgaste por FCR
El trabajo de R. C. Domarco [1], menciona el estudio realizado sobre la resistencia
a la FCR de la fundición dúctil austemperada, utilizando una máquina de fatiga por
contacto de rodadura. Los ensayos fueron llevados hasta la aparición de las
primeras huellas de desgaste con la relación Po/Kk = 6, donde Po es el máximo
esfuerzo hertziano y Kk es el módulo elástico cinemático. Los resultados obtenidos
en este trabajo fueron comparados con las propiedades de los aceros para
rodamientos AISI 440C y SAE 52100. Las huellas de desgaste se observaron con
un microscopio electrónico de barrido. Se encontró una microestructura con una
fuerte influencia en los resultados a la FCR. Se concluyó que la fundición dúctil
austemperada tiene una adecuada resistencia a la propagación de la grieta, pero
baja resistencia a la nucleación de la misma. Por consiguiente, la resistencia a la
FCR de la fundición dúctil austemperada en este trabajo experimental no fue
satisfactoria.
En otro de los trabajos de R. C. Dommarco [2]. Se estudia la resistencia a la fatiga
por contacto de fundiciones dúctiles austemperadas y parcialmente enfriadas. En
este estudio, se reportan los resultados de las pruebas de laboratorio realizadas
para evaluar la resistencia a la FCR, aplicando diferentes tratamientos térmicos.
Los ensayos fueron hechos en una máquina de FCR, bajo condiciones de carga y
lubricación que provocaron la interacción entre las microasperezas
superficie, es decir, con un espesor de película lubricante especifico,
de la
<1. Las
microestructuras evaluadas correspondieron a diferentes grados de fundiciones
dúctiles austemperadas, obtenidas a diferentes temperaturas de austenización y
una variante de fundición dúctil parcialmente enfriada (PCDI). Las fundiciones
dúctiles austemperadas mostraron tener una resistencia a la FCR más alta para el
caso de la temperatura de austenización más baja.
De igual manera, R. C. Dommarco [3], presentó un trabajo experimental sobre el
uso de defectos artificiales en probetas sometidas a FCR. En este trabajo se
reporta el análisis realizado sobre las probetas de ensayo, usando defectos
artificiales en el camino de rodadura. Se introdujeron dos modificaciones al
procedimiento ya existente, el cual utiliza tres bolas de contacto. La primera
modificación consistió en reducir el tiempo requerido para producir una huella de
desgaste, utilizando cinco bolas de contacto sobre la probeta. La segunda
modificación fue introducir defectos artificiales en la superficie del camino de
rodadura, con el fin de promover la nucleación de la falla superficial. Para esto, se
utilizaron tres tipos de indentaciones; knoop, Vickers y Rockwell C. Las probetas
se fabricaron de acero AISI 440C. Los resultados indicaron que la combinación de
defectos artificiales con el uso de cinco bolas de contacto en los experimentos, no
tiene una influencia considerable, sin embargo, se reduce el tiempo de ensayo
para cada uno de los materiales probados.
J. E. Fernández Rico [4], publicó un artículo, titulado “Fatiga de contacto por
rodadura en contactos lubricados.” En este trabajo se presenta y se discuten los
resultados obtenidos de las pruebas experimentales de FCR de seis tipos
diferentes de lubricantes, utilizando una máquina de pruebas de cuatro bolas. Los
resultados confirmaron el mismo mecanismo de FCR propuesto por Jin y Kang.
Los lubricantes ensayados fueron dos aceites minerales (SN 350 y SN 600) y
cuatro aceites sintéticos (PAG-9, PAG-12, PAO 6 y PAO X), la máquina de
pruebas usada fue de configuración de cuatro bolas y se utilizó la norma IP
300/87. Los resultados indicaron que: 1) la lubricación es un factor importante que
influye en la vida útil de componentes mecánicos que están sometidos a FCR; 2)
normalmente, en aceites de la misma familia se presenta una vida útil a la FCR
mayor; 3) además de la viscosidad, deben considerarse otras propiedades de
lubricantes para el contacto mecánico, tales como: coeficiente de viscosidad ( ),
compresibilidad (B), y el coeficiente de fricción EHL ( ).
Por otra parte, Nong Gao [5], de la Universidad de Sheffield, realizó un proyecto
titulado, “El rol de los defectos artificiales en la falla por FCR.” En este trabajo, se
menciona que los defectos en la superficie de componentes mecánicos, propician
la concentración de esfuerzos de contacto por rodadura o deslizamiento. Esta
concentración de esfuerzos, puede originar la falla prematura del componente. La
vida útil de rodamientos, engranes y levas es frecuentemente reducida por la
presencia de defectos en las superficies de contacto. Se muestran imágenes de la
falla progresiva en un defecto superficial ocasionado por la indentación de una
huella tipo Vickers. Se investigaron diferentes tipos de materiales, con el fin de
conocer los efectos ocasionados por los defectos superficiales sometidos a FCR.
Se utilizó una máquina de pruebas de discos rodantes y deslizantes. Se
produjeron rayas e indentaciones (cónicas y piramidales) en la superficie de las
probetas y se monitorearon las apariciones de microfisuras. También se
determinó, numéricamente, la distribución de esfuerzos de contacto a través de la
superficie dañada, teniéndose resultados muy aproximados a los obtenidos
experimentalmente.
Así mismo, Nong Gao [6], participó en el proyecto: “Daños y fallas en la superficie
de rieles”. Este trabajo tuvo como objetivos, investigar la naturaleza del daño
superficial en los rieles y determinar los efectos que producen estos daños en la
reducción de su vida útil. Se utilizó una máquina de pruebas de discos rodantes y
deslizantes. Las probetas de ensayo se fabricaron a partir de rieles y fueron
probadas bajo cargas y velocidades de rotación y deslizamiento reales. Se
aplicaron defectos artificiales en la superficie de las probetas. Además, se
realizaron ensayos en condiciones húmedas, lubricadas y con la presencia de
partículas contaminantes. Después de los ensayos, se observó que en los casos
lubricados con aceite, los defectos superficiales actúan como la fuente de
iniciación de las fisuras por FCR. Sin embargo, bajo condiciones de lubricación
con agua, se encontró que las indentaciones en la superficie no tienen efecto
alguno en la vida útil por fatiga.
Roger Lewis [7], realizó el proyecto: “Desgaste y fatiga de MMC´s (Metal Matriz
Composites) en contacto por rodamiento y deslizamiento”. En este trabajo, se
estudia el uso de materiales compuestos (MMC´s) en componentes de bajo peso y
alta resistencia. Una matriz de aluminio con partículas duras de carburo de silicio
es una forma de MMC usada comúnmente en la industria aeroespacial. Su uso en
aplicaciones tribológicas, donde puede estar sometida a esfuerzos de contacto
localizados y a desgaste superficial es menos común. El objetivo de este proyecto
consistió en determinar el comportamiento de MMC´s bajo contacto de rodadura.
Las aleaciones de acero o cobre están normalmente asociadas con el contacto por
rodadura. Dependiendo de las condiciones de operación, pueden fallar por la
inducción de fisuras en la región de contacto o por el desgaste en la superficie.
Las probetas de ensayo fueron maquinadas de MMC con base de aleación de
aluminio y probadas en una máquina tribológica. Las pruebas fueron realizadas
bajo condiciones de rodadura pura en ambiente seco y húmedo (agua). Después
de los ensayos, se observó que la tasa de desgaste en rodadura pura, fue muy
baja, comparada con la que se esperaría en un acero. Cuando el contacto se
realiza con deslizamiento (1%) el desgaste se incrementa considerablemente. Por
otra parte, no hubo evidencia de que las partículas de carburo de silicio actuaran
como agentes abrasivos de desgaste.
De igual manera, en la Universidad de Sheffield, Matthew Marshall [8], desarrolló
el proyecto titulado, “Mediciones por ultrasonido de esfuerzos de contacto en el
sistema rueda riel.” Menciona entre otras cosas que para el entendimiento de las
condiciones del contacto en el sistema rueda riel, es importante conocer los
fenómenos de desgaste y fatiga. Este trabajo incluye mediciones de la presión y
área de contacto, usando la técnica de ultrasonido. El contacto rueda riel, se
comporta como un resorte. Si la presión es alta, existirán pocos huecos de aire,
dando mayor rigidez y esto facilita la transmisión de una onda ultrasónica. Por el
contrario, si la presión es baja, entonces hay poca rigidez y casi todas las ondas
ultrasónicas son reflejadas.
Algunas secciones de la rueda y el riel fueron cortadas y sometidas a presiones en
una máquina hidráulica. Un transductor ultrasónico es colocado bajo el punto de
contacto. La proporción del ultrasonido que es reflejado en la interfase es
recolectado y utilizado para determinar la presión de contacto. El contacto rueda
riel, fue estudiado en este trabajo bajo ciertos rangos de cargas normales.
También se ha investigado el efecto de la rugosidad en las superficies de la rueda
y el riel.
P. Moens [9] y colaboradores, participaron en el desarrollo de un equipo para
evaluar la resistencia a la fatiga de contacto por rodadura. Este trabajo, consistió
en construir y poner en marcha un equipo de ensayo destinado a evaluar la
resistencia a la FCR. El equipo permitió alcanzar los objetivos: alta velocidad de
ensayo, bajo costo de fabricación de probetas, facilidad de montaje y detección de
la falla a través de la medición de vibraciones. Se realizaron ensayos sobre acero
SAE 4140 templado y revenido, determinándose estadísticamente, mediante el
cálculo Weibull, la vida media hasta la falla, pendiente de la curva y dispersión de
resultados del grupo de probetas. Se analizó, mediante microscopía óptica, las
características de la falla. También se estudió la utilización de defectos
superficiales sobre el camino de rodadura para promover la nucleación superficial
de la falla. Los resultados obtenidos han demostrado que el equipo construido se
comporta en forma estable y confiable. Además, la relación de resistencia a la
FCR entre el acero y probetas de fundición nodular austemperada, es similar a la
observada con un equipo de ensayo diferente.
K. Mu [10], realizó junto con otros investigadores, un modelado numérico en el
reemplazo de acero por fundición dúctil austemperada (ADI), en elementos
sometidos a fatiga de contacto. En este trabajo, se reportan los resultados
obtenidos en el estudio de reemplazo de acero por ADI en la construcción de levas
para máquinas envasadoras. Se realizaron cálculos analíticos y por elementos
finitos, tanto para conocer las tensiones en la zona de contacto, como en el
volumen de la pieza. Los valores de tensión calculados, muestran que la mayor
parte del volumen de la pieza, construida de un material de excelentes
propiedades mecánicas, es subutilizado. Solo la solicitación impuesta sobre el
camino de rodadura hace necesario la utilización de un material de alta
resistencia. Se determinó que el diseño eficiente de la leva bajo estudio, permite
disminuir hasta un 40% el material utilizado, aun tomando factores de seguridad
elevados cuando se considera la fatiga del material. Esto trae ventajas, tanto
mecánicas como económicas, las que se ven incrementadas en la medida que el
tamaño de la pieza aumenta.
L. Kahlman junto con I. M. Hutchings [11], del departamento de materiales y
metalurgia de la Universidad de Cambridge, estudiaron el comportamiento de
rodamientos híbridos sometidos a FCR, con lubricación por medio de grasa. Los
rodamientos híbridos, son aquellos que tienen elementos rodantes de material
cerámico y pistas de acero. Estos nuevos elementos han mostrado ventajas
significativas
sobre
aquellos
rodamientos
fabricados
con
los
materiales
tradicionales. Además, se estudió el efecto de partículas contaminantes en la
grasa lubricante sobre la resistencia a la FCR.
Otro trabajo relacionado con FCR, es el que realizó Douglas Glover [12], quien
desarrolló un equipo para realizar pruebas de fatiga por contacto de rodadura. El
cual consiste en una probeta giratoria sometida a esfuerzos alternativos por
contacto de rodadura con tres bolas cargadas radialmente. Las probetas
cilíndricas tienen un diámetro de 9.5mm y giran a 3600 rpm. El diámetro de las
bolas es de 12.7mm. La duración de la prueba es medida con un cuenta horas
conectado al motor. El material de prueba utilizado fue un acero M-50, con un
tratamiento de temple y revenido. Al final de los ensayos, se observó que el
equipo permite realizar ensayos con alta precisión, fácil reemplazo de probetas y
altas cargas y velocidades, que producen esfuerzos de contacto mayores.
Seung Ho Yang [13] y colaboradores, publicaron un artículo titulado “Estudio
experimental de la resistencia por rodadura de rodamientos recubiertos con plata
pura”. Este trabajo permitió descubrir el efecto de una capa metálica a la
resistencia por rodadura. Se aplicó un recubrimiento de plata pura sobre un
rodamiento de acero AISI 52100 por el método de evaporación térmica,
obteniéndose espesores entre 100nm y 4400nm. Se utilizó un rodamiento axial de
bolas y se midió la resistencia a la rodadura en diferentes condiciones
ambientales, tales como, al aire ambiente, al vacío, aire seco y humedad
controlada. En términos generales, los resultados obtenidos mostraron que la
resistencia mínima a la rodadura fue obtenida después de que la capa de
recubrimiento estaba aparentemente destruida. También se encontró que la
resistencia a la rodadura estuvo fuertemente afectada por las condiciones
ambientales de operación. Por ejemplo, se observó que la resistencia disminuye
bajo condiciones ambientales de humedad, obteniéndose valores muy parecidos
cuando se tienen partículas de desgaste en la superficie.
Igualmente, Seung Ho Yang [14] y colaboradores, presentaron un artículo titulado
“Efecto de la humedad en la resistencia a la rodadura de recubrimientos de plata
modificados por tratamientos superficiales por plasma”, en el cual, se evalúa el
comportamiento a la rodadura de recubrimiento con plata de plasma modificado,
bajo ciertas condiciones ambientales de operación, usando rodamientos axiales de
bolas. Los recubrimientos de plata fueron aplicados sobre las pistas de un
rodamiento de acero AISI 52100 por el método de evaporación térmica, donde el
espesor obtenido fue de 1.4 μm. La modificación de superficie por plasma, fue
realizada sobre probetas recubiertas con plata con el fin de modificar las
características en las superficies. Las pruebas se realizaron al aire ambiente, aire
seco y al vacío, bajo una carga normal de 147 N y a una velocidad de rotación de
31 mm/s. La resistencia a la rodadura fue medida con los ciclos de contacto. Los
resultados mostraron que la resistencia a la rodadura de los recubrimientos de
plata
modificados
por
tratamientos
superficiales
por
plasma,
fueron
considerablemente afectados por la humedad. Los análisis indicaron, que la
dependencia de la resistencia a la rodadura de la humedad, puede ser explicada
por el hecho de que los vapores de agua absorbidos afectaron en la aparición del
desgaste, obteniéndose comportamientos diferentes de la resistencia debido a la
humedad.
Timothy L. Krantz [15] y colaboradores, desarrollaron un investigación utilizando
recubrimientos duros en engranes. Los experimentos se realizaron con y sin
recubrimiento. Se utilizó un acero AISI 9310 cementado. Se utilizó un
recubrimiento a base de carbono. Se evaluó la vida útil de los engranes con y sin
recubrimiento. Para los engranes sin recubrimiento, en las 15 pruebas realizadas
se presentó la falla por fatiga antes de los 275 millones de revoluciones. En el
caso de los engranes con el recubrimiento, las pruebas se suspendieron después
de los 275 millones de revoluciones sin presentarse alguna falla por fatiga.
H. J. Boving y H. E. Hintermann [16], utilizaron un recubrimiento de TiC, aplicado
por CVD en partes de rodamientos. Se utilizaron las bolas de rodamientos
fabricadas de acero inoxidable 440C de grado 3. La rugosidad en las bolas fue de
Ra 0.025 μm. Se utilizo una máquina de pruebas perno sobre disco (pin o disc), se
hicieron pruebas en medio ambiente y en el vacío, en condiciones lubricadas. Los
resultados mostraron un alto rendimiento de las bolas recubiertas con TiC.
Principalmente debido a la magnifica terminación de la superficie, bajas
rugosidades, y bajo coeficiente de fricción que provee el recubrimiento de TiC.
Este recubrimiento ha tenido aplicaciones importantes en el área aeroespacial.
M. Löhr, D. Spaltman [17], investigaron sobre la detección del desgaste por
emisión acústica en recubrimientos de DLC aplicados en un acero 100Cr6 en
contacto por rodadura. Se utilizó una máxima presión Hertziana Po= 1.5 a 2.3
GPa. Las pruebas experimentales se realizaron en seco y utilizando un lubricante
con un aditivo a base de parafina en una máquina de discos tipo Amsler. Se
observó que el espesor del recubrimiento juega un papel importante en la
resistencia al desgaste, así como la rugosidad en la superficie de la contraparte.
Las pruebas de desgaste fueron monitoreadas en tiempo real por emisión
acústica, el cual resulta ser un método muy adecuado para detección temprana de
fallas por fatiga.
R. Ahmed, M. Hadfield [18], investigaron el comportamiento de un recubrimiento
de carburo de tungsteno y cobalto (15% Co), así como sus mecanismos de falla.
Se utilizó una máquina de configuración de 4 bolas. Las bolas fueron de
rodamientos convencionales de acero y cerámicas. El recubrimiento fue aplicado
sobre un acero 440C obteniéndose diferentes espesores. Las pruebas se
realizaron en condiciones lubricadas y en diferentes configuraciones en la
disposición de los elementos en contacto. La velocidad planetaria de las bolas fue
monitoreada con un acelerómetro y con la transformada rápida de Fourier de la
señal vibratoria. La falla en las superficies en contacto, el oxido (debris) del
recubrimiento fueron analizadas por microscopia electrónica (SEM). Los
resultados mostraron que el comportamiento del recubrimiento
depende
completamente de las condiciones de operación de las pruebas. Mostrando que se
presentó desgaste superficial y el mecanismo de desgaste fue principalmente por
delaminación.
Yu Hsia Chen [19] y colaboradores, en su trabajo, exponen que el recubrimiento
multicapas de TiN y SiN, presenta un menor coeficiente de fricción en seco y
mejor resistencia al desgaste que el TiN por si solo. Las pruebas fueron realizadas
en una máquina bloque sobre anillo y mostraron que el recubrimiento multicapas
de TiN y SiN es hasta tres veces mejor que el recubrimiento de TiN. También
resaltan que en desgaste por FCR, el recubrimiento (espesor 0.75 μm) aplicado
sobre un acero M50, mostró una mejor resistencia al desgaste de hasta 10 veces
mas que el mismo acero sin recubrimiento y de 5 veces más que un recubrimiento
de TiN. Indican también que el espesor óptimo para este recubrimiento, fue de
0.75 μm. Las causas del buen rendimiento de este recubrimiento se deben a una
combinación de varios factores entre ellos: Microestructura mejorada, alta dureza,
buen acabado superficial y adecuada adhesión del recubrimiento.
Trabajo realizado por N. J. M. Carbalho [20] y colaboradores, investigaron por
métodos experimentales, los esfuerzos por fatiga de contacto por rodadura en un
acero grado herramienta con recubrimiento duro de TiN, aplicado con la técnica de
deposición física de vapor (PVD). Se utilizó una máquina perno sobre anillo (pin on
ring), para las pruebas, con el fin de conocer la resistencia al desgaste del
recubrimiento. Algunos resultados mostraron que para niveles bajos de esfuerzo,
el rendimiento del recubrimiento se debió principalmente al pretratamiento y al
acabado superficial de las probetas. Se encontraron dos mecanismos de la
propagación de fisuras, esto bajo condiciones de rodadura pura, y dependiendo
también de la dureza del sustrato. Para los sustratos más suaves, la fisura se
propaga perpendicularmente a la superficie, mientras que para sustratos más
duros, la fisura se origina en la interfase, crece en el recubrimiento y se propaga
paralela a la superficie.
En el trabajo de M. Okumiya y M. Griepentrog [21], los recubrimientos multicapas
de TiN-CrAlN y CrN-CrAlN fueron depositados en los sustratos de aceros 100Cr6
y S-6-5-2 (DIN) por medio de la técnica de espurreo magnetrón. Como medio de
comparación, tambien fueron preparados y sometidos a prueba los recubrimientos
unicapa de TiN, CrN y CrAlN. La temperatura de aplicación de todos los
recubrimientos fue menor a 473K. Todas las probetas fueron terminadas con un
acabado superficial de rugosidad Ra= 0.02 μm. Los resultados mostraron que los
recubrimientos no tuvieron comportamiento adecuado frente al desgaste por FCR,
principalmente debido a la pobre adhesión de los recubrimientos con el sustrato.
Taung Sea, P. Chang y Herbert S. Cheng [22] realizaron un estudio para
determinar la influencia del espesor del recubrimiento de TiN sometido al desgaste
por FCR en condiciones lubricadas. Se utilizó una maquina de cilindro a cilindro.
Fue depositado el recubrimiento en diferentes espesores (0.25 a 5 μm) en un
sustrato de acero AISI 4118. Los resultados mostraron que el recubrimiento con
espesor de 0.25 μm, fue el de mejor rendimiento bajo las condiciones de
operación
utilizadas.
Los
recubrimientos
de
mayor
espesor,
mostraron
rápidamente la aparición de huellas de desgaste (spalls). El crecimiento progresivo
de huellas de desgaste está relacionado con la duración en número de ciclos de la
prueba experimental.
En el trabajo de A. Erdemir y R. F. Hochman [23] se estudian las características
metalúrgicas y tribológicas de un acero para rodamientos 440C con un
recubrimiento de TiN. Se realizaron pruebas de FCR en recubrimientos de varios
espesores. Como medio de comparación se hicieron pruebas con sustratos con y
sin recubrimiento. Los resultados mostraron un alto rendimiento del recubrimiento
con espesores por debajo de 1 μm, con cargas pequeñas y grandes. Los
recubrimientos de espesores grandes, tienden a fallar por delaminación,
principalmente cuando son sometidos a grandes cargas. Sin embargo para cargas
pequeñas suelen tener adecuada resistencia al desgaste. Se dan las condiciones
de operación óptimas que otorgan una mejor resistencia al desgaste por FCR.
En la investigación bibliográfica de S. Stewart y R. Ahmed [24], se mencionan
ampliamente otros trabajos realizados sobre el desgaste por FCR en
recubrimientos duros.
2.2 Desgaste por deslizamiento
K. Miyoshi [25] y colaboradores reportan la investigación realizada con
recubrimientos a base de DLC, sometidos a desgaste por deslizamiento. Los
nanocompuestos consisten de una capa superior del recubrimiento amorfo de DLC
(a-DLC) y de una capa inferior de titanio, carburo de titanio y DLC (Ti-TiC-DLC),
aplicados sobre un sustrato de acero inoxidable AISI 440C. Las películas fueron
caracterizadas por espectroscopia Raman, microscopia electrónica y perfilometría.
Se utilizó una máquina de configuración de bola sobre disco para conocer el
comportamiento de los recubrimientos al desgaste por deslizamiento. Se empleó
una bola de acero inoxidable de 6mm. Las pruebas se realizaron en tres
ambientes, al alto vacío, aire húmedo y con nitrógeno. En general, en los tres
ambientes de prueba, se presentaron volúmenes de desgaste bajos. En aire
húmedo y en nitrógeno, se observó un desgaste no severo en la capa superior (aDLC). Mientras que las pruebas en el alto vacío, se observó un pequeño desgaste
tanto en la capa superior (a-DLC) como en la capa inferior (Ti-TiC-DLC). Como
forma de comparación, los autores reportan un trabajo realizado con un
recubrimiento nanocompuesto a base de DLC (H-DLC).
En el trabajo reportado por A. Tanaka [26] y colaboradores, se reporta el estudio
sobre el comportamiento de la fricción y el desgaste del recubrimiento de DLC
sometido a contacto por deslizamiento en medios ambientes de agua y aire. Se
probaron tres tipos de recubrimientos: DLC puro, F-DLC y Si-DLC depositados en
un sustrato de WC-Co por la técnica de CVD. Se empleó una maquina tipo bola
sobre plano. El coeficiente de fricción en las pruebas con DLC puro y F-DLC
resultó ser menor en agua que en aire. Para el caso del recubrimiento de Si-DLC,
el coeficiente de fricción fue casi el mismo tanto en agua como en aire, menos de
0.1. Las tazas de desgaste de los recubrimientos fueron menores en agua que en
aire y variaron alrededor de 10-8 mm3/Nm en agua. En cuanto a la transferencia de
material de la bola a la probeta, se observó que para los recubrimientos de DLC
puro y F-DLC, fue mayor en agua que en aire. Para el caso de Si-DLC, no hubo
grandes diferencias.
S. J. Bull y P. R. Chalker [27], estudiaron el comportamiento del recubrimiento de
TiN en contacto por deslizamiento en situación lubricada. Se emplearon dos
sustratos, un acero inoxidable y un acero grado herramienta M2. El recubrimiento
se aplicó por la técnica de PVD. La máquina de prueba usada fue de configuración
bola sobre disco. La bola empleada fue de un acero AISI 52100 de 3mm de
diámetro. La velocidad de deslizamiento fue de 0.1 mm/s. Los resultados
mostraron que en contactos lubricados, el desgaste por deslizamiento se ve
reducido. La presencia del lubricante reduce la cantidad de material transferido de
la bola al recubrimiento, reduciendo la adhesión entre la bola y el recubrimiento,
por consiguiente también se ve reducido el coeficiente de fricción.
Jaffe H. W. Siu y Lawrence K. Y. Li [28], investigaron la influencia que tiene el
acabado superficial (rugosidad) en el sustrato y el espesor del recubrimiento en el
coeficiente de fricción y el desgaste en un acero AISI 440C recubierto con MoS 2
sometido a contacto por deslizamiento puro en condiciones lubricadas (aceite). Se
utilizó una máquina de configuración bola sobre disco. La bola fue de acero AISI
52100. La velocidad de deslizamiento empleada fue de 0.5 m/s con una carga
normal de 50N, la cual proporcionó una presión Hertziana de 0.75Gpa. Se
obtuvieron resultados del comportamiento del coeficiente de fricción y de la taza
de desgaste. El mejor desempeño fue obtenido con un espesor de recubrimiento
de 1 μm y con una rugosidad Ra = 0.1 μm.
Jens Hardell [29] y colaboradores investigaron la fricción y el desgaste en los
recubrimientos de CrN y TiAlN aplicados en un sustrato de acero grado
herramienta sometidos a contacto por deslizamiento a elevadas temperaturas. La
máquina utilizada fue perno sobre disco. Las pruebas se realizaron desde la
temperatura ambiente hasta una temperatura de 800 oC. Se utilizó un perfilómetro
óptico tridimensional para medir la topografía de la superficie y se obtuvieron
análisis con SEM y EDS para conocer el grado de daño superficial en los
recubrimientos. Los resultados mostraron que el coeficiente de fricción se
incrementa con el aumento de temperatura. El desgaste del recubrimiento a
temperatura ambiente es casi nulo, pero a 400 oC, ya se observan daños
considerables en la superficie de contacto, incluso se apreciaron áreas de
recubrimiento desprendidas. A una temperatura de 800 oC, se presentó un total
desprendimiento del recubrimiento.
En el trabajo realizado por I. P. Hayward [30] y colaboradores, investigaron el
efecto de la rugosidad en un recubrimiento de diamante sometido a desgaste por
deslizamiento en aire ambiente. El recubrimiento fue aplicado con la técnica de
CVD. Se observó que el coeficiente de fricción disminuyó por efecto del alisado de
la superficie efecto del contacto. Los altos coeficientes de fricción al inicio de la
prueba, pueden ser reducidos con un pulido de la superficie. El comportamiento
del coeficiente de fricción y de la taza de desgaste indican que la resistencia al
desgaste de los recubrimientos es comparable con la que se observa con cristales
de diamante como medio abrasivo.
O. O. Ajayi [31] y colaboradores, estudiaron el efecto que tiene la película de plata
aplicada sobre un material cerámico (Si3N4). Se empleó una maquina perno sobre
disco de contacto por deslizamiento. La frecuencia de deslizamiento fue de 1 Hz y
una amplitud de desplazamiento de 26 mm. Se aplicaron cargas de 3, 5 y 10N.
Las pruebas se llevaron hasta los 5000 ciclos de trabajo a temperatura ambiente.
Se monitoreó continuamente la fuerza de fricción. Se hicieron mediciones
periódicamente de la huella de desgaste utilizando un perfilómetro. Se empleó
SEM y microcopia óptica para observar los daños en la superficie. Los resultados
mostraron un incremento del coeficiente de fricción en probetas sin recubrimiento
hasta de 0.75 al final de los 5000 ciclos. Se menciona que el uso de una película
de plata ayuda a mejorar el rendimiento del recubrimiento frente al desgaste por
deslizamiento en materiales cerámicos.
En el trabajo de Jiaren Jiang y R. D. Arnell [32], se investigó el efecto que tiene la
rugosidad en la resistencia al desgaste del recubrimiento de DLC, aplicado sobre
un acero grado herramienta M42. Las pruebas se realizaron en condiciones de
medio ambiente en una máquina de configuración bola sobre disco. Después de la
aplicación del recubrimiento, la rugosidad fue aproximadamente la mitad de la
rugosidad original en el sustrato. Mientras que en la fricción no hay variaciones
importantes, las tazas de desgaste se incrementaron considerablemente cuando
se incrementó la rugosidad en el sustrato. La taza de desgaste se incrementó
cuando la rugosidad excedió el valor de Ra 0.93 μm. Por arriba de este valor, el
mecanismo de desgaste cambió de adhesión a la formación de escamas y a la
fragmentación del recubrimiento. La distribución de la presión de contacto sobre el
área real de contacto entre la bola y el recubrimiento fue analizada por medio del
modelo elástico de contacto mecánico. Se menciona que el aumento en la presión
de contacto, hace que se incremente la rugosidad en la superficie del
recubrimiento.
K. De Bruyn [33] y colaboradores, estudiaron el efecto del espesor y la rugosidad
en el recubrimiento de TiN, aplicado en un sustrato de acero de alta velocidad. Se
empleó una máquina perno sobre disco en condiciones ambientales normales. Se
estudiaron 2 diferentes espesores de recubrimiento (1.5 y 0.33 μm) y dos
diferentes valores de rugosidad media Ra 0.23 μm y Ra 0.04 μm. La duración de
todas las pruebas fue de 3600 s. El mecanismo de falla observado en las pruebas
fue principalmente de adhesión. Se menciona que la rugosidad y el espesor están
relacionados y que cuando la relación Ra/t disminuye, el mecanismo de falla pasa
de adhesivo a abrasivo.
T. Jamal [34] y colaboradores, estudiaron el comportamiento del coeficiente de
fricción y el desgaste adhesivo en recubrimientos duros de 4 a 8 μm de espesor.
Los recubrimientos de TiC y TiN fueron depositados en acero inoxidable 304, en
discos de aluminio y titanio y en un acero inoxidable 440C. Los recubrimientos
fueron caracterizados por difracción de rayos X y microdureza. Se empleó una
máquina perno sobre disco en condiciones secas y lubricadas. El coeficiente de
fricción y el desgaste fueron menores en contactos entre superficies recubiertas,
no así, para los casos cuando una o ambas superficies no tenían recubrimiento y
más aun en condiciones secas. Para el caso de ambas superficies recubiertas, se
tuvieron los menores coeficientes de fricción y desgastes, para condiciones de
prueba de 500m de distancia de deslizamiento y una carga de 0.4Kg en
condiciones lubricadas. Se observó un mecanismo de falla por microfragmentación
propiciando la formación de microfisuras.
En la investigación realizada por S. Economou [35] y colaboradores estudiaron el
comportamiento del TiC sometido al contacto por deslizamiento en una máquina
tribológica de perno sobre disco. Los autores compararon sus resultados con los
obtenidos en un estudio sobre desgaste en un recubrimiento de WC-Co. Se
menciona que el recubrimiento de TiC, tuvo un menor rendimiento que el WC-Co,
en condiciones ambientales normales y sin lubricación. También se menciona que
la estructura del recubrimiento, la huella de desgaste, el óxido del recubrimiento y
la contraparte del contacto, juegan un papel importante para entender mejor el
comportamiento del recubrimiento.
T. Polcar, R. Novak y P. Siroky [36], estudiaron las características tribológicas del
recubrimiento TiCN sometidos a desgaste por deslizamiento a altas temperaturas.
Se empleó una máquina de configuración perno sobre disco. El sustrato utilizado
fue un acero austenítico. La evolución del coeficiente de fricción fue medida
continuamente bajo condiciones diferentes en cuanto a temperatura y velocidad de
operación. También fueron evaluados los volúmenes de desgaste de la bola y del
recubrimiento. Se emplearon bolas de acero 100Cr6 y de material cerámico Si3N4.
Se emplearon temperaturas desde 200oC hasta 500oC. Se utilizó microscopia
óptica y SEM para determinar las causas del desgaste en el recubrimiento. Se
menciona que al aumentar la temperatura, se incrementa notoriamente el
coeficiente de fricción y por consiguiente las tazas de desgaste, esto en el caso de
las bolas de acero 100Cr6. Se observó que con 200 oC se presentó poco desgaste.
Sin embargo entre 300oC y 500oC, se observo un mecanismo de desgaste
caracterizado por delaminación y fractura.
H. Sert [37] y colaboradores, estudiaron el comportamiento en el desgaste de
levas fabricadas de 5 diferentes tipos de fundición nodular (GGG50) y de aceros
endurecidos por inducción (CK45). Las levas se recubrieron con TiN utilizando la
técnica de PVD. Se utilizó un acero 4140 como material abrasivo. Se empleo
microscopia electrónica y EDS para observar el desgaste producido por el
contacto de deslizamiento en la superficie de las levas. La cantidad de peso
perdido por el desgaste fue determinado por medio del tiempo y velocidad de
deslizamiento. En los resultados se menciona que el recubrimiento de TiN
aplicado sobre las levas, mejoró notablemente la resistencia al desgaste del
material de fundición GGG50.
En el trabajo reportado por I. L. Singer [38] y colaboradores, se investigó el
comportamiento del coeficiente de fricción y el desgaste del recubrimiento duro de
TiN en aire a velocidades lentas (0.1m/s). Se empleó microscopía óptica,
microscopía electrónica de barrido y microscopia electrónica de transmisión para
caracterizar las películas duras y el óxido causado por el desgaste de contacto por
deslizamiento contra bolas de acero y zafiro. Se determinaron los coeficientes de
fricción contra superficies rugosas (0.5-0.7) y contra superficies pulidas (0.15-0.2).
Con las bolas de zafiro se tuvieron coeficientes de fricción menores (0.05). Se
analiza la forma de transferencia de material de un cuerpo a otro, estudiando por
microscopia el óxido formado.
J. A. Sue y H. H. Troue [39], investigaron las propiedades en términos de fricción y
desgaste del recubrimiento de nitruro de titanio en contacto por deslizamiento con
un acero AISI 01. Las pruebas se realizaron en una máquina de configuración
bloque sobre anillo en condiciones lubricadas. La carga aplicada fue de 109Kg a
una velocidad de deslizamiento de 0.07 m/s. La caracterización microestructural y
química de las superficies de desgaste y del óxido producto del contacto, fueron
analizadas con microscopía electrónica y por espectrometría de rayos X. El
coeficiente de fricción en el contacto TiN-O1 fue entre 0.62 y 0.67 desgastándose
mayormente el bloque de acero O1. El mecanismo de desgaste presentado estuvo
asociado con adhesión y abrasión entre las partículas en contacto, así como
posterior deformación plástica.
El proceso de búsqueda de la información anterior referente a los trabajos
experimentales sobre FCR y FCD, resulto ser muy útil para el autor en muchos
sentidos. Permitió conocer el desarrollo sobre el tema que se ha tenido hasta la
fecha, mencionando los principales autores y científicos que han aportado y
compartido sus experiencias en las principales revistas sobre el área de tribología,
libros y memorias de congresos. También se alcanza a percibir que las
instituciones de educación como universidades y empresas privadas han
contribuido a los avances y generación de nuevo conocimiento, el cual ha sido
aplicado en la construcción de mejores dispositivos y equipos mecánicos con un
mejor desempeño ante los nuevos exigencias cada vez mas rigurosos en cuanto a
resistencia, durabilidad y altos estándares de producción.
La información recabada permite ubicar al autor en el punto del conocimiento
desde el cual se debe partir y hacia donde es posible avanzar, tratando en todo
momento de realizar aportaciones al conocimiento de la ciencia de la tribología,
específicamente en el desgaste por FCR y FCD.
Fue posible conocer entre otras cosas, los procedimientos experimentales
utilizados en cada uno de los trabajos tratados, los materiales usados y
recubrimientos aplicados, las técnicas empleadas en la aplicación de los
recubrimientos duros, tipos de lubricantes, cargas empleadas, condiciones
atmosféricas, entre otros factores o parámetros. Al autor también le permite hacer
comparaciones sobre los resultados obtenidos por otras personas con los propios
obtenidos en los distintos escenarios experimentales utilizados. Dichos resultados
se abordan mas a delante en el capítulo 4.
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CAPITULO III
3. Recubrimientos Duros
Los recubrimientos duros, son materiales con muy alta dureza, aproximadamente
3 veces mayor que la de los aceros de alta velocidad, tienen un alto punto de
fusión, entre los 1700 y 3800oC en promedio, presentan bajo coeficiente de
fricción y alta resistencia al desgaste y la corrosión. Se emplean como
recubrimientos protectores en herramientas de corte, tales como brocas, buriles y
fresas, entre otros. Por otra parte, el color dorado de algunos de ellos (TiN)
permite aplicarlos como recubrimientos decorativos en autopartes y accesorios
para baño.
También pertenecen a esta clasificación los óxidos cerámicos iónicos como el
Al2O3, ZrO2, TiO2; los materiales covalentes como el SiC, BC y el diamante; los
materiales compuestos de metales de transición como el TiC, TiN, WC y las
aleaciones metálicas como CoCrAlY, NiAl, NiCrBiSi y TiAl [1].
3.1 Antecedentes
El desarrollo de los recubrimientos duros comienza en el siglo XIX con la
revolución industrial. La técnica de electrodeposición aparece en el año de 1840
con los depósitos de plata, oro y zinc. En el año de 1880 aparecen las primeras
aplicaciones de la técnica de deposición química de vapor térmico conocido como
CVD (Chemical Vapour Deposition) [2]. En el año 1887 [3] aparece la técnica de
deposición física en fase de vapor conocida como PVD (Physical Vapour
Deposition). A finales del siglo XIX se dan los fundamentos básicos para la
producción de recubrimientos metálicos mediante el método de proyección por
llama [4]. En 1953 aparece el proceso de CVD por primera vez aplicado a la
deposición de recubrimientos duros, básicamente TiC y TiN [5]. En 1957 fue
presentado el primer resultado práctico de esos recubrimientos sobre aceros [5].
De estos resultados se observó que la fragilidad del recubrimiento podría ser
reducida disminuyendo el espesor del recubrimiento.
En los años de 1967-69 con el recubrimiento de TiC sobre carburo cementado se
permitió avanzar en el desarrollo del mecanizado de aceros y fundiciones. Los
recubrimientos monocapa fueron conocidos como la primera generación de
recubrimientos de alta resistencia al desgaste. Posteriormente, aparecen los
recubrimientos
de la segunda generación, caracterizados por la mejora en la
estequiometría y la ductilidad del TiC y la aparición de otros recubrimientos como
el TiN, Ti(C,N) y Al2O3. La tercera generación de los recubrimientos se inicia entre
1972 y 1974 y se caracterizó por la producción de estructuras de multicapas
gruesas del tipo TiC/Ti(C,N)/TiN [5]. Por otro lado, con el desarrollo de los
reactores de fusión nuclear a mediados del siglo XX, se da un gran avance en el
conocimiento de la física de plasma y las bases para ser aplicado industrialmente.
De esta manera, Mattox [6] en 1966 introduce el proceso de “Plateado iónico”. En
la década de los setentas se aplica los plasmas sobre las técnicas PVD y CVD.
También en la misma época, se introduce la técnica de espurreo con magnetrón
convencional (BM). A inicios del año de 1980 las técnicas de PVD son aplicadas
comercialmente para mejorar la resistencia al desgaste de herramientas de corte,
principalmente con TiN. Durante los años 80 y 90 fueron comercializados otros
recubrimientos como TiCN, CrC, TiAlN, TiZrN y DLC (carbono como diamante), los
cuales fueron utilizados principalmente en aplicaciones más complejas para
operaciones de corte [7]. En 1986 se publica el trabajo de Window y Savvides [8]
quienes acoplaron diferentes diseños para desbalancear un magnetrón en la
técnica de espurreo (Unbalanced Sputerring, UBM). En los últimos años, la técnica
UBM ha reemplazado a las técnicas convencionales de PVD y CVD, modificación
superficial (nitruración, carburación, inducción, etc.) y recubrimientos depositados
electroquimicamente (Cr duro, Ag, Au, Ni, Cr, etc.) [9-13].
En las últimas décadas, nuevos recubrimientos duros en forma de monocapas,
nanocompuestos y nanomulticapas han aparecido en la investigación y en
aplicaciones industriales. Los materiales base para formar dichos sistemas son:
CrN, NbN, TaN, ZrN, (Ti, Zr)N, (Ti, Hf)N, (Ti, V)N, (TiCrAl)N, entre otros. Estos
recubrimientos además de tener aplicaciones de alta resistencia al desgaste,
también son excelentes para ser aplicados en ambientes severos de corrosión y
fatiga.
3.2 Clasificación de los recubrimientos duros
Los recubrimientos duros se pueden dividir en tres grandes categorías [2]:
Aleaciones ferrosas
Metales y aleaciones metálicas no ferrosas
Materiales cerámicos
Aleaciones ferrosas: Son usadas donde se presenta alto desgaste y en
condiciones críticas donde los choques mecánicos y térmicos son frecuentes,
además son de bajo costo. Las aleaciones ferrosas se aplican generalmente por
depósito de soldadura y por procesos de arco eléctrico.
Metales y aleaciones metálicas no ferrosas: En esta clasificación se encuentran
los recubrimientos de cromo, se aplican por métodos electroquímicos con
propósitos decorativos y para protección contra el desgaste y la corrosión. Estos
recubrimientos normalmente presentan una dureza de 1000 a 1100 HV, Hardness
Vickers. También se pueden depositar por el método de PVD, como el espurreo,
alcanzando durezas altas como 3000 HV si se incorporan pequeñas cantidades de
oxígeno, carbono o nitrógeno.
Después de los recubrimientos de cromo, los de níquel son los más usados para
resistir al desgaste. Tienen una dureza menor que los de cromo, pero poseen
adecuada resistencia mecánica, son más dúctiles, son buenos conductores del
calor y tienen buena resistencia a la corrosión y a la oxidación a latas
temperaturas. Otros recubrimientos metálicos como los de molibdeno depositados
por espurreo magnetrón y modificados con C y N adquieren durezas muy altas,
entre 2500 y 3000 HV.
Materiales cerámicos: En esta clasificación se encuentran los óxidos, carburos,
nitruros, boruros y silicatos, que son usados ampliamente como protectores contra
el desgaste. El TiN, CrN, TiAlN, son algunos ejemplos.
De acuerdo a los enlaces químicos y estructurales, los recubrimientos duros se
clasifican en:
Materiales duros metálicos: Boruros, carburos y los nitruros de metales de
transición.
Materiales duros covalentes: Boruros, carburos y nitruros de Al, Si y B, también el
diamante y nitruro de boro cúbico (c-BN).
Materiales duros iónicos: Óxidos de Al, Zr, Ti y Be.
3.3 Propiedades y aplicaciones
La utilización industrial de los recubrimientos duros es muy extensa y durante los
últimos años se han logrado avances importantes en la ciencia y tecnología en
este campo. Los recubrimientos duros se han hecho indispensables en la mayor
parte de los sectores industriales: componentes electrónicos, superconductores,
industria óptica, espejos, industria aeronáutica, herramientas extraduras, moldes
de inyección de plástico, catalizadores, implantes e instrumental médico, etc.
La aplicación de estos recubrimientos sobre brocas, buriles, machuelos, fresas y
otras herramientas de corte permite obtener los siguientes beneficios [14].
Reducción de la fricción: Se requiere menor energía para hacer el mismo trabajo
con herramientas recubiertas que con las herramientas convencionales.
Reducción del desgaste: El menor desgaste permite incrementar el tiempo de vida
útil de las herramientas de corte y reduce el tiempo perdido en su reemplazo.
Resistencia a la corrosión: Las herramientas recubiertas sufren menores daños
por corrosión, debido a la estabilidad química de algunos recubrimientos.
Incremento de la calidad y productividad: Con algunos recubrimientos duros se
obtienen cortes más finos y se incrementa la velocidad de corte.
El uso de los recubrimientos duros permite mejorar algunas propiedades físicas,
químicas y mecánicas, entre las cuales están:
3.3.1 Dureza
Es de las propiedades más importantes dado que condiciona el comportamiento
tribológico y la resistencia a la fatiga de un material. Está determinada por la
magnitud de las fuerzas interatómicas y la microestructura. Desde el punto de
vista atómico, se presenta alta dureza cuando hay una combinación de alta
energía de cohesión, cortas longitudes de enlace y un alto porcentaje de enlaces
covalentes [15]. El diamante, es el material de más alta dureza y se caracteriza
por estar compuesto completamente por uniones covalentes.
Le dureza de un material también está afectada por efectos de microestructura. Se
prefieren estructuras donde la resistencia a la generación y propagación de grietas
sea alta y que el número de sistemas de deslizamiento sea bajo. En este caso el
valor de la dureza del recubrimiento dependerá del tamaño de grano, de los
esfuerzos residuales, de la textura y de su densidad. En general las películas
delgadas se caracterizan por presentar microestructuras con un tamaño de grano
pequeño y hay una alta concentración de defectos, lo que explica en parte los
altos valores de dureza que se alcanzan con películas delgadas. El tamaño de
grano puede controlar la dureza de un material a través del modelo Hall-Petch
[16]:
H
H0
k
1
d
1
(1)
2
Donde
H es la dureza del recubrimiento
H0 es la dureza intrínseca
K es una constante que depende del material
D es el tamaño de grano
El efecto Hall-Petch se basa en el apilamiento de dislocaciones en los límites de
grano, es decir, al reducir el tamaño de grano se incrementa el efecto de bloqueo
de dislocaciones y la dureza y al resistencia a la cedencia aumentan [17].
Para medir la dureza de capas delgadas se utilizan las técnicas de microdureza
Vickers (HV) y Knoop (HK), ambas utilizan como indentador una punta pequeña
de diamante en forma de pirámide y cargas tan pequeñas como la de un gramo.
Tabla 3.1 Propiedades de los recubrimientos duros [2]
Materiales duros metálicos
Recubrimiento
Densidad
(g/cm3)
Punto de
fusión (oC)
Dureza (HV)
TiC
4.93
3067
2800
Modulo
Elástico
(KN/mm2)
470
TiN
5.40
2950
2100
590
ZrN
6.63
3445
2560
400
VC
5.41
2648
2900
430
VN
6.11
2177
1560
460
NbC
7.78
3613
1800
580
NbN
8.43
2204
1400
480
TaN
14.3
3093
1100
-
CrN
6.12
1050
1100
400
Materiales duros covalentes
B4C
2.52
2450
3500
441
BN cúbico
3.48
2730
5000
660
C (diamante)
3.52
3800
8000
910
B
2.34
2100
2700
490
SiC
3.22
2760
2600
480
Si3N4
3.19
1900
1720
210
AlN
3.26
2250
1230
350
Materiales duros iónicos
Al2O3
3.98
2047
2100
400
TiO2
4.25
1894
-
13
ZrO2
5.76
2677
1200
190
HfO2
10.2
2900
780
-
ThO2
10.2
3300
950
240
BeO
3.03
2550
1500
390
MgO
3.77
2827
750
320
3.3.2 Resistencia al impacto
La resistencia al impacto de la mayoría de los materiales resistentes al desgaste
es baja, sin embargo existen diferencias entre los diferentes recubrimientos y son
significantes en muchas aplicaciones. La microestructura de los recubrimientos
tiene algún efecto en la resistencia al impacto y tiene un comportamiento inverso a
la dureza, es decir, a mayor dureza menor resistencia al impacto. En la mayoría de
las situaciones de desgaste las fuerzas de impacto están presentes y la selección
de los materiales resistentes al impacto depende en gran medida de la dureza y la
resistencia. En muchos casos se eligen materiales resistentes porque la falla por
impacto puede ser inmediata y algunas veces catastrófica, por otro lado, una
dureza inadecuada muchas veces solo resulta en una duración reducida del
elemento [18].
3.3.3 Resistencia a altas temperaturas
La temperatura máxima de operación de los recubrimientos resistentes al
desgaste está determinada en el momento que el material se ablanda o por la
aparición de una oxidación excesiva. Por ejemplo, el carburo de tungsteno (WC)
se oxida rápidamente cuando se calienta en aire por arriba de los 550 oC. Los
materiales que pueden ser usados a más de 500 oC son aquellas con alto
contenido de cromo, ejemplo: acero con 13% de cromo, hierro con 30% de cromo,
aleaciones de cobalto, aleaciones de níquel y óxidos. En la tabla 3.2, se observan
las temperaturas máximas de operación de algunos recubrimientos.
3.3.4 Resistencia a la corrosión
En la tabla 3.2 se muestran indicadores caritativos de la resistencia a la corrosión
de algunos recubrimientos. En general los materiales con alto contenido de cromo,
cobalto o níquel tienen buena resistencia a la corrosión. La alúmina y el óxido de
cromo son también inertes en la mayoría de los ambientes. Sin embargo, si los
recubrimientos son porosos o tienen microgrietas, deben usarse resinas o
protectores de capa anticorrosión para evitar que llegue al sustrato.
Tabla 3.2. Temperatura y resistencia a la corrosión de algunos recubrimientos
Material
Temperatura
Resistencia a
Max. de servicio
la corrosión
WC-Co
550
Buena
Al2O3
>1000
Muy buena
Cr2O3
>1000
Muy buena
TiC
1000
Muy buena
VC
500
Muy buena
TiN
1000
Muy buena
FeB
200
Moderada
CrB
800
Buena
3.4 Técnicas de aplicación de los recubrimientos duros
Algunas de las técnicas más importantes usadas para la aplicación de
recubrimientos duros se describen brevemente. Se menciona más ampliamente la
técnica de PVD por ser la que se utilizó para aplicar los recubrimientos empleados
en esta investigación.
3.4.1 Tratamientos electroquímicos
Los recubrimientos electroquímicos son producidos por electrólisis de una solución
acuosa de una sal del metal de recubrimiento, siendo el cátodo la pieza a recubrir.
Para la resistencia al desgaste, el cromo es el material mas usado, ya que
combina lata dureza, alta resistencia a la corrosión y un bajo coeficiente de fricción
cuando están en contacto con aceros. Con esta técnica, los recubrimientos de
cromo están limitados a un espesor de 0.5 mm debido a los esfuerzos internos.
Espesores mayores pueden obtenerse con esta técnica en recubrimientos de
níquel, pero como el depósito es relativamente suave (aprox. 250 HV), es poco
usado en aplicaciones de desgaste. Partículas duras de carburos (SIC, Cr 2C3) y
algunos óxidos (Al2O3) pueden ser aplicados en recubrimientos electroquímicos de
níquel y cobalto obteniéndose recubrimientos con una dureza de aprox. 600 HV
[18].
3.4.2 Tratamientos químicos
Los recubrimientos químicos, se obtienen por la inmersión de la pieza en una
solución de sales del metal de recubrimiento. Los recubrimientos de aleaciones de
fósforo de níquel y boro de níquel son producidos por reducción de una sal de
níquel por hidrofosfito de sodio o por borohidrato de sodio respectivamente. Los
recubrimientos después del tratamiento tienen una dureza por arriba de los 1000
HV y tienen muy buena resistencia al desgaste adhesivo. Los recubrimientos de
níquel
electrolítico
son
más
caros
que
los
recubrimientos
de
cromo
electroquímicos pero tienen mejor resistencia a la corrosión y se obtienen
espesores uniformes en toda la pieza recubierta, aun en piezas de formas
complejas. Partículas duras (SiC) pueden ser incorporadas al níquel durante el
depósito, para obtener un recubrimiento compuesto con una dureza aprox. de
1300 HV. Recubrimientos delgados (0.01 mm) de fosfatos metálicos también son
formados químicamente sobre componentes de acero para proporcionar
superficies con bajo coeficiente de fricción y resistentes al desgaste adhesivo [18].
3.4.3 Deposición Química de Vapor (CVD)
Es un proceso en el cual, hay una reacción de los compuestos en la fase gaseosa
que forman una capa densa sobre un sustrato caliente. La mayoría de los
recubrimientos antidesgaste aplicados por CVD son el carburo de titanio (TiC) y el
nitruro de titanio (TiN). El espesor del recubrimiento está limitado a 10 μm debido a
los esfuerzos interfaciales. En este proceso se requieren temperaturas de depósito
de 800 a 1000oC, donde se presentan distorsiones térmicas y reacciones químicas
entre el recubrimiento y el sustrato, lo cual limita la selección del sustrato. En
aplicaciones de resistencia al desgaste, solo se utilizan carburos cementados y
aceros herramienta, obteniéndose buenos resultados para altos esfuerzos.
Comparado con el proceso de PVD, el proceso CVD tiene la habilidad de recubrir
componentes de formas complejas con un espesor de recubrimiento uniforme [18].
3.4.4 Deposición Física de Vapor (PVD)
Este proceso es llevado a cabo a una presión sub-atmosférica. El recubrimiento es
generado por evaporación térmica o por espurreo eléctrico de una fuente
(material), con adiciones de un gas reactivo. El TiN es el recubrimiento mas
aplicado con este proceso, obteniéndose espesores entre 1 y 10 μm. Estos
recubrimientos son de alta densidad y tienen adecuada adherencia al sustrato. La
temperatura de los sustratos con este proceso puede mantenerse por debajo de
los 500oC [18].
3.4.5 Proceso de pulverizado
Proceso en el cual las partículas del material de recubrimiento son calentados en
estado plástico o líquido y depositados en el sustrato relativamente frío (<200oC).
La mayoría de los metales y cerámicos pueden ser pulverizados y depositados
como
recubrimientos
sobre
diferentes
sustratos
metálicos.
Todos
los
recubrimientos depositados por este proceso son porosos. La porosidad varía
entre 1 y 20%. El vínculo entre el recubrimiento y el sustrato es principalmente
mecánico y normalmente es de menor fuerza que el obtenido con otros procesos
[18].
3.4.6 Recubrimientos por procesos de soldadura
Muchos de los métodos
de soldadura pueden ser usados para aplicar
recubrimientos resistentes al desgaste. Los materiales de recubrimiento utilizados
van de aceros de baja aleación hasta compuestos de carburo de tungsteno. Se
obtienen altas tazas de aplicación del recubrimiento y la adherencia es buena en
ciertos casos. Este proceso no se aplica para obtener espesores grandes de
recubrimiento, dado que con materiales muy duros es probable la aparición de
fisuras. Las fisuras normalmente no son perjudiciales cuando son perpendiculares
a la superficie y usualmente no alcanzan la interfase. No resulta práctico aplicar
recubrimientos con esta técnica de espesores menores a 2 o 3mm [18].
3.5 Proceso PVD
En el proceso PVD (Deposición Física de Vapores), el material del recubrimiento
es transportado hacia la superficie del sustrato tanto en forma de iones como de
átomos y moléculas. Los procesos PVD se realizan a una temperatura
relativamente baja; esto, los hace atractivos para depositar recubrimientos y
películas sobre materiales que puedan sufrir daños al ser llevados a altas
temperaturas. Sus aplicaciones van desde piezas decorativas hasta aplicaciones
de la ingeniería mecánica, química, y nuclear, la microelectrónica y la medicina
[19,20]. En la figura 3.1 se muestra un esquema general del proceso PVD.
Figura 3.1. Esquema general del proceso PVD.
Tanto el PVD como el CVD, son técnicas de depósito de vapores, las cuales son
definidas como la condensación de elementos o compuestos de la fase de vapor a
la fase sólida. En la figura 3.2, se muestra la clasificación de esta técnica.
Depósito de vapores
PVD
CVD
CVD Asistido por Plasma
Evaporación
Espurreo
Chapeado Iónico
CVD Térmico
Figura 3.2. Técnica de depósito de vapores.
3.5.1 Evaporación
Se efectúa en una cámara de vacío donde la presión es usualmente de 10 -5 mm
Hg (Torr) o menor, calentando el material hasta la temperatura necesaria para
evaporarlo a la presión de la cámara. Los átomos evaporados se condensan como
película o recubrimiento sobre la superficie de trabajo. El espesor de las películas
puede variar desde Angstroms hasta milímetros, de acuerdo a las necesidades.
Los metales y no metales generalmente se adhieren al sustrato únicamente por
medio de las fuerzas de Van del Waals. Si el recubrimiento y el sustrato son
compatibles, se pueden obtener enlaces de tipo covalente, sin embargo, la fuerza
de amarre depende principalmente de la limpieza del sustrato. Para mejorar la
adhesión, el porta sustratos puede ser calentado, produciendo la difusión de la
película en el sustrato. La evaporación térmica del material que se quiere
depositar como recubrimiento se obtiene por una amplia variedad de métodos
físicos, como el calentamiento resistivo, radiativo, por láser, por arco eléctrico y
por haz de electrones, entre otros, [21,22]. En la figura 3.3 se muestra un
esquema que representa este proceso.
Figura 3.3. Proceso PVD mediante evaporación por haz de electrones
3.5.2 Chapeado Iónico
El chapeado iónico (Ion Plating) es un término genérico que se aplica al proceso
de depósito de películas en el cual la superficie del sustrato está sometida a un
flujo de iones de alta energía. Se realiza generalmente en un sistema con una
descarga de un gas inerte similar a la causada en el proceso de espurreo, excepto
que al sustrato se le aplica un alto voltaje catódico. Antes de iniciar el depósito de
la película, el sustrato es sometido al bombardeo iónico de un gas inerte por un
tiempo suficiente para remover los contaminantes de la superficie (limpieza por
espurreo). Después de la limpieza se inicia el depósito de la película sin
interrumpir el bombardeo iónico.
En el chapeado iónico se utiliza la ionización parcial del vapor metálico para
incrementar la adhesión del recubrimiento al sustrato. Mediante la polarización del
sustrato se logra incrementar la energía cinética de los iones, los cuales se
introducen al sustrato y se mezclan con él [6].
En el sistema básico, se emplea una cámara de vacío, en la cual hay una fuente
evaporadora de átomos y un gas inerte o un gas reactivo. El depósito se realiza a
presiones típicas de 10-3 a 10-1 Torr. De esta manera, el material que será
depositado es evaporado en forma similar a la evaporación ordinaria, pero el vapor
pasa por una descarga gaseosa y después al sustrato al cual se le aplica un
voltaje negativo (2 a KV). Al aplicar el alto voltaje negativo se producen iones
positivos que son acelerados hacia el sustrato, generándose una fuerte adhesión
entre el sustrato y el recubrimiento, debido a lo siguiente:
1. Los
átomos
del
gas
inerte
espurrean
el
sustrato
limpiándolo
y
manteniéndolo así hasta que se deposita el recubrimiento.
2. Se provoca un alto flujo de energía hacia la superficie del sustrato
incrementando la temperatura lo suficiente para generar la difusión y
reacciones químicas sin necesidad de calentar todo el volumen.
3. Se altera la estructura en la superficie y en la interfase al introducir una alta
concentración de defectos, mezclándose físicamente el material del
recubrimiento y el sustrato.
Generalmente se utiliza argón como gas inerte y sus iones pueden tener energías
tan altas como 10 KeV. Mediante el uso de un gas reactivo se tiene el chapeado
iónico reactivo que hace posible producir materiales tales como carburos, nitruros,
óxidos cerámicos y boruros.
3.5.3. Espurreo
El espurreo es un proceso donde el material a depositarse como recubrimiento es
desprendido de una superficie sólida, mediante el intercambio de momento que se
presenta cuando partículas con alta energía bombardean la superficie [23]. Las
características más importantes del proceso de espurreo son [24-29]:
La gran mayoría de los átomos del blanco arrancados son neutros.
La energía de los diferentes iones arrancados tiene una distribución Maxwelliana.
La eficiencia de estos procesos está en función de la variable Eficiencia de
espurreo (S), la cual depende de los siguientes factores: La energía y masa de los
iones incidentes, el número atómico del blanco, el calor de sublimación del blanco,
el ángulo de incidencia de los iones incidentes y la presencia de elementos
aleantes y compuestos en el blanco.
El proceso de espurreo puede ser cuantificado mediante S, definida como el
número de átomos arrancados en el blanco por ión incidente. Considerando que el
bombardeo de los iones es perpendicular al blanco, la S puede expresarse de la
siguiente manera:
S
K
M i M t Ei
( M i M t )U
(2)
Atomos / ión
Donde
K es una constante
Mi es la masa del ión incidente
Mt es la masa del blanco
Ei es la energía cinética del ión incidente
U es el calor de sublimación del material del blanco
La tasa de espurreo, o la erosión del blanco por unidad de tiempo, R, esta dada
por:
R
6.23
JSM A
nm / min
(3)
Donde
J es la densidad de corriente de iones en mA/cm2
S es la eficiencia de espurreo en átomos por ión
MA es el peso atómico en gramos
ρ es la densidad en gr/cm3
En el proceso de espurreo las partículas incidentes se componen de iones
positivos y partículas neutras con alta energía cinética. Las partículas neutras se
originan de iones positivos que son acelerados por el campo eléctrico y luego se
recombinan ganando electrones y se neutralizan manteniendo alta su energía
cinética. Las partículas energéticas cargadas o neutras provienen del gas
introducido a la cámara que puede ser inerte, reactivo o una mezcla de ambos.
Entre los gases inertes, el argón es el más usado. Mientras que el gas reactivo
depende del compuesto que quiera formarse al reaccionar con el material del
blanco. El sustrato es colocado frente al blanco de tal forma que reciba el flujo de
átomos y permita su condensación para formar el recubrimiento.
Entre los procesos usados para producir iones se encuentra la ionización por
descarga gaseosa. Para generar una descarga gaseosa, se coloca un blanco del
material deseado dentro de una cámara, haciendo un prevacío entre 10 -7 y 10-5
Torr, con el propósito de reducir los contaminantes absorbidos. Después, se
introduce en la cámara el gas de trabajo. A una presión adecuada se aplica un
voltaje negativo al blanco (de 0.5 a 5 KV), para que éste sea bombardeado por las
partículas energéticas y se produzca el espurreo de sus átomos. En la figura 3.4,
se muestra un esquema del proceso por espurreo básico.
Figura 3.4. PVD mediante espurreo por bombardeo de iones de gas inerte.
3.6 Tratamientos térmicos tradicionales
Los tratamientos térmicos son procesos donde únicamente se utiliza la temperatura como magnitud variable modificadora de la microestructura y constitución
de metales y aleaciones, pero sin variar su composición química. El objetivo de los
tratamientos térmicos consiste en mejorar las propiedades mecánicas de metales
y aleaciones, de tal forma que unas veces interesa aumentar la dureza y
resistencia mecánica, y otras veces la ductilidad o plasticidad para facilitar su
conformación.
Por extensión, también se emplea la denominación de tratamientos a otras
técnicas, donde además de utilizar la temperatura como única variable a considerar, se modifica también la composición química de una capa superficial de la
pieza. A estos tratamientos se les conoce con el nombre de “tratamientos termoquímicos”.
Ambos tipos de tratamientos se pueden clasificar, atendiendo a los diversos
métodos que emplean [30,31]:
a) Tratamientos térmicos:
•
Temple
•
Recocido
•
Revenido
• Normalizado
b) Tratamientos termoquímicos:
•
Cementación
• Cianuración
• Nitruración
• Carbonitruración
• Sulfinización
Tratamientos térmicos
Los tratamientos térmicos se proponen modificar la estructura de los materiales
metálicos mediante calentamiento y dar con ello a los materiales otras propiedades.
Las herramientas y las piezas de máquinas tienen que tener una dureza, una
permanencia de poder cortante y una resistencia adecuadas a la utilización que
han de tener. El filo de un cincel, por ejemplo, ha de estar enteramente templado.
Los dientes de una rueda dentada, por el contrario, deben tener capas exteriores
duras y con ello resistentes al desgaste. Los núcleos de los dientes, sin embargo,
tienen que permanecer tenaces con objeto de que puedan responder
elásticamente ante las solicitaciones a choques y a la flexión. Estas diferentes
propiedades pueden obtenerse mediante la elección de un material apropiado y de
un conveniente tratamiento térmico.
Tratamientos termoquímicos
Con estos tratamientos se modifica la composición química de la superficie de la
pieza, introduciéndole ciertos elementos mediante el proceso de difusión, fundado
en la movilidad de los átomos en estado sólido a temperaturas elevadas. El
fenómeno se conoce con el nombre general de cementación.
Mediante estos procesos se trata de conseguir algunos de los siguientes fines:
Aumentar la dureza superficial, sin alterar la ductilidad y resiliencia del núcleo
Favorecer las cualidades de lubricación y rozamiento
Aumentar la resistencia al desgaste
Aumentar la resistencia a los esfuerzos de fatiga
Mejorar la resistencia a la corrosión
Cementación sólida
• Cementación con C: Se denomina también cementación y carburación.
Consiste en aumentar la concentración de C en la superficie de un acero,
calentándolo a la temperatura de austenización en presencia de un medio
cementante. Éste ha de ser capaz de cederle C en estado atómico, el cual se
difunde por su interior formando una solución sólida, cuyo espesor varía en
función del tiempo. Por temple posterior se consigue la dureza superficial y
resistencia al desgaste, junto a elevadas características de ductilidad y
resiliencia.
El proceso de cementación se realiza de la siguiente manera: se introducen
las
piezas
ya
maquinadas
con
sobreespesores
de
0.2-0.3
mm,
completamente rodeadas de agente cementante sólido en cajas metálicas
herméticamente cerradas, taponando las juntas con arcilla refractaria. Las
cajas así preparadas se introducen en un horno a temperaturas
comprendidas entre 900-1000 ºC y se mantienen en él durante el tiempo
necesario para conseguir el espesor de capa que se desee. Se sacan las
cajas del horno y cuando están frías, se extraen las piezas y se les da el
tratamiento térmico adecuado. En las piezas en que sólo se desea cementar
determinadas zonas, hay que proteger las restantes recubriéndolas con
agentes anticementantes como hilo de amianto, tierra refractaria, etc. Como
la cementación en cajas es un proceso largo y costoso, que no permite el
empleo de dispositivos automáticos ni el tratamiento de piezas muy
voluminosas, está siendo cada vez más desplazado por la cementación con
líquidos y gases.
Cementación líquida
Carburación: se trata de una cementación en líquido. Las piezas completamente
limpias y exentas de humedad, se introducen en una mezcla de sales fundidas
entre las que siempre se encuentra como componente fundamental del cianuro
sódico (CNNa) y otras que actúan como diluyentes o agentes catalíticos.
La acción carburante de estas sales fundidas es muy rápida, pero la capa que se
obtiene es relativamente delgada y muy dura, aunque también es posible obtener
penetraciones de hasta 3 mm. Terminada la cementación, se sacan las piezas del
baño y se sumergen en agua o aceite fríos. Este procedimiento presenta la ventaja
de poder emplear dispositivos automáticos, tanto para la cementación como para
el temple, además de ser más rápido, permite un mejor control sobre la
penetración, da piezas más limpias y mayor homogeneidad en la capa cementada.
Cianuración. Consiste en crear en las piezas de acero una capa superficial rica
en C y N, introduciéndolas en un baño líquido (mezcla de cloruro, cianuro y
carbonato sódico). A la temperatura del proceso (800-900 ºC), en presencia de
oxígeno del aire se forma una difusión de C y N en la superficie del acero.
Posteriormente se da un temple para aumentar la dureza.
Sulfinización. Es un tratamiento termoquímico que consiste en introducir una
pequeña capa superficial a base de azufre, nitrógeno y carbono en aleaciones
férricas y de cobre. De esta manera, se consigue mejorar la resistencia al
desgaste, favorecer la lubricación y evitar el agarrotamiento. Las herramientas
sometidas a este tratamiento tienen una duración cinco veces mayor que sin
sulfinizar.
Se introducen las piezas en baños a 560-570 ºC formados por una mezcla de
cianuro, sulfito o hiposulfito anhidro, carbonato sódico y cloruro bárico.
La capa sulfinizada, sin aumento de dureza con respecto a la del metal base
favorece la lubricación, mejora las características de resistencia al desgaste, evita
el agarrotamiento y se autopropaga hacia el interior.
Nitruración. Es un tratamiento de endurecimiento superficial aplicado a ciertos
aceros y fundiciones. Se obtienen durezas muy elevadas, del orden de 1200
unidades Brinell. Los aceros o fundiciones nitrurados son superficialmente muy
duros y resistentes a la corrosión. La nitruración se efectúa en hornos especiales,
exponiendo las piezas a una corriente de amoníaco a una temperatura de 500 a
525 0C. El amoniaco se disocia en la superficie de las piezas y el N atómico
liberado se difunde con facilidad en el hierro.
Este procedimiento se aplica a aquellas piezas que se hallan sometidas
simultáneamente a esfuerzos de choque y rozamiento tales como engranajes,
cigüeñales, bulones, camisas de cilindros, árboles de levas, ejes de cardán,
piñones y aparatos de medida.
Además de gran dureza se consiguen superficies resistentes al desgaste y
disminución en el coeficiente de rozamiento.
Carbonitruración: Tiene por objeto la formación de una capa rica en C y N en un
producto siderúrgico, calentándolo a temperaturas entre 650-850 ºC, en una
atmósfera gaseosa formada por una mezcla de hidrocarburos, amoniaco y óxido
de carbono.
REFERENCIAS
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[28] Anderson, J.C., The Use of Thin Film in Physical Investigation, 1966.
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[30] Sturla, E.A., Tratamientos Térmicos de los Aceros, Teoría y Práctica, Tomo I,
Edit. Nueva Librería, Argentina, 2002.
[31] Sturla, E.A., Tratamientos Térmicos de los Aceros, Teoría y Práctica, Tomo II,
Edit. Nueva Librería, Argentina, 2002.
CAPITULO IV
4. Desarrollo Experimental
La metodología experimental indica con claridad el procedimiento de la prueba, los
equipos a utilizar, preparación de probeta y demás elementos importantes que
intervengan en el ensayo. Cabe hacer mención que de acuerdo a la investigación
realizada, no existe algún procedimiento o norma establecida para realizar este
tipo de ensayos.
En este trabajo, se describe parte de la metodología a utilizar en los ensayos
experimentales, iniciando con la selección de los materiales y recubrimientos
superficiales a emplear, determinación del tipo de falla a reproducir en el
laboratorio, cálculo de la carga de trabajo y máxima presión Hertziana, velocidad
de operación, tipo de lubricante a emplear y la estimación del número de muestras
necesarias por medio de métodos estadísticos.
4.1 Desgaste por FCR
El fenómeno de Fatiga de Contacto por Rodadura (FCR), es el resultado de la
aplicación repetida de esfuerzos cíclicos de origen mecánico por la rodadura de un
cuerpo sobre otro. Puede ocurrir en cualquiera de los elementos involucrados y es
causa frecuente de falla en elementos tales como:
Partes de rodamientos
Dientes de engranes
Contacto rueda riel
Sistema leva seguidor
4.1.1 Máquina tribológica de FCR
El equipo utilizado es una máquina tribológica diseñada y construida por el grupo
de Tribología de la SEPI-ESIME- Zacatenco (Figura 4.1) [1]. Esta máquina permite
realizar ensayos de FCR específicamente a rodamientos axiales de bolas. El
equipo consiste básicamente de un motor que hace girar un eje en el cual se
coloca la probeta a ensayar. La probeta se presiona contra el rodamiento axial que
se encuentra sumergido en aceite dentro de un depósito. La aplicación de la carga
se hace por medio de una palanca porta pesa, cuya variación depende de las
pesas que se coloquen en la palanca. Una vez que en la probeta se empiezan a
formar las primeras huellas de desgaste del material debido al contacto entre la
superficie de la probeta y las bolas del rodamiento, un sensor (transductor
piezoeléctrico) detecta la vibración ocasionada por la imperfección en la
trayectoria de rodadura formada en la probeta, si la vibración alcanza una amplitud
a la cual el sensor está calibrado, la máquina se detiene, concluyendo así el
ensayo. El equipo tiene un reloj, el cual proporciona las horas de duración del
ensayo de FCR.
Figura 4.1. Máquina de ensayos de FCR
4.1.2 Selección de materiales de los sustratos y
de los recubrimientos
duros.
Como se ha mencionado, el desgaste por Fatiga de Contacto por Rodadura, es un
fenómeno que se encuentra presente en elementos mecánicos tales como:
engranes, levas, rueda riel y rodamientos. La industria manufacturera de
rodamientos ha usado el acero SAE 52100 como un material normalizado desde el
año 1920 [2] [3]. Este es un acero al cromo con alto contenido de carbono y
contiene además pequeñas cantidades de Mn, Si, Ni y Mo. Sobre los materiales
más utilizados para fabricar rodamientos se encontró que además del acero SAE
52100, también suelen utilizarse aceros como AISI 4320, AISI 4360, AISI 8620.
Para casos de altas temperaturas (hasta 320oC), se recomiendan aceros al
molibdeno, conocidos como aceros de alta velocidad o aceros grado herramienta,
entre ellos están los aceros M-1, M-2 y M-50. Para aplicaciones en ambientes
corrosivos, se utiliza principalmente el acero inoxidable AISI 440C. Actualmente
diversos grupos de investigación en todo el mundo están proponiendo materiales
cerámicos (Si3N4, Al2O3, SiC) para fabricar las pistas de los rodamientos. Por
último mencionar también el uso de los polímeros para la manufactura de pistas y
otros componentes mecánicos que soportan poco esfuerzo.
Para la selección de los materiales a utilizar, se tomó como base lo que indican
diferentes fabricantes de rodamientos, entre ellos SKF, TimKen, FAG, etc., y de
acuerdo a las normas ASTM A295, A485, A534, A535 y A866. Como ejemplo de
los materiales que cumplen con estas normas están: 52100, 1070, 4118, 4140,
4320, 4820, 5120, 8620 [4] [5] [6] [7] [8].
Este estudio tiene como uno de sus objetivos el aportar conocimiento basado en
experimentación sobre nuevas opciones de materiales base y recubrimientos
superficiales para la fabricación de pistas de rodamientos. Por tal motivo y por lo
que se ha comentado sobre los materiales más comunes, se seleccionan los
aceros AISI 4320, AISI 8620, AISI 4140 y AISI O1. En cada uno de ellos se
aplicarán diferentes recubrimientos superficiales para ver su comportamiento en
los ensayos experimentales.
Acero AISI 4140
Este material es un acero grado maquinaria al cromo molibdeno con el siguiente
porcentaje de elementos:
C
0.38-0.43 %
Si
0.15-0.35 %
Mn
0.75-1.00 %
P máx.
0.35 %
S máx.
0.040 %
Cr
0.80-1.10 %
Mo
0.15-0.25 %
El acero 4140, es uno de los materiales de baja aleación más populares, por su
espectro amplio de propiedades útiles en piezas que se someten a esfuerzo, con
relación a su bajo costo. Al templarlo adquiere una gran dureza en todo su
volumen, teniendo además un comportamiento muy homogéneo; también puede
ser nitrurado o recubierto con cromo duro, lográndose una buena resistencia al
desgaste. Generalmente, se emplea para la manufactura de cigüeñales, engranes,
ejes, mesas rotatorias, válvulas y ruedas dentadas. También es utilizado en piezas
forjadas, como herramientas, llaves de mano y destornilladores, árboles de levas,
flechas de mecanismos hidráulicos, etc.
Acero AISI 8620
Este material es un acero grado maquinaria de baja aleación al níquel-cromomolibdeno, con el siguiente porcentaje de elementos:
C
0.18-0.23
%
Si
0.15-0.35
%
Mn
0.70-0.90
%
P máx.
0.035 %
S máx.
0.040 %
Cr
0.40-0.60
%
Mo
0.15-0.25
%
Ni
0.40-0.70
%
Este acero es típico para cementación y para templar superficialmente
manteniendo una gran tenacidad en el núcleo. Se puede soldar por métodos
comunes. Se utiliza en la fabricación de engranes, piñones, árboles de levas,
moldes para la industria del plástico, mordazas, coronas y satélites, entre otros.
Acero AISI 4320
Este material es un acero grado maquinaria de baja aleación al níquel-cromomolibdeno, con el siguiente porcentaje de elementos:
C%
0.17-0.22
Si %
0.15-0.35
Mn %
0.45-0.65
P máx. %
0.035
S máx. %
0.040
Cr %
0.40-0.60
Mo %
0.20-0.30
Ni %
1.65-2.00
El acero 4320, es un material de baja aleación muy útil para cementación cuando
la resistencia del núcleo se requiera incrementar mediante temple. Se utiliza en
piezas de dimensiones medias que deben presentar resistencia y tenacidad muy
elevadas después de haber sido cementadas y templadas; tales como: engranes,
coronas y grupos diferenciales, entre otros.
Acero AISI O1
Es un acero grado maquinaria para trabajo en frió con el siguiente porcentaje de
elementos:
C%
0.8-1
Si %
0.5
Mn %
1-1.4
P máx. %
0.03
S máx. %
0.03
Cr %
0.40-0.60
Tiene una adecuada resistencia al desgaste y a la
indentaciones para dureza, cuyos diámetros
V max. %
0.3
W%
0.4-0.6
tenacidad. Presenta
son menores a 40 mm. Posee
excelente maquinabilidad y buen afilado. Se emplea, principalmente, para la
manufactura de matrices para estampar, cortar y punzonar, así como en
herramientas de corte que trabajan a baja temperatura. También, se utiliza en
instrumentos de precisión, calibres y matrices para plástico, entre otros.
Por otro lado, los recubrimientos superficiales, son tratamientos de endurecimiento
y se clasifican en [9] [10]:
Tratamientos térmicos selectivos
Tratamientos termoquímicos
Tratamientos mecánicos
En relación a los tipos de recubrimientos superficiales a utilizar, de acuerdo a la
bibliografía consultada, los más empleados son los tratamientos termoquímicos o
cementación, entre los cuales están:
a)
Carburación, cuando se adiciona carbono
b)
Carbonitruración, cuando se incorpora carbono y nitrógeno
c)
Nitruración, cuando se incorpora nitrógeno
d)
Calorizado, cuando se incorpora aluminio
e)
Sulfinuzación, cuando se incorpora azufre
f)
Cromado, cuando se incorpora cromo
g)
Zincado, cuando se incorpora zinc
El acero con un tratamiento termoquímico, reúne las siguientes propiedades:
Poseer una buena resistencia al desgaste y a la abrasión en la superficie de
trabajo, condiciones estrechamente vinculadas con la dureza del producto
siderúrgico.
Capacidad para soportar las fuertes presiones específicas en la superficie.
Esta propiedad se logra con definidas características de la capa periférica,
basadas en un determinado y uniforme espesor endurecido y resistencia al
núcleo.
Adecuada distribución de tensiones superficiales (generadas por la capa
endurecida) para obtener una conveniente resistencia a la fatiga.
Núcleo tenaz y resistente para poder, como soporte, satisfacer las
exigencias del uso.
Por otra parte, en la actualidad existen nuevos tratamientos térmicos superficiales
que a través de tecnologías modernas, se obtienen recubrimientos que alcanzan
altas durezas con pequeños espesores de capa. Ejemplo de estos, tenemos: TiN,
TiCN, WC/C,
CrN,
Base
cromo, TiAlN, TiAlN+WC/C. Algunas de
sus
características se muestran el la tabla 4.1 [11]:
Tabla 4.1. Características de los recubrimientos duros
Características
Microdureza (HV)
Coeficiente de fricción
Espesor μm
Temperatura máxima de
o
trabajo ( C)
Color
Temperatura de proceso
o
( C)
Recubrimiento duro
TiN
2300
0.4
3-5
600
TiCN
3000
0.4
2-5
400
WC/C
1000
0.1-0.2
2-5
300
CrN
1750
0.5
2-5
700
Base Cr
2000
0.4
8-10
700
TiAlN
3500
0.4
1-3
800
AlCrN
3200
0.25
2-5
1200
Oro
Azul
gris
450
Negro
gris
250
Plata
gris
350
gris
Gris
violeta
450
Gris
azul
500
450
450
En este trabajo en particular se utilizaran los recubrimientos superficiales de
nitruro de titanio (TiN), Nitruro de Cromo (CrN) y carburo de tungsteno con base
de carbono (WC/C), los cuales han demostrado tener buen rendimiento bajo
condiciones de fatiga por contacto de rodadura, en especial este último por su bajo
coeficiente de fricción (0.2).
Los recubrimientos duros se depositaron con la técnica de PVD en una máquina
BAI 1200 al alto vacío a una temperatura aproximada de 450 oC, por la empresa
Oerlikon Balzers México.
4.1.3 Preparación de las muestras
Las probetas pueden ser obtenidas a partir de una barra cilíndrica de 76.2 mm, el
espesor de las probetas debe ser de 15 mm. Se maquina un barreno pasado con
rosca W 5/8” – 18 en el centro de la probeta (Figuras 4.2 y 4.3). Posteriormente se
le da un tratamiento térmico a la probeta para obtener la dureza adecuada, este
puede variar dependiendo del material a utilizar. Después se realizan pruebas de
dureza con el fin de conocer como incrementó ésta con el tratamiento aplicado,
finalmente la probeta es rectificada en ambas superficies (caras) con el fin de
tener superficies libres de defectos y lograr la rugosidad especificada. Los
recubrimientos duros fueron aplicados con el apoyo de la empresa Balzers
Oerlikon, en la ciudad de Querétaro, México. En la tabla 4.2 se muestran las
propiedades de las muestras.
76,2
Barreno roscado 5/8"-18 UNC
15
Figura 4.2. Dibujo de la probeta
Figura 4.3. Probeta preparada para el ensayo
Tabla 4.2 Propiedades de las muestras para FCR
Material/sustrato
Recubrimiento
/Tratamiento
termoquímico
Dureza
promedio
HV
Rugosidad
promedio
(Ra µm)
Acero 4320
TiN
CrN
Cementado
2140
1085
780
0.29
0.31
0.35
Acero 8620
TiN
CrN
Cementado
2507
1057
780
0.33
0.28
0.33
TiN
CrN
Nitrurado
Temple
Cromo duro
2200
1100
750
550
700
0.21
0.23
0.38
0.30
0.25
Temple
Nitrurado
Cementado
560
750
780
0.63
0.58
0.60
Acero 4140
Acero O1
Modulo
de Young
GPa (para
el acero)
Relación
de
Poisson
(para el
sustrato)
Espesor de
recubrimiento
3 µm
2 µm
200
0.3
3 µm
2 µm
200
200
0.3
0.3
3 µm
2 µm
0.31 mm
0.4 mm
200
0.3
0.31 mm
4.1.4 Tipo de falla a reproducir
De acuerdo a la calidad metalúrgica del material empleado y a los parámetros
operativos de los elementos mecánicos sometidos a FCR, se observan tres modos
de falla [12]:
Modo sub-superficial temprano: Tiene lugar cuando se utilizan materiales de
baja calidad metalúrgica en los que existen inclusiones metálicas y no metálicas
en condiciones tales que las partes son totalmente separadas por la película
lubricante. Debido a que las superficies no entran en contacto, sino a través de
dicha película, las tensiones de corte que actúan por debajo de la superficie
juegan
un
papel muy
importante,
actuando
sobre
las
discontinuidades
metalúrgicas.
Modo sub-superficial tardío: Tiende a reemplazar al modo de falla anterior,
debido a la aparición de las técnicas modernas para la fabricación de aceros que
permiten obtener un material prácticamente libre de inclusiones. El deterioro se
produce por el aumento del número de ciclos de aproximadamente >10 8 de carga,
lo que conduce a la descomposición o degradación gradual del material por efecto
de las tensiones aplicadas.
Modo superficial temprano: Aparece, cuando el aumento de la solicitación
mecánica hace que la película de aceite lubricante sea de menor espesor y
entonces más frecuente su colapso. Por lo tanto, las superficies trabajan más
próximas una de la otra, hasta cierto nivel de carga aplicada, produciéndose el
contacto metálico. No solo las micro-asperezas entran en contacto, sino también
las partículas de desgaste incorporadas al aceite pueden quedar atrapadas por el
huelgo entre las superficies, incrustándose, rayando o indentando a las mismas. El
contacto de los elementos rodantes sobre las zonas dañadas, está sujeto a
valores de tensión Hertziana del macro-contacto. La rodadura repetida sobre los
defectos artificiales produce la acumulación de micro-plasticidad localizada y
posterior nucleación de una astilla dando origen a una falla. Aquí pueden incluirse
también, a los elementos que trabajan en condiciones marginales, debido a una
lubricación incorrecta, lubricante contaminado (con partículas de desgaste, agua o
combustible), elevada fricción (temperatura) o alta carga [12].
Para el caso particular de este trabajo de investigación, se pretende trabajar
experimentalmente para emular el tipo de falla superficial temprano, ya que es el
que actualmente tiene más presencia en los equipos mecánicos modernos y no
existe aún una definición acertada de este tipo de falla, es decir se encuentra en la
etapa de investigación de su comportamiento en muchas partes del mundo
científico.
El modo de falla puede predecirse por medio del cálculo del coeficiente de espesor
de película lubricante o factor Lambda (l). Este coeficiente se determina de [13]:
h0
2 0.5
2
A
B
donde,
h0 es el espesor mínimo de película lubricante, mm
A
es la rugosidad media del cuerpo A (bola), mm
B
es la rugosidad media del cuerpo B (probeta), mm
es el coeficiente de espesor de película lubricante
Se ha encontrado que cuando
es menor que 1, puede ocurrir deformación y
desgaste en la superficie, debido al contacto de microasperezas y la falla será del
tipo superficial. Cuando
esta entre 1 y 1.5 puede presentarse la formación de
escamas en la superficie. Para valores de
entre 1.5 y 3, puede ocurrir
endurecimiento en la superficie pero sin llegar a la formación de pits. Para valores
de
mayores de 3, ocurre un desgaste mínimo sin la formación de pits. Por
ultimo, cuando
es mayor que 4, existe una separación completa entre las
superficies interactuantes [13].
Espesor mínimo de película lubricante, h0 [14,15].
h0
R'
U 0
3.63
E ' R'
0.68
E'
0.49
W
E ' R'2
0.073
1 e
R' es el radio de curvatura reducido, m
1
R'
2
RA
R A es el radio de curvatura de la bola = 3 mm
Entonces, R' = 1.5 X 10-3 m
E ' es el modulo de elasticidad reducido, Pa
1
E'
1 1 A
2 EA
Donde
2
1
2
B
EB
0.68 k
ν A y ν B son los módulos de Poisson del balín y de la probeta respectivamente
ν A= 0.29
ν B= 0.3
EA y EB son los módulos de elasticidad del balín y de la probeta respectivamente
EA = 206X109 Pa
EB = 200X109 Pa
Entonces, E ' = 2.223X1011 Pa
0
es la viscosidad dinámica del lubricante a presión atmosférica, Pas
0
es la viscosidad cinemática del lubricante = 97.8 cst.
es la densidad del lubricante = 0.882 g/cm3
Entonces,
0
= 0.086 Pas
W es la carga de contacto aplicada, N
W = 35 N (tema 4.1.8)
a= Coeficiente presión-viscosidad, m2/N
a= 14.4X10-9 m2/N
Considerando,
0
= 0.086 Pas, y T= 60oC
K es el parámetro de elipticidad
k
a
b
donde,
a es el semieje de la elipse de contacto en dirección transversal
b es el semieje de la elipse en la dirección del movimiento
Para contactos puntuales, k = 1 [16]
U es la relación de velocidades entre las superficies interactuantes, m/s
U
(U A U B )
2
Donde,
U A es la velocidad en la superficie del balín = 1.9801 m/s, considerando una
velocidad de la jaula de 654 rpm y que se tienen 9.63 revoluciones del balín por
una revolución de la jaula.
U B es la velocidad en la superficie de contacto de la probeta = 3.6756 m/s,
considerando una velocidad de rotación de la probeta de 1560 rpm.
Finalmente se obtiene, U = 2.8278 m/s
Finalmente, sustituyendo valores, tenemos:
h0 = 0.1724 mm
Conociendo el valor de h0 , y considerando
A
= 0.008 mm
y
B
= 0.6 mm, se
tiene:
= 0.2873
Como se mencionó anteriormente, para el caso donde
<1, la falla será del tipo
superficial. Por consiguiente, bajo las condiciones hasta el momento descritas, se
espera tener en el laboratorio, ensayos que propicien este tipo de falla.
Por otro lado, la falla superficial temprana, esta asociada muy particularmente con
la calidad de las superficies en contacto, es decir, del tamaño y morfología de las
microasperezas, presencia de rayas de rectificado o indentaciones producidas por
partículas de desgaste en el lubricante. Por este motivo, se requiere la presencia
de defectos artificiales en el camino de rodadura de las superficies en contacto,
para poder simular las condiciones reales. Estos defectos, se pueden originar con
la huella que deja un indentador Rockwell C, knoop, Vickers, etc.
4.1.5 Aplicación de defectos artificiales
Los defectos artificiales son huellas producidas intencionalmente en las muestras
con la ayuda de algún método de indentación o rayado. Se utilizan indentadores
Rockwell C, Knoop o Vickers [17]. También se aplican defectos artificiales
utilizando rayas transversales y longitudinales [18].
Al no utilizar defectos artificiales, el proceso de falla por fatiga puede ser un
fenómeno básicamente probabilístico, donde, varios factores provocan la falla. Por
otro lado, la probabilidad de falla aumenta considerablemente en forma local al
aplicar defectos artificiales, ya que estos tienden a incrementar la acumulación de
deformación plástica. Otros trabajos relacionados con el uso de defectos
artificiales han sido publicados [19-22].
En el caso particular de los ensayos de FCR, se introdujeron defectos artificiales
por medio de un indentador Rockwell C utilizando el rango de precarga (10Kg). Se
aplicaron 4 defectos artificiales en cada muestra separados equidistantemente
90o. Se empleó un durómetro Universal Ibertest Mod. IB21-012E.
4.1.6 Tamaño de muestra para los ensayos
En casi cualquier estudio experimental en el que se aplican los procedimientos
estadísticos a un conjunto de datos científicos, los métodos involucran la
realización de ciertas operaciones o cálculos sobre la información muestral, para
posteriormente realizar inferencias acerca de la población estudiada. Con
frecuencia, existen características del experimento que están sujetas al control del
experimentador, cantidades tales como tamaño de la muestra, número de niveles
de los factores, combinaciones de tratamiento a utilizar, etc. Muchas veces, estos
parámetros experimentales pueden tener un efecto notorio sobre la precisión con
la cual se prueban las hipótesis o se realiza la estimación.
Para determinar el tamaño muestral, se utilizó el método de experimentos
factoriales 2k [23,24]. El diseño o experimento factorial, es aquel en el que se
investigan todas las posibles combinaciones de los niveles de los factores en cada
ensayo completo o réplica del experimento. En el caso particular de este trabajo,
se trata de un diseño factorial de dos factores, los cuales son, el material base y el
recubrimiento superficial.
Esto significa que k = 2, por lo tanto, 22 = 4. Esto quiere decir que para cada
material y tipo de recubrimiento se deben realizar al menos 4 ensayos ó réplicas
del experimento. La tabla 4.3 muestra lo dicho anteriormente.
Tabla 4.3. Total de ensayos a realizar
Número de ensayos
Material base
Recubrimiento A
Recubrimiento
Sin
Total (Material
B
recubrimiento
base)
AISI 4140
4
4
4
12
AISI 4320
4
4
4
12
AISI 8620
4
4
4
12
TOTAL
36
Recubrimiento A: TiN (Nitruro de titanio)
Recubrimiento B: CrN (Nitruro de Cromo)
Sin recubrimiento: Para el caso de acero AISI 4140, las probetas solo están
templadas y para el caso de los aceros AISI 4320 y 8620, las probetas están
cementadas.
Se observa que se requieren al menos 12 ensayos por cada tipo de material base,
para poder dar certidumbre a los resultados obtenidos experimentalmente.
4.1.7 Selección de velocidad y tribosistema lubricado
La lubricación en cojinetes antifricción (rodamientos), facilita el rodado fácil, reduce
la fricción generada por los elementos que ruedan y las cajas o retenes, evita la
oxidación o corrosión, y sirve como un sello para evitar la entrada de material
extraño [25].
La selección del lubricante apropiado para rodamientos depende de ciertos
factores. El espesor de la película lubricante elastohidrodinámica formada en las
áreas de contacto entre los elementos rodantes y las pistas, esta en función de la
velocidad, la carga, la viscosidad del aceite y de la temperatura de operación.
La lubricación elastohidrodinámica es el fenómeno que ocurre cuando se introduce
un lubricante entre superficies que están sometidas a elevadas tensiones de
contacto como es el caso de FCR.
Para rodamientos axiales de bolas no se recomienda utilizar grasa lubricante,
además de que el aceite tiene una mayor capacidad de enfriamiento. También, se
indican los máximos factores de velocidad para cada tipo de rodamiento y el tipo
de lubricante a emplear [26].
Para la selección del aceite lubricante a emplear en las pruebas experimentales,
se utilizó un procedimiento fácil y directo [25], el cual requiere como datos
principales, el factor de velocidad y la temperatura de operación. De esta manera
se obtiene el valor de viscosidad del aceite lubricante requerido.
Factor de velocidad = (Diámetro nominal del rodamiento) X (rpm)
Diámetro nominal = (diámetro exterior + diámetro interior)/2
Diámetro nominal = 44.25 mm
Rpm = 1560
Factor de velocidad = 69030
Finalmente, utilizando algunas tablas [25] se obtiene que la viscosidad del aceite
es de grado ISO 100.
De la búsqueda realizada sobre lubricantes se encontró que el aceite Shell Tellus
100 tiene aplicación para lubricar rodamientos y ayuda a reducir la fricción en altas
cargas. Tiene una viscosidad de 90 - 100 cSt a 40 oC. Por consiguiente este aceite
cumple con los requerimientos para ser utilizado en las pruebas experimentales.
4.1.8 Máxima Presión Hertziana Po y carga de trabajo
De acuerdo a las características del rodamiento seleccionado (51107 SKF), el
fabricante proporciona las siguientes especificaciones:
Carga dinámica 1560Kg
Carga estática 3900Kg
Este trabajo involucra la utilización de recubrimientos superficiales de espesores
que van de 2 a 5
m, es decir espesores de película muy pequeños. Para
espesores cercanos a cero, se consideran las propiedades del material base y no
las del material del recubrimiento [27].
La carga de trabajo se selecciona de tal manera que produzca una falla superficial
en las probetas de ensayo, esto significa que debe superarse el límite de fluencia
en fatiga del material para producir así la microplasticidad. Por otra parte, es
común expresar el límite de fluencia en fatiga como la relación Po/Kk, donde Po
es la máxima presión Hertziana y Kk es el límite elástico cinemático del material.
En contactos sin fricción, el valor límite es Po/Kk =4 para contactos puntuales, (es
decir entre esferas o entre un plano y una esfera) [28]. Por consiguiente, debe
superarse el valor límite para producir falla superficial por microplasticidad. En este
trabajo se propone una relación Po/kk= 5.5, para inducir progresivamente la falla
por fatiga.
Los valores de los límites elásticos cinemáticos (límites de fatiga) para los aceros
seleccionados son [29]:
Acero AISI 4320,8620 y 4140, Kk = 55 Ksi = 380 MPa
La presión Hertziana debe considerarse cuando se requiere seleccionar el material
para la pista de un rodamiento, y básicamente depende de; la carga aplicada, la
geometría en el punto de contacto (contacto lineal o contacto puntual) y de los
módulos de elasticidad de los materiales en contacto.
Para el caso del contacto entre una esfera y un plano, la huella formada es un
círculo. La máxima presión de contacto (presión Hertziana) se determina de [27]:
p0
1 6WE *2
R2
1
3
Donde,
p0 es la máxima presión de contacto
1
E es el módulo de contacto y es igual a *
E
*
2
1
1
E1
2
1
2
E2
W es la carga aplicada y
R es el radio de la esfera
Cálculo de la carga de trabajo para los aceros seleccionados:
E = 200 GPa
= 0.3
R = 3 mm
De Po/Kk = 5.5, tenemos que Po = 2090 MPa, utilizando la ecuación para el
cálculo de contacto hertziano, tenemos,
W = 35 N, esta carga es para cada contacto entre esfera y pista. El rodamiento
seleccionado tiene 17 esferas, por consiguiente se debe aplicar un total de:
WT = 595 N.
4.1.9 Medición de dureza y Microdureza
La dureza se puede definir como la resistencia que presenta un material a sufrir
una deformación local. En el caso de los metales la dureza representa su
resistencia a una deformación plástica (permanente). El valor de la dureza se
obtiene al dividir la carga aplicada con un indentador entre el área de la huella que
deja en la superficie del material.
Para medir la dureza de capas delgadas se utilizan las técnicas de microdureza
Vickers (HV) y Knoop (HK), ambas utilizan como indentador una punta pequeña
de diamante en forma de pirámide y cargas tan pequeñas como la de un gramo.
En las mediciones de dureza de capas delgadas se debe tener cuidado de que la
penetración del indentador no llegue hasta el sustrato, de lo contrario se estaría
midiendo la dureza de un parte del sustrato y otra del recubrimiento.
La dureza de las muestras con tratamientos térmicos y termoquímicos se midió
utilizando un durómetro Universal Ibertest Mod. Mod. IB21-012E., empleándose el
sistema Rockwell C. La dureza de los recubrimientos duros se realizó empleando
un microdurómetro LECO, Mod. LM 700.
4.1.10 Medición de rugosidad
La rugosidad superficial es el conjunto de irregularidades de la superficie real.
Para medir la rugosidad se emplean instrumentos llamados rugosímetros.
Las mediciones de rugosidad sobre las muestras se realizaron empleando un
rugosímetro Mitutoyo Surftest 301. El cut-off del instrumento se ajustó a 0.25 mm.
Se tomaron medidas en la dirección del rectificado y en dirección perpendicular al
mismo. El parámetro empleado para la medida de la rugosidad fue la rugosidad
media Ra. Tabla 4.2.
4.1.11 Procedimiento general de la prueba experimental
Una vez que la probeta ha sido preparada, el procedimiento para realizar el
ensayo es el siguiente:
1. Se coloca la probeta en el porta probeta asegurándose de que quede bien
sujeta por medio de la rosca.
2. Se utiliza un rodamiento axial de bolas de simple efecto modelo 51107.
Previamente se le retira una de sus pistas para que queden expuestos los
elementos rodantes (bolas), que son los que hacen el contacto mecánico con
la superficie de la probeta y se coloca en la base. Es importante verificar que
la base no tenga alguna basura o contaminación (aceite, polvo), de lo
contrario se puede provocar la falta de uniformidad en el contacto mecánico
con la probeta.
3. Colocar la palanca portapesa fijándola con la ayuda del buje portapalanca.
4. Colocar el portapesa y las pesas correspondientes de acuerdo a la cantidad
de carga que se desea aplicar.
5. Se enciende la máquina oprimiendo el switch de arranque que se encuentra
en el panel de control.
6. Se aplica la carga durante un tiempo de 25 a 40 minutos para producir la
huella de la rodadura en la superficie de la probeta en condición seca.
7. Producir una huella o defecto para acelerar el ensayo de FCR utilizando un
indentador Rockwell C con una carga menor a 10Kg.
8. Se coloca aceite nuevo en el depósito hasta que los elementos rodantes
queden completamente sumergidos en el mismo, lo que constituye el nivel
adecuado para realizar el ensayo.
9. Ajustar la velocidad de trabajo.
10. Se ajusta el sensor de vibraciones al nivel al cual se desea se detenga el
ensayo. Esto se hace por medio de un potenciómetro de regulación de nivel
pico, que se encuentra en el panel de control.
11. Cuando se ha producido un daño suficiente en la superficie de la probeta, que
se manifiesta por un movimiento vibratorio en la máquina, el sensor de
vibraciones detecta la señal y se enciende un piloto el cual indica que se ha
disparado el relevador, este a su vez corta la energía del motor, deteniendo
así el funcionamiento de la máquina concluyendo el ensayo.
La pista inferior del rodamiento, elementos rodantes, y el aceite deben ser
cambiados periódicamente de la siguiente manera:
Un cambio de aceite cada ensayo, cambio de elementos rodantes cada 2 ensayos
y un cambio de pista inferior cada 4 ensayos. Las condiciones de operación
empleadas para todos los ensayos de FCR se resumen en la tabla 4.4.
Tabla 4.4. Condiciones de operación para FCR
Material
/sustrato
Acero
4320
Acero
8620
Acero
4140
Acero
O1
Recubrimiento/
Tratamiento
termoquímico
Probetas
ensayadas
Temperatura
de
operación
TiN
CrN
Cementado
4
2
4
22-25 C
45% - 50%
humedad
relativa
TiN
CrN
Cementado
4
2
2
22-25 C
45% - 50%
humedad
relativa
TiN
CrN
Nitrurado
Temple
Cromo duro
4
2
4
4
4
22-25 C
45% - 50%
humedad
relativa
Temple
Nitrurado
Cementado
o
o
o
o
2 cada
tratamiento
22-25 C
45% - 50%
humedad
relativa
Presión
Hertziana
MPa
Carga
N
Velocidad
rpm
1020
2090
4100
98
200
400
1560
1020
2090
4100
98
200
400
1560
1020
2090
2090
2090
2090
98
200
200
200
200
2090
2090
2090
200
200
200
1560
3200
Medio
de
trabajo
Aceite
Shell
Tellus
100
Aceite
Shell
Tellus
100
Aceite
Shell
Tellus
100
Aceite
Shell
Tellus
100
4.1.12 Microscopía óptica
Se emplearon dos microscopios ópticos uno de la marca Olympus Modelo SZ61 y
otro marca Lieder modelo MM-460, para visualizar los defectos artificiales antes
de la prueba, asegurándose que estos estuvieran aplicados en el camino de
rodadura. También se utilizó para observar la progresión de la falla tanto en las
zonas de defectos artificiales como en aquellas donde se presentaba mayor
desgaste y propagación de grietas.
4.1.13 Cálculo del número de ciclos de carga
El cálculo del número de ciclos de carga a la que esta sometida la muestra
durante los ensayos de FCR, se efectúa en base a consideraciones puramente
geométricas, donde intervienen factores como: Diámetro de contacto, número de
elementos rodantes de la contraparte, diámetro de elementos rodantes, velocidad
de rotación de la muestra, entre otros.
Para el cálculo del numero de ciclos de carga, se emplea la ecuación de Glover
siguiente [30].
K
3H * F 1
Donde
K es el número de ciclos por revolución de la muestra
H es el número de ciclos entre la bola y la muestra por cada vuelta de la jaula
F es el número de revoluciones del eje por cada vuelta de la jaula
Finalmente, el número de ciclos de carga por hora de funcionamiento al que se
encuentra sometida una muestra es el siguiente:
n
K[ciclos / rev] * rpm * 60[min/ hora]
4.2 Desgaste por deslizamiento
Este tipo de desgaste ocurre cuando una superficie se desliza sobre otra. En
algunos casos, las superficies en contacto por deslizamiento están lubricadas,
pero la mayoría de las investigaciones realizadas en laboratorios, se trabaja en
condiciones secas.
Cuando dos sólidos están en contacto bajo una carga normal, las superficies se
acercan una a la otra hasta que la fuerza reactiva elástica en la interfase es
suficiente para soportar la carga normal. Una situación similar ocurre en el
contacto por deslizamiento, donde la fuerza reactiva es requerida para soportar
tanto la fuerza normal como la tangencial.
Las pruebas experimentales de desgaste por deslizamiento, caracterización de
microdureza, perfilometría, microscopía óptica, SEM y EDS se llevaron a cabo en
los distintos laboratorios de la Universidad de Sheffield, Inglaterra.
4.2.1 Máquina de pruebas experimentales
Se utilizó una máquina reciprocante de alta frecuencia para realizar las pruebas de
desgaste por deslizamiento en probetas planas. Un balín de tamaño comercial se
sujeta por medio de un tornillo y un brazo acoplado al motor reciprocante
proporciona el movimiento lineal a la bola, la cual se desliza sobre la muestra
(Figuras 4.4 y 4.5). El motor reciprocante (modelo LDS V201) es controlado por un
generador de funciones. La probeta plana es fijada con un sistema de tronillos
sobre una base fija. Una celda de carga proporciona en tiempo real la variación del
coeficiente de fricción y con la ayuda del programa Labview, es posible recolectar
los datos del coeficiente de fricción contra el tiempo, proporcionando a la vez una
gráfica. La máquina puede realizar pruebas en condiciones secas o lubricadas y a
temperaturas hasta de 200oC [31].
Carga aplicada
Motor
reciprocante
Probeta plana
Lubricante
Celda carga
Mov. Lineal
Bola
Calentador
Figura
4.4.
Diagrama de la máquina reciprocante de alta frecuencia.
Control de
temperatura
Motor
reciprocante
Brazo Mov.lineal
Celda carga
Figura 4.5. Máquina de desgaste reciprocante de alta frecuencia.
Calentador
4.2.2 Materiales y recubrimientos duros
Los aceros empleados como sustratos y los recubrimientos duros utilizados para
los ensayos de desgaste por deslizamiento fueron seleccionados con el fin de
tener un análisis comparativo con el desgaste por FCR. Así, se emplearon los
aceros AISI 4320, 8620 y 4140. Los recubrimientos duros utilizados fueron TiN,
CrN y WC.
4.2.3 Preparación de muestras
Las muestras tienen 19mm de diámetro y 3.5mm de espesor y fueron maquinadas
a partir de barras cilíndricas (Figura 4.6). Posterior al maquinado, las muestras
fueron rectificadas hasta obtener la rugosidad requerida. En la tabla 4.2 aparecen
los valores de la rugosidad de las diferentes muestras. Previo a la aplicación de
los descubrimientos duros, las muestras de los aceros AISI 4320 y 8620 recibieron
un tratamiento termoquímico de cementación. El cementado es un procedimiento
en el cual un acero se austeniza en una atmósfera o en un ambiente rico en
carbono. Este se difunde hacia el interior de la red cristalina del material en bulto.
Lo que permite a la vez que la austenita pueda disolver altos porcentajes de
carbono. La temperatura usual de cementación es cercana a los 950 oC y la
profundidad de capa lograda depende del tiempo y de la dureza deseada. Para las
probetas empleadas, la dureza promedio obtenida fue de 62 HRC con una
profundidad de capa de 1 mm.
Para el caso de las muestras maquinadas en acero AISI 4140, se trataron
térmicamente con un temple y revenido. Para el caso particular de las muestras
templadas, el proceso fue el siguiente: Austenización a 850 0C, templado en sales
y revenido a 180 0C por 3 horas. Dureza obtenida 54 HRC. Los tratamientos
térmicos y termoquímicos mencionados, fueron proporcionados por la empresa
Inducciones técnicas S.A. de C.V., ubicada en el Distrito Federal, México.
Finalmente, las muestras fueron enviadas a la empresa Oerlikon Balzers Coating
de México, S.A. de C.V., en la ciudad de Querétaro, México, para la aplicación de
los recubrimientos de TiN y CrN.
Los recubrimientos duros se depositaron con la técnica de PVD en una máquina
BAI 1200 al alto vacío a una temperatura aproximada de 450 oC, por la empresa
Oerlikon Balzers México.
EL recubrimiento de WC/C, fue depositado por la misma empresa pero con su
cede en la Ciudad de Milton Heynes, Inglaterra.
Las características de los sustratos y los recubrimientos duros se muestran en la
tabla 4.5. Se empleó un balín comercial de acero AISI 52100 de 4.75 mm de
diámetro.
Tabla 4.5. Propiedades de las muestras para deslizamiento.
Material/sustrato
Acero 4320
Acero 8620
Acero 4140
Recubrimiento
Dureza
promedio
HV
Rugosidad
promedio
(Ra µm)
TiN
CrN
WC/C
Sin
recubrimiento
TiN
CrN
WC/C
Sin
recubrimiento
TiN
CrN
WC/C
Sin
recubrimiento
1962
995
1258
780
0.25
0.31
0.44
0.35
2507
1057
1261
720
0.37
0.21
0.42
0.32
2248
1023
1147
550
0.21
0.23
0.38
0.30
Modulo
de Young
GPa (para
el acero)
200
200
200
Relación
de
Poisson
(para el
acero)
Espesor de
recubrimiento
µm
0.3
3
2
3
0.3
3
2
3
0.3
3
2
3
4.2.4 Carga, velocidad (frecuencia) y amplitud de desplazamiento
Para el establecimiento de la carga y la frecuencia a emplear en los ensayos, se
hicieron pruebas preliminares en probetas prototipo de los aceros seleccionados,
utilizando dos tipos de materiales de la bola: Acero e inconel. Primeramente se
empleó la bola de inconel, obervandose que existia mucho desgaste en la bola y
se presentó adhesión del material inconel sobre la superficie de la probeta,
optando por utilizar la bola de acero. Se hicieron distintas pruebas utilizando
diferentes cargas y frecuencias, con el fin de conocer los valores donde se
producía un daño aparente en el recubrimiento duro. De esta manera, y después
de varias pruebas preliminares, se eligieron dos tipos de cargas, 11.74N y 7.84N
que producen respectivamente las máximas presiones Hertzianas P o= 1.74 GPa y
Po= 1.52 GPa. La frecuencia se fijo en 20 ciclos por segundo para todas las
pruebas, con propósito de no prolongar demasiado la duración de los ensayos. La
distancia de deslizamiento (amplitud), se estableció en 2mm, suficientes para
lograr un daño en el recubrimiento y para su posible análisis tanto en microscopia
óptica como en SEM. Además de que resulta más fácil medir con microscopia
óptica las dimensiones de la huella y calcular el volumen de material desprendido.
4.2.5 Medición de microdureza
La microdureza se midió con un microdurómetro LECO modelo LM 700. La carga
utilizada fue de 100 g, empleando un indentador Vickers. La dureza de los
distintos recubrimientos duros se muestra en la tabla 4.4, así mismo se indica la
dureza HRC de los sustratos.
4.2.6 Medición de rugosidad
Las mediciones de rugosidad sobre las muestras se realizaron empleando un
rugosímetro Mitutoyo Surftest 301. El cut-off del instrumento se ajustó a 0.25 mm.
Se tomaron medidas en la dirección del rectificado y en dirección perpendicular al
mismo. El parámetro empleado para la medida de la rugosidad fue la rugosidad
media Ra (Tabla 4.5).
4.2.7 Procedimiento de prueba
Primeramente la bola y la muestra son limpiadas en un baño ultrasónico en una
solución de etanol, se empleo un equipo ultrasónico Fisherbrand FB 11020.
Después, la bola y la muestra son secadas con aire caliente, eliminando cualquier
humedad acumulada en la superficie antes de iniciar la prueba. Se coloca la
muestra en la máquina, sujetándola con un tornillo sobre su base y se fija la bola
en su soporte, el cual tiene el movimiento reciprocante proporcionado por el motor.
Se introducen los parámetros necesarios para prueba en la computadora, los
cuales son: carga, frecuencia, amplitud de desplazamiento y número de ciclos de
duración de la prueba. Un programa de Labview recolecta los datos
correspondientes al coeficiente de fricción, enviados por una celda de carga
colocada en la máquina reciprocante. En la pantalla de la computadora es posible
visualizar en tiempo real, la variación del coeficiente de fricción respecto del
tiempo, obteniéndose una gráfica. Cada una de las pruebas se guarda con un
nombre para tener un registro completo. En la tabla 4.6, se indican las condiciones
de prueba utilizadas en los ensayos.
Tabla 4.6. Condiciones de operación para deslizamiento
Material
/sustrato
Acero
4320
Acero
8620
Acero
4140
Recubrimiento
TiN
CrN
WC/C
Sin recubrim.
(Cementedo)
TiN
CrN
WC/C
Sin recubrim.
(Cementedo)
TiN
CrN
WC/C
Sin recubrim.
(templado y
revenido)
Probetas
ensayadas
Temperatura
de
operación
Presión
Hertziana
GPa
Carga
N
Frecuencia
Hertz
Amplitud
mm
Número
de
ciclos
1.74 y
1.52
11.74
y 7.84
20
2
72000
y
108000
1.74 y
1.52
11.74
y 7.84
20
2
72000
y
108000
1.74 y
1.52
11.74
y 7.84
20
2
72000
y
108000
o
3 cada
recubrimiento
20-23 C
45% - 50%
humedad
relativa
3 cada
recubrimiento
20-23 C
45% - 50%
humedad
relativa
3 cada
recubrimiento
20-23 C
45% - 50%
humedad
relativa
o
o
4.2.8 Microscopia óptica
Se empleó un microscopio óptico Polyvar con cámara para la captura de imágenes
y una computadora y software para el manejo y edición de las mismas. Con este
equipo se tomaron las imágenes de las probetas ensayadas y de las bolas,
detectando zonas de alto desgaste y cierta evidencia de la transferencia de
material del recubrimiento a la bola, principalmente con TiN. El microscopio
también fue útil para determinar las dimensiones de las huellas de desgaste tanto
en las probetas como en las bolas. Lo cual también pudo verificarse con el uso del
perfilómetro.
4.2.9 Microscopia electrónica de barrido (SEM)
El microscopio electrónico de barrido (SEM) permite la observación y el análisis de
toda clase de superficies. Las imágenes se obtienen mediante un sistema óptico
electrónico y está constituido por las siguientes partes:
Una columna óptico-electrónica generadora de un haz de electrones
Un sistema de doble deflexión del haz electrónico
Un sistema de detección de señales originadas en la superficie de la muestra
Un sistema electrónico de amplificación de señales
Un sistema de visualización final de imágenes
Se utilizó un microscopio electrónico de barrido (SEM) marca Phillips PSEM 500
para obtener algunas imágenes de las zonas de desgaste y para conocer la
posible adhesión del material de la bola sobre el recubrimiento o viceversa,
empleando conjuntamente un equipo de análisis de difracción de rayos X (EDS).
4.2.10 Perfiles de rugosidad
Se utilizó un perfilómetro SV-614 Mitutoyo para obtener los perfiles de rugosidad
en las superficies de las probetas ensayadas, específicamente en las zonas de
desgaste. El equipo esta conectado a una computadora que por medio de un
software se visualizan los perfiles de rugosidad, midiendo a su vez, la profundidad
de la huella de desgaste, longitud y diámetro, esto cuando la huella es de forma
regular (Figura 4.6), en caso contrario, se midieron las profundidades mas grandes
dentro de la huella de desgaste y se obtuvo un promedio.
4.2.11 Volumen de desgaste
Probeta
Las pruebas de desgaste produjeron huellas de desgaste sobre la probeta plana y
sobre la bola de acero. Las huellas en forma de surcos, fueron medidas
empleando un microscopio óptico Polyvar, una cámara digital y un software,
obteniéndose su longitud (l) y su ancho (2r) (Figura 4.6). La profundidad del surco
fue medida usando un perfilómetro SV-614 Mitutoyo. Dado que la profundidad en
el surco en la mayoría de los casos fue variable, se hicieron varias medidas
obteniéndose un promedio de la profundidad, d (Figura 4.6). Con esta información
fue posible determinar el volumen de desgaste de un “surco perfecto” [31].
Longitud, l
Profundidad,, d
r
Segmento
cilíndrico
Segmento
esférico Radio, r
Figura 4.6. Huella de desgaste perfecta.
El “surco perfecto” consiste de un segmento cilíndrico y dos segmentos
semiesféricos en cada lado (Figura 4.6). El volumen de desgaste fue calculado
utilizando el siguiente método, esto empelando una bola de 2.375 mm de radio, R:
Segmento cilíndrico:
Volumen
R 2 cos
1
R d
R
R d
2 Rd
d 2 l 2r
Segmento semiesférico:
Volumen
1 2
d 3R d
3
El volumen total de desgaste en el surco es la suma de los volúmenes del
segmento cilíndrico y los dos segmentos semiesféricos.
Bola
La distancia a (Figura 4.7), fue medida utilizando un microscopio óptico. El
volumen de desgaste en la bola se determinó de:
Volumen
1 2
h 3r h
3
Figura 4.7. Volumen de desgaste en la bola
REFERENCIAS
[1] Herrera, M.A., Desarrollo de un Prototipo Tribológico Funcional para Evaluar el
Desgaste por Fatiga por Contacto de Rodadura, Tesis de Maestría, ESIME-IPN,
México, 2003.
[2] Hutchings, I. M., Tribology: friction and wear of engineering materials, editorial
Edward Arnold, 1992, Great Britain.
[3] Williams, J. A., Engineering Tribology, editorial Oxford University Press, 1994,
New York, USA.
[4] Fuss, R. D., Iron and steel products, Steel bars, forgings, bearing chain,
springs, ASTM A 295, vol. 01.05, 1998, USA.
[5] Fuss, R. D., Iron and steel products, Steel bars, forgings, bearing chain,
springs, ASTM A 485, vol. 01.05, 1998, USA.
[6] Fuss, R. D., Iron and steel products, Steel bars, forgings, bearing chain,
springs, ASTM A 534, vol. 01.05, 1998, USA.
[7] Fuss, R. D., Iron and steel products, Steel bars, forgings, bearing chain,
springs, ASTM A 535, vol. 01.05, 1998, USA.
[8] Fuss, R. D., Iron and steel products, Steel bars, forgings, bearing chain,
springs, ASTM A 866, vol. 01.05, 1998, USA.
[9] Sturla, A.E., Tratamientos térmicos de los aceros, Tomo I, editorial Nueva
Librería, 1998, Buenos Aires, Argentina.
[10] Sturla, A.E., Tratamientos térmicos de los aceros, Tomo II, editorial Nueva
Librería, 1998, Buenos Aires, Argentina.
[11] Contacto 3. Balzers (s/f). Distribuidor autorizado MTK, Mercatek de México,
Chihuahua, México.
[12] Dommarco, R.C., “Desarrollo de un prototipo para evaluar la resistencia a la
Fatiga de Contacto por Rodadura”, Jornadas SAM- IV Coloquio Latinoamericano
de Fractura y Fatiga, Agosto de 2000. s/l.
[13] T.E. Tallian, On Competing Failure Modes in Rolling Contact, ASLE
Transactions, Vol. 10, 1967, pp. 418-439.
[14]
B.J.
Hamrock
and
D.
Dowson,
Ball
Bearing
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Elastohydrodynamics of Elliptical Contacts, John Willey & Sons, 1981.
The
[15] B.J. Hamrock and D. Dowson, Isothermal Elastohydrodynamic Lubrication of
Point Contacts, Part III- Fully flooded Results, Transactions ASME, Journal of
Lubrication Technology, Vol. 99, 1977, pp. 264-276.
[16] K.A. Kaye and W.O. Winer, An Experimental Evaluation of the Hamrock and
Dowson Minumum Film Thickness Equation for Fully Flooded EHD Point Contact,
Transaction ASME, journal of Lubrication Technology, Vol. 103, 1981, pp. 284-294.
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Degradación y Falla Superficial”, Universidad Nacional del Mar del Plata, Mar del
Plata, Argentina, 1997.
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[20] N. Gao, R.D. Joyce, J. Beynon, Effects of Surface Defects on Rolling Contact
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Surface Damaged Railway Track, Journal, Vol. 215, (2001) 261-275.
[22] Lubrecht, A.A., Dwyer-Joyce, R.S., Loannides, E., Analysis of the Influence of
indentations on Contact Life, Wear Particles-D. Dowson et al, (Editors), Elsevier
Science Publishers B.V., 1992.
[23] Walpole, R.E., Probabilidad y Estadística para Ingenieros, Editorial Prentice
Hall Hispanoamericana, Sexta edición, México, 1999.
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Iberoamericana, México, 1991.
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Graw Hill, México, 1993.
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[28] Hahn, G.T., Bhargava, V., Chen, Q., The Cyclic Stress-Strain Properties
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Steels, Metallurgical Transactions, 21A, 1990, pp.653-665.
[29] Lampman, S.R., Fatigue and Fracture, ASM Handbook, Vol. 19, ASM
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[30] Glover, D.; A ball-rod rolling contact fatigue tester,
ASTM STP-771,
J.J.C.Hoo, Ed., pp.107-124.
[31] Green, D.A., Lewis, R., Dwyer-Joyce, R.S., The Wear Effects and
Mechanisms of Soot Contaminated Automotive Lubricants, IMechE, Part J, Journal
of Engineering Tribology, 220 (2005) 159-169.
CAPITULO V
5. Resultados y Discusión
Se presentan los resultados de la investigación realizada sobre el desgaste por
fatiga en contacto de rodadura y en desgaste por deslizamiento en recubrimientos
duros como son: TiN, CrN, WC/C y cromo duro y en algunos tratamientos
termoquímicos tradicionales tales como: Nitrurado, cementado y temple. Los
aceros empleados como sustratos fueron: AISI 4140, 4320 8620 y O1. En el caso
del desgaste por FCR se indican los resultados por tipo de acero, mostrando en
cada uno de ellos, las condiciones experimentales utilizadas, las imágenes por
microscopía óptica, el número de ciclos y la variación de la temperatura durante la
prueba. Finalmente se hace una discusión de estos resultados. En relación a las
pruebas de desgaste por deslizamiento, los resultados correspondientes se
mencionan por cada uno de los parámetros investigados como son: Coeficiente de
fricción contra número de ciclos, volúmenes de desgaste específico, microscopia
óptica y microscopía electrónica de barrido (SEM) y análisis EDS, de cada uno de
los recubrimientos duros empleados, haciendo una discusión final.
5.1 Desgaste por FCR
El desgaste por Fatiga de Contacto por Rodadura (FCR), se encuentra presente
en muchos sistemas mecánicos, tales como: Contacto rueda riel, sistema leva
seguidor, rodamientos y sistemas de engranes. En el caso particular de esta
investigación, las pruebas experimentales de laboratorio, simulan el desgaste
producido en la pista de un rodamiento axial.
A continuación se presentan los resultados obtenidos de los ensayos
experimentales llevados a cabo con una máquina tribológica en el Laboratorio de
Tribología del Instituto Politécnico Nacional, ESIME Zacatenco.
5.1.1 Ensayos con acero AISI 4140
Tratamientos empleados: Temple y revenido, nitrurado y cromo duro.
Velocidad: 1560 rpm
Rugosidad superficial promedio: 0.63 μm
Carga: 200N
Po: 2090 MPa
Medio ambiente: Lubricación con aceite Shell Tellus 100
Defectos artificiales: 4 defectos artificiales separados 90o.
5.1.1.1 Microscopia óptica
En la figura 5.1, se puede observar la probeta con temple y revenido, donde se ha
inducido una huella por indentación.
a)
b)
c)
d)
Figura 5.1. Probeta con tratamiento de temple y revenido. a) Daño superficial por
indentación antes del ensayo. b) Probeta expuesta a FCR. c) Principios de falla d)
Propagación de la falla.
La figura 5.2, muestra la probeta con un tratamiento de nitrurado, donde se ha
inducido una huella por indentación.
a)
b)
c)
d)
Figura 5.2. Probeta con tratamiento superficial de nitrurado. a) Daño superficial por
indentación antes del ensayo. b) Probeta expuesta a FCR. c) Principios de falla a
2.5 horas de prueba. d) Daño superficial por FCR.
En la figura 5.3, se puede observar la probeta con recubrimiento de cromo duro y
la huella por indentación.
a)
b)
c)
d)
Figura 5.3. Probeta con tratamiento superficial de cromo duro. a) Daño superficial
por indentación antes del ensayo. b) Probeta expuesta a FCR. c) Principios de
falla de la probeta a 3 horas del ensayo. d) Daño superficial por FCR.
5.1.1.2 Número de ciclos de carga
La tabla 5.1, muestra los resultados de la vida en ciclos de los ensayos realizados.
El número de ciclos de carga por revolución de probeta, se obtiene a partir de la
fórmula propuesta por Glover [1], la cual se basa en consideraciones
estrictamente geométricas, y permite conocerlo de forma muy aproximada. Estos
valores se representan gráficamente en la figura 5.4.
Tabla 5.1. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Muestra
Probeta 1, cara A (Temple
revenido)
Probeta 1, cara B (Temple
revenido)
Probeta 2, cara A (Temple
revenido)
Probeta 2, cara B (Temple
revenido)
Probeta 1, cara A (Nitrurado)
Probeta 1, cara B (Nitrurado)
Probeta 2, cara A (Nitrurado)
Probeta 2, cara B (Nitrurado)
Probeta 1, cara A (Cromo duro)
Probeta 1, cara B (Cromo duro)
Probeta 2, cara A (Cromo duro)
Probeta 2, cara B (Cromo duro)
y
Duración
(Hrs)
17.75
Vida (ciclos x
6
10 )
16.04
y
16.35
14.77
y
17.22
15.56
y
15.84
14.31
7.7
7.3
7.53
7.15
6.52
5.62
5.94
5.36
6.95
6.59
6.8
6.46
4.98
5.07
5.36
4.84
18
16.04
15.56
16
14
14.77
14.31
12
10
6.59
8
6
6.46
5.07
6.95
4
4.84
6.8
4.98
5.36
2
0
Pr
ob
.1
,c
ar
a
A
Pr
(T
ob
em
.1
pl
,c
e
ar
y
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l
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a
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A
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Ni
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ar
a
)
B
Pr
(
ob
Ni
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.2
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do
ar
a
)
A
Pr
(
ob
Ni
tru
.2
ra
,c
do
ar
Pr
a
)
B
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(N
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a
o)
A
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o
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B
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ob
Cr
.2
om
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o
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A
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)
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ob
ro
.2
m
,c
o
ar
du
a
ro
B
)
(C
ro
m
o
du
ro
)
VIDA (MILLONES DE CICLOS)
VIDA DE FCR
MUESTRA
Figura 5.4. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR
5.1.1.3 Temperatura del aceite lubricante
En la tabla 5.2, se presenta la variación de la temperatura del aceite lubricante,
con respecto al tiempo, cuyo gráfico aparece en la figura 5.5.
Tabla 5.2. Temperatura del aceite lubricante.
Tiempo de Prueba (Horas)
Tratamiento
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12…17
46.1
47.3
48.4
49.6…55.8
o
Temperatura ( C)
Temple y
revenido
21.6
33.6
39.1
40.5
41.2
41.6
42.1
43.3
44.5
Nitrurado
20.3
30.5
33.8
34.2
35.5
36.2
37.5
38.8
40.4
Cromo duro
21.2
38.8
44.4
47.1
47.9
48.7
49.4
50.6
VARIACION DE TEMPERATURA DEL ACEITE LUBRICANTE
TEMPERATURA (C)
60,0
50,0
40,0
30,0
20,0
10,0
0,0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10 11 12 13 14 15 16 17 18
TIEMPO DE PRUEBA (HORAS)
Temple y rev.
Nitrurado
Cromo duro
Figura 5.5. Comportamiento de la temperatura del aceite lubricante.
5.1.1.4 Discusión
Las probetas que presentaron una mayor resistencia a la fatiga, es decir, una
mejor vida al desgaste por FCR fueron las que tuvieron un tratamiento de temple y
revenido; le siguen las nitruradas y finalmente aquellas que fueron cromadas. Se
esperaba que estas dos últimas, tuvieran una mayor vida útil por presentar mayor
dureza que las probetas templadas, lo que no sucedió, debido a la poca
adherencia de los recubrimientos al sustrato, que al someterse al desgaste por
FCR, se desprendieron con cierta facilidad dejando al descubierto el material
base, esto como resultado de la variación de los esfuerzos cíclicos del contacto
por rodadura. Una vez que se inicia la formación de la grieta, en la superficie de
rodadura, esta sigue creciendo por los cambios en el campo de esfuerzos por
contacto Hertziano [2]. En el caso de las probetas templadas no se dio el mismo
problema, debido, a que prácticamente todo el volumen del material obtuvo la
misma dureza. Si se comparan los valores, se puede observar que la vida de las
probetas templadas fue en algunos casos de hasta tres veces mayor que las
probetas nitruradas y con cromo duro.
Los ensayos en las caras B de todas las probetas tuvieron una vida útil menor,
esto se debe a que el ensayo de la probeta en la cara A, provoca un pequeño
debilitamiento del material por el calentamiento del mismo y por el efecto del
trabajo al que fue sometida. Las figuras 5.1, 5.2 y 5.3 muestran el desgaste por
FCR de las probetas en los tres casos y puede comprobarse que efectivamente el
desgaste en las probetas templadas fue menor.
En cuanto a la variación de la temperatura se observó que las probetas con cromo
duro, alcanzaron rápidamente una temperatura por arriba de los 40 oC después de
las dos primeras horas del ensayo. Esto, se debe al rápido desprendimiento de la
capa de cromo duro al someterse a FCR, quedando expuesto el material base. En
el caso de las probetas nitruradas sucedió lo contrario, ya que se pudo observar
que presentan mayor resistencia al cambio de temperatura, incluso más que una
probeta templada. Una mejor resistencia a FCR la proporciona el tratamiento de
nitruración, pero con espesores mayores de capa.
5.1.2 Ensayos con acero AISI 4140 y recubrimiento duro de TiN
Recubrimiento duro: TiN
Velocidad: 1560 rpm
Rugosidad superficial promedio: 0.38 μm
Carga: 98 N
Po: 1020 MPa
Medio ambiente: Lubricado con aceite Shell Tellus 100
5.1.2.1 Microscopía óptica
En las figuras 5.6, 5.7, 5.8 y 5.9 se pueden observar las diferentes formas de
desgaste presentadas en cada una de las probetas ensayadas. En algunos casos,
la presencia de grietas, acompañadas por las huellas de desgaste, son más
notorias.
a)
c)
b)
d)
Figura 5.6. Probeta A1. a) 40X. b) 40X. c) 43X. d) Probeta ensayada
a)
b)
c)
d)
Figura 5.7. Probeta A2. a) 40X. b) 45X. c) 45X. d) Probeta ensayada
a)
b)
c)
d)
Figura 5.8. Probeta A3. a) 40X. b) 40X. c) 45X. d) Probeta ensayada
a)
b)
c)
d)
Figura 5.9. Probeta A4. a) 40X. b) 40X. c) 48X. d) Probeta ensayada
5.1.2.2 Número de ciclos de carga
La tabla 5.3, muestra los resultados de la vida en ciclos de los ensayos realizados.
El número de ciclos de carga por revolución de probeta, se obtiene a partir de la
fórmula propuesta por Glover [1]. Estos valores se representan gráficamente en la
figura 5.10.
Tabla 5.3. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Muestra Duración (Hrs) Vida (ciclos x 104)
A1
0.50
45.77
A2
0.56
51.26
A3
0.56
51.26
A4
0.53
48.51
VIDA A LA FCR
52
51,26
VIDA (CICLOS X 104)
51
51,26
50
49
48
48,51
47
45,77
46
45
44
43
42
A1
A2
A3
A4
MUESTRA
Figura 5.10. Gráfica de las probetas ensayadas en la vida a la FCR
5.1.2.3 Discusión
Las probetas presentaron inmediatamente un deterioro en su superficie, dejando
al descubierto el material base, al estar sometidas al fenómeno de desgaste por
fatiga por contacto de rodadura, esto claro, bajo las condiciones de operación
utilizadas (velocidad, carga, tipo de lubricación y lubricante, acabado superficial,
espesor de recubrimiento, etc.). Puede observarse, que la vida a la FCR es muy
pequeña, más a aún, si se compara con los resultados obtenidos en otros trabajos
realizados, por ejemplo, con muestras nitruradas o cromadas [3].
La presencia rápida de las huellas de desgaste y en algunos casos de grietas,
pudo deberse a la poca adherencia de los recubrimientos al sustrato, que al
someterse al desgaste por FCR, se desprendieron con cierta facilidad dejando al
descubierto el material base, esto como resultado de la variación de los esfuerzos
cíclicos del contacto por rodadura, ya que una vez que se inicia la formación de la
grieta en la superficie de rodadura, esta sigue creciendo por los cambios en el
campo de esfuerzos por contacto Hertziano [2].
Los recubrimientos superficiales duros han mostrado gran desempeño en
aplicaciones tales como: recubrimiento de herramientas de corte, proceso de
estampado y formado, inyección de plástico, forja en caliente, entre otras. Sin
embargo, en este trabajo en particular, el recubrimiento de TiN no ofreció los
resultados esperados.
5.1.3 Ensayos con acero AISI 4320
Tratamiento termoquímico: Cementado
Velocidad: 1560 rpm
Rugosidad superficial promedio: 0.15 μm
Carga: 400 N
Po= 4100 MPa
Medio ambiente: Lubricación con aceite Shell Tellus 100
5.1.3.1 Microscopía óptica
En las figuras 5.11, 5.12, 5.13 y 5.14, se muestran las imágenes de los ensayos
realizados en las probetas cementadas.
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.11. Probeta A1. a) Probeta antes del ensayo. b) Probeta ensayada. c)
40X. d) 45X. e) 45X. f) 60X
La figura 5.11 d) y e), muestra las huellas generadas en la superficie por efecto
del desgaste por contacto de rodadura. Se puede apreciar claramente la falla
generada por la aplicación repetitiva de esfuerzos de compresión sobre los puntos
de contacto. En f), se observan los dos defectos artificiales aplicados con un
indentador Rockwell C, con el fin de acelerar la falla.
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.12. Probeta A2. a) 40X. b) 50X. c) 40X. d) 45X. e) 40X. f) Probeta
ensayada
La figura 5.12 muestra diferentes huellas de desgaste originadas en la superficie.
Se aprecia también la aparición de grietas en los bordes de las huellas, las cuales
a su vez provocan la formación de nuevos puntos de desgaste.
a)
c)
b)
d)
Figura 5.13. Microscopia óptica de probeta A3. a) 45X. b) 48X. c) 48X. d) 40X. e)
45X. f) Probeta ensayada
La figura 5.13 b), muestra una huella en forma de “V” que es típica en muchos de
los ensayos de FCR., lo mismo puede apreciarse en las figuras a) y c). Las franjas
claras y oscuras se deben al rectificado de la probeta.
a)
b)
c)
d)
Figura 5.14. Microscopia óptica de probeta A4. a) 45X. b) 48X. c) 48X. d) 40X. e)
45X. f) Probeta ensayada
La figura 5.14, indica la formación de una huella típica en forma de “V” que es
característica en el desgaste por FCR. También es posible observar el defecto
artificial deformado en el vértice, donde a partir de ahí se genera la huella.
5.1.3.2 Número de ciclos de carga
La tabla 5.4, muestra los resultados de la vida en ciclos de los ensayos realizados.
El número de ciclos de carga por revolución de probeta, se obtiene a partir de la
fórmula propuesta por Glover [1].
Tabla 5.4. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Muestra
A1
A2
A3
A4
Duración (Hrs)
216
192
144
140
Vida (ciclos x 106)
199.58
177.41
133.05
129.36
5.1.3.3 Discusión
Los ensayos realizados con el acero 4320 cementado, mostraron un gran
rendimiento bajo las condiciones de operación indicadas anteriormente. En
general, las 4 probetas ensayadas, ofrecieron una alta resistencia al desgaste por
FCR, una de ellas tuvo una duración de casi 200 millones de ciclos (tabla 5.4),
mostrando serios daños en la superficie (figura 5.11). El lubricante fue cambiado
en cada ensayo, tratando de tener las mismas condiciones experimentales en
todas las probetas. Algunos ensayos fueron interrumpidos periódicamente cada 24
horas para verificar el avance gradual del desgaste producido en la superficie.
5.1.4 Ensayos con acero AISI 4320
Recubrimiento duro: TiN
Velocidad: 1560 rpm
Rugosidad superficial promedio: 0.33 μm
Carga: 98 N
Po: 1020 MPa
Medio ambiente: Lubricación con aceite Shell Tellus 100
5.1.4.1 Microscopía óptica
En la figuras 5.15, 5.16, 5.17 y 5.18, se pueden observar las diferentes formas de
desgaste presentadas en cada una de las probetas ensayadas. En el caso de la
probeta A1, la presencia de grietas, acompañadas por las huellas de desgaste,
son más notorias. En el caso de las probetas A2, A3 y A4, no hubo una marcada
formación de grietas, sin embargo, si hubo desprendimiento de material.
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.15. Microscopia óptica de probeta A1. a) 40X. b) 45X. c) 40X. d) 45X. e)
50X. f) Probeta ensayada
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.16. Microscopia óptica de probeta A2. a) 45X. b) 48X. c) 45X. d) 48X. e)
48X. f) Probeta ensayada
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.17. Microscopia óptica de probeta A3. a) 45X. b) 45X. c) 45X. d) 45X. e)
50X. f) Probeta ensayada
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.18. Microscopia óptica de probeta A4. a) 45X. b) 48X. c) 48X. d) 40X. e)
45X. f) Probeta ensayada
5.1.4.2 Número de ciclos de carga
La tabla 5.5, muestra los resultados de la vida en ciclos de los ensayos realizados.
El número de ciclos de carga por revolución de probeta, se obtiene a partir de la
fórmula propuesta por Glover [1]. Estos valores se representan gráficamente en la
figura 5.19.
Tabla 5.5. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Muestra
A1
A2
A3
A4
Vida (ciclos x 103)
50.28
53.09
42.11
39.36
Duración (Hrs)
0.55
0.58
0.46
0.43
VIDA A LA FCR
VIDA (MILES DE CICLOS)
60
50,28
53,09
50
42,11
40
39,36
30
20
10
0
A1
A2
A3
A4
MUESTRA
Figura 5.19. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR.
5.1.4.3 Discusión
Al igual que las pruebas realizadas con el acero 4140 las probetas presentaron
inmediatamente un deterioro en su superficie, dejando al descubierto el material
base. La vida en ciclos de duración para el acero 4320 resultó menor a la del
acero 4140, esto pudo deberse a la falta de adherencia del recubrimiento en el
sustrato.
5.1.5 Ensayos con acero AISI 8620
Tratamiento termoquímico: Cementado
Velocidad: 1560 rpm
Rugosidad superficial promedio: 0.15 μm
Carga: 400 N
Po= 4100 MPa
Medio ambiente: Lubricación con aceite Shell Tellus 100
5.1.5.1 Microscopía óptica
En las figuras 5.20 y 5.21, se muestran las imágenes de los ensayos realizados en
las probetas cementadas.
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.20. Probeta A1. a) 45X. b) 50X. c) 45X. d) 50X. e) 45X. f) 50X
En las imágenes de la figura 5.20, se observa el avance del deterioro en la
superficie producto del contacto por FCR. En a), c) y e) se ve el camino de
rodadura generado. Las imágenes b), d) y f) muestran más claramente las huellas
de desgaste producidas. En d) se aprecia un defecto artificial deformado
plásticamente después del ensayo.
a)
b)
c)
d)
Figura 5.21. Probeta A2. a) 40X. b) 50X. c) 45X. d) 50X.
La figura 5.21 indica las huellas producidas en la probeta A2. Obsérvese que el
grado de desgaste en esta probeta fue mucho menor que en la probeta A1. Esto
también puede comprobarse de acuerdo al número de ciclos de duración de cada
una de las pruebas (Tabla 5.6).
5.1.5.2 Número de ciclos de carga
La tabla 5.6, muestra los resultados de la vida en ciclos de los ensayos realizados.
El número de ciclos de carga por revolución de probeta, se obtiene a partir de la
fórmula propuesta por Glover [1].
Tabla 5.6. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Muestra
A1
A2
Duración (Hrs)
139.2
120
Vida (ciclos x 106)
128.62
110.88
5.1.5.3 Discusión
El acero 8620 cementado, mostró un alto rendimiento bajo el desgaste por FCR.
La duración en ciclos de las probetas ensayadas resultó un poco menor a los del
acero 4320 cementado (tabla 5.6), resultando también en un desgaste más severo
(figuras 5.20 y 5.21). Esto se debe principalmente a la composición química de
cada uno de ellos, sobre todo en el contenido de níquel, que es más bajo en el
acero 8620 (0.4 a 0.7 %) comparado con el acero 4320 (1.7 a 2 %), dándole al
acero 4320, mayor ductilidad para soportar altos esfuerzos de compresión y de
fatiga.
5.1.6 Ensayos con acero AISI 8620
Recubrimiento duro: TiN
Velocidad: 1560 rpm
Rugosidad superficial promedio: 0.48 μm
Carga: 98 N
Po: 1020 MPa
Medio ambiente: Lubricado con aceite Shell Tellus 100
5.1.6.1 Microscopía óptica
En las figuras 5.22, 5.23, 5.24 y 5.25 se pueden observar las diferentes formas de
desgaste presentadas en cada una de las probetas ensayadas. En algunos casos,
la presencia de grietas, acompañadas por las huellas de desgaste, son más
notorias.
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.22. Probeta A1. a) 43X. b) 40X. c) 45X. d) 45X. e) 50X. f) Probeta
ensayada
a)
b)
c)
e)
d)
f)
Figura 5.23. Probeta A2. a) 40X. b) 40X. c) 45X. d) 40X. e) 43X. f) Probeta
ensayada
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.24. Probeta A3. a) 40X. b) 43X. c) 40X. d) 43X. e) 40X. f) Probeta
ensayada
a)
b)
c)
d)
e)
f)
Figura 5.25. Probeta A4. a) 40X. b) 45X. c) 40X. d) 45X. e) 40X. f) Probeta
ensayada
5.1.6.2 Número de ciclos de carga
La tabla 5.7, muestra los resultados de la vida en ciclos de los ensayos realizados.
El número de ciclos de carga por revolución de probeta, se obtiene a partir de la
fórmula propuesta por Glover [1]. Estos valores se representan gráficamente en la
figura 5.26.
Tabla 5.7. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Muestra
A1
A2
A3
A4
Duración (Hrs)
0.48
0.55
0.51
0.56
Vida (ciclos x 104)
43.94
50.34
46.68
51.26
VIDA A LA FCR
VIDA (CICLOS X 104)
52
51,26
50
50,34
48
46,68
46
43,94
44
42
40
A1
A2
A3
A4
MUESTRA
Figura 5.26. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR.
5.1.6.3 Discusión
Las probetas presentaron inmediatamente un deterioro en su superficie, dejando
al descubierto el material base, al estar sometidas al fenómeno de desgaste por
fatiga por contacto de rodadura, esto claro, bajo las condiciones de operación
utilizadas (velocidad, carga, tipo de lubricación y lubricante, acabado superficial,
espesor de recubrimiento, etc.).
Los recubrimientos superficiales duros han mostrado gran desempeño en
aplicaciones tales como: recubrimiento de herramientas de corte, proceso de
estampado y formado, inyección de plástico, forja en caliente, entre otras. Sin
embargo, en este trabajo en particular, el recubrimiento de TiN no ofreció los
resultados esperados. Por supuesto, esto no es suficiente para concluir que este
recubrimiento no es útil para aplicarlo en elementos mecánicos sometidos a
desgaste por fatiga por contacto de rodadura (levas, engranes, rodamientos, etc.).
5.1.7 Ensayos con acero AISI O1
Tratamientos empleados: temple y revenido, nitrurado y cementado
Velocidad: 3200 rpm
Rugosidad superficial promedio: 0.63 μm
Carga: 200N
Po: 2090 MPa
Medio ambiente: Lubricación con aceite Shell Tellus 100
Defectos artificiales: 4 defectos artificiales separados 90o.
5.1.7.1 Microscopía óptica
En la figura 5.27, se puede observar la probeta con temple y revenido, donde se
ha inducido una huella por indentación.
a)
c)
b)
d)
Figura 5.27. a). Probeta con tratamiento de temple y revenido expuesta a FCR b)
Daño superficial por indentación antes del ensayo. c) Principios de falla d)
Propagación de la falla.
La figura 5.28, muestra la probeta con un tratamiento de nitrurado, donde se ha
inducido una huella por indentación.
a)
c)
b)
d)
Figura 5.28. Probeta con tratamiento superficial de nitrurado expuesta a FCR. b)
Daño superficial por indentación antes del ensayo. c) Principios de falla d) Daño
superficial por FCR.
En la figura 5.29, se puede observar la probeta con un tratamiento de cementado.
a)
b)
C)
b)
Figura 5.29. Probeta con tratamiento superficial de cromo duro expuesta a FCR. b)
Daño superficial por indentación antes del ensayo. c) Principios de falla d) Daño
superficial por FCR
5.1.7.2 Número de ciclos de carga
En la tabla 5.8, se muestran los resultados de la vida útil de las probetas en ciclos.
En tanto, el número de ciclos por carga aplicada, se calcula a partir de la
expresión matemática propuesta por Glover [1]. Estos valores se representan
gráficamente en la figura 5.30.
Tabla 5.8. Vida en ciclos de las probetas ensayadas
Muestra
Probeta templada cara A
Probeta templada cara B
Probeta nitrurada cara A
Probeta nitrurada cara B
Probeta cementada cara A
Probeta cementada cara B
Duración (Hrs) Vida (ciclos x 106)
17.75
31.56
16.35
29.51
7.7
11.92
7.3
10.62
17.22
27.71
15.84
24.88
VIDA A LA FCR
VIDA (MILLONES DE CICLOS)
35
31,56
30
29,51
27,71
25
24,88
20
15
11,92
10,62
10
5
0
Prob. Templada
cara A
Prob. Templada
cara B
Prob. Nitrurada
cara A
Prob. Nitrurada
cara B
Prob. Cementada Prob. Cementada
cara A
cara B
MUESTRA
Figura 5.30. Comportamiento de las probetas ensayadas en la vida a la FCR.
5.1.7.3 Temperatura del aceite lubricante
En la tabla 5.9, se presenta la variación de la temperatura del aceite lubricante,
con respecto al tiempo, cuyo gráfico aparece en la figura 5.31.
Tabla 5.9. Temperatura del aceite lubricante.
Tiempo de Prueba (Horas)
Tratamiento 0
1
2
3
4
5
6 ... 16
Temple y
revenido 21.6 45.3 59.2 63.4 65.9 66.8 66.8 ... 66.8
Nitrurado 20.1 40.6 44.4 46.1 48.1 48.5 48.5
Cementado 21.5 58.8 64.3 66.4 66.6 66.6 66.6 ... 66.6
VARIACION DE TEMPERATURA DEL ACEITE LUBRICANTE
TEMPERATURA (C)
80,0
70,0
60,0
50,0
40,0
30,0
20,0
10,0
0,0
1
2
3
4
5
6
7
8
9 10 11 12 13 14 15 16 17 18
TIEMPO DE PRUEBA (HORAS)
Temple y rev.
Nitrurado
Cementado
Figura 5.31. Comportamiento de la temperatura del aceite lubricante Shell Tellus
100.
5.1.7.4 Discusión
Las probetas que presentaron una mayor resistencia a la fatiga, es decir, una
mejor vida al desgaste por FCR fueron las que tuvieron un tratamiento de temple y
revenido; le siguen las cementadas y finalmente aquellas que fueron nitruradas.
Aún cuando estas últimas presentan
una dureza casi igual que las probetas
cementadas, tuvieron una vida útil menor. En el caso de las probetas templadas
no se dio el mismo problema, debido, a que prácticamente en todo el volumen del
material se obtuvo la misma dureza. Se puede observar que la vida útil de las
probetas templadas, en algunos casos fue
de hasta tres veces mayor que
aquellas que fueron nitruradas.
Los ensayos en la cara B de
las probetas empleadas, tuvieron una vida útil
menor, esto se debe, probablemente, a que se provoca un debilitamiento del
material por endurecimiento por trabajo mecánico.
En cuanto a la variación de la temperatura se observó que las probetas nitruradas
presentan mayor resistencia al cambio de temperatura, incluso más que aquella
que fue templada. Una mejor resistencia a la FCR la proporciona el tratamiento de
nitruración, pero con espesores mayores de capa.
5.2 Desgaste por deslizamiento
Existe una gran variedad de aplicaciones en donde interviene el contacto
mecánico de deslizamiento que origina un desgaste en las superficies
interactuantes. Una de las aplicaciones más importantes se encuentra en las
herramientas de corte (brocas, buriles, machuelos, escariadores, cortadores, etc.),
aunque también se le puede encontrar en guías, procesos de inyección de
plástico, moldes, dados, entre otras. A continuación se describen los resultados
obtenidos de las pruebas experimentales, realizadas en el Laboratorio de
Tribología de la Universidad de Sheffield, Inglaterra, en diferentes recubrimientos
duros.
5.2.1 Coeficiente de fricción
La variación del coeficiente de fricción para los diferentes tipos de recubrimientos
se muestra en las figuras 5.32, 5.33 y 5.34.
TiN/4320/7.84 N
Coeficiente de fricción
Coeficiente de fricción
TiN/4320/11.76 N
0,45
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
40000
0,45
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
50000
10000
Núm ero de ciclos
Coeficiente de fricción
Coeficiente de fricción
10000
20000
30000
Núm ero de ciclos
30000
40000
50000
40000
50000
TiN/8620/7.84 N
TiN/8620/11.76 N
0,45
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
20000
Núm ero de ciclos
40000
50000
0,45
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
Número de ciclos
TiN/4140/11.76 N
TiN/4140/7.84 N
0,4
Coeficiente de fricción
Coeficiente de fricción
0,45
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
40000
0,45
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
50000
10000
20000
30000
40000
50000
Número de ciclos
Núm ero de ciclos
Figura 5.32. Coeficiente de fricción contra número de ciclos en TiN.
En el caso de acero 4320 con TiN, la figura 5.32 muestra que el coeficiente de
fricción se incrementa a partir de los 500 ciclos, tanto con la carga de 11.76N
como con 7.84N; sin embargo el coeficiente de fricción más alto se presentó con la
carga de 11.76N. En el caso del acero 8620, se aprecia un incremento del
coeficiente de fricción desde los 2000 ciclos, debido a la pérdida del recubrimiento.
Las pruebas con el acero 4140 y una carga de 11.76N mostraron una disminución
del coeficiente de fricción (0.25), esto a partir de los 5000 ciclos. Con la carga de
7.84N, el coeficiente de fricción se mantuvo casi constante durante toda la prueba
en 0.3. En la mayoría de los ensayos realizados con TiN, se observó que a partir
de los 500 ciclos no hubo un cambio considerable en el coeficiente de fricción.
También pudo observarse que en algunos de los ensayos, el desprendimiento de
pequeñas partículas del recubrimiento o de la bola, daba origen a un desgaste
predominantemente abrasivo, debido a la interacción de un tercer cuerpo en la
zona de contacto, causando un incremento en el coeficiente de fricción, fenómeno
apreciado normalmente por arriba de los 1000 ciclos (figura 5.32).
CrN/4320/11.76 N
CrN/4320/7.84 N
0,45
Coeficiente de fricción
Coeficiente de fricción
0,5
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
0
0
10000
20000
30000
Núm ero de ciclos
40000
50000
10000
20000
Núm ero de ciclos
30000
40000
CrN/8620/7.84 N
0,5
0,45
0,45
Coeficiente de fricción
Coeficiente de fricción
CrN/8620/11.76 N
0,5
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
40000
50000
0
10000
20000
30000
Núm ero de ciclos
Núm ero de ciclos
CrN/4140/11.76 N
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
40000
Núm ero de ciclos
50000
40000
50000
CrN/4140/7.84 N
0,45
Coeficiente de fricción
Coeficiente de fricción
0,5
40000
50000
0,5
0,45
0,4
0,35
0,3
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
Núm ero de ciclos
Figura 5.33. Coeficiente de fricción contra número de ciclos en CrN
La figura 5.33 muestra la variación del coeficiente de fricción en el recubrimiento
duro de CrN. En el caso del acero 4320, se presentó un coeficiente de fricción más
grande con la carga de 7.84N, incrementándose notoriamente a partir de los 5000
ciclos, causado probablemente por el desgaste del recubrimiento. Para el acero
8620, se observa lo contrario (figura 5.33), se presentó un mayor coeficiente de
fricción con la carga de 11.76N, alcanzando un valor de 0.4 a partir de los 1800
ciclos aproximadamente. Con la carga menor (7.84N), se aprecia un valor de 0.3
durante casi toda la prueba. En la prueba con el acero 4140, el coeficiente de
fricción fue casi el mismo para ambas cargas y no se aprecia algún cambio
significativo que indique el momento en el cual exista algún desprendimiento del
recubrimiento. A diferencia del TiN, no se apreció en ninguno de los ensayos con
CrN un patrón de desgaste característico y en general el coeficiente de fricción no
cambió a partir de los 10000 ciclos. En algunos casos, se puede observar que el
coeficiente de fricción es un poco mayor con la carga de 7.84N.
WC/C - 8620
Coeficiente de fricción
Coeficiente de fricción
WC/C - 4320
0,3
11.76 N
7.84 N
0,25
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
40000
0,3
0,25
11.76 N
7.84 N
0,2
0,15
0,1
0,05
0
50000
0
10000
Número de ciclos
20000
30000
40000
50000
Número de ciclos
Coeficiente de fricción
WC/C - 4140
0,3
11.76 N
0,25
7.84 N
0,2
0,15
0,1
0,05
0
0
10000
20000
30000
40000
50000
Número de ciclos
Figura 5.34. Coeficiente de fricción contra número de ciclos en WC/C
En el caso del recubrimiento de WC/C (figura 5.34), los coeficientes de fricción
obtenidos en las distintas pruebas fueron muy similares a aquellos reportados por
otros autores [4-7] y los proporcionados por el proveedor de los recubrimientos
(Balzers). En las pruebas con el acero 4320 y una carga de 11.76N se aprecia un
coeficiente de fricción de 0.13 y con la carga de 7.84 se tuvieron variaciones a lo
largo de toda la prueba, con valores por arriba de 0.15. Casos similares ocurrieron
con el acero 8620, sin embargo, se presentaron coeficientes de fricción menores,
específicamente con la carga de 7.84N, donde se aprecia un decremento de 0.15
a 0.1 en tan solo 200 ciclos.
En el acero 4140, se tienen valores similares del coeficiente de fricción tanto para
la carga de 11.76N como para la de 7.84N, oscilando entre 0.1 y 0.14. El
coeficiente de fricción en la mayoría de los casos se mantuvo sin cambios
significativos. También pudo observarse que la duración de la prueba establecida
no fue suficiente para provocar un daño visible en el recubrimiento, incluso
algunos ensayos se corrieron hasta los 20000 ciclos sin apreciar un desgaste
significativo. Esto pudo deberse principalmente al bajo coeficiente de fricción
característico de este tipo de recubrimiento, incrementando notablemente su vida
útil bajo este tipo de desgaste.
En las figuras 5.32, 5.33 y 5.34, se puede observar que en general los coeficientes
de fricción para los aceros 4320 y 8620 fueron más altos con la carga menor
(7.84N). En la mayoría de los ensayos, el desprendimiento del recubrimiento fue
en forma de micropartículas, que actuaban como agentes abrasivos en la zona de
contacto, aumentando de esta manera el coeficiente de fricción después de cierto
número de ciclos. De acuerdo con esto, se puede asumir que con la carga mayor
de 11.76N, se tiene una presión de contacto más grande, haciendo que las
micropartículas se desplazaran fuera de la zona de contacto, reduciendo así el
coeficiente de fricción.
5.2.2 Volumen de desgaste
Como se mencionó anteriormente, los volúmenes de desgaste se obtuvieron a
partir de la medición de las huellas de desgaste usando los perfiles de rugosidad
en los surcos (algunos ejemplos se muestran en la figura 5.35), obteniendo la
longitud, el ancho y la profundidad de la huella. Para las bolas, las dimensiones de
la zona desgastada fueron medidas por medio de microscopia óptica.
Los volúmenes de desgaste específicos de los distintos recubrimientos y sustratos
empleados se muestran en las figuras 5.36, 5.37, 5.38 y 5.39. En el caso del TiN
(figura 5.36), el sustrato que presentó mayor volumen de desgaste fue el acero
4320 con una carga de 7.84N, le sigue el acero 8620 (7.84N) y finalmente el acero
4140 (11.76N). Por otro lado, el acero 8620 (11.76N) fue el que presentó un menor
volumen de desgaste.
En el caso de las bolas, el volumen de desgaste más grande se presentó en la
bola en contacto con el cero 4320 (11.76N), le sigue la bola en contacto con el
acero 8620 (7.84N) y por último la bola en contacto con el acero 4140 (7.84N).
El volumen de desgaste menor se presentó en el acero 4320 con una carga de
7.84N (figura 5.36). En general, el comportamiento de la relación carga-desgaste
para los aceros 4320 y 8620 resultó de acuerdo a lo esperado, es decir, a cargas
mayores, volúmenes de desgaste mayores. Esto también explica lo mencionado
en el tema anterior sobre la relación carga-coeficiente de fricción, donde se
indicaba que se presentó un deterioro mayor del recubrimiento y coeficientes de
fricción más bajos.
En el recubrimiento de CrN, no fue posible determinar los volúmenes de desgaste
debido a la irregularidad en las huellas del desgaste presentado. A diferencia de
las huellas de desgaste en los recubrimientos de TiN y WC/C, donde la huella en
todos los casos tenía forma de surco, haciendo posible el cálculo muy aproximado
de sus dimensiones.
En el caso de las bolas, el volumen de desgaste más grande sucedió en la bola en
contacto con el acero 4140 empleando una carga de 7.84N (figura 5.37).
4320/ TiN/ 11.76N
20
Profundidad µm
10
0
-10
0
0,5
1
1,5
2
1,5
2
-20
-30
-40
-50
Distancia mm
8620/ CrN/ 7.84N
20
Profundidad µm
10
0
-10
0
0,5
1
-20
-30
-40
Zonas de desgaste
-50
Distancia mm
4320/ WC/C, 11.76N
20
Profundidad µm
10
0
-10
0
0,5
1
1,5
2
-20
-30
-40
-50
Distancia m m
4320/ sustrato/ 7.84N
20
Profundidad µm
10
0
-10
0
0,5
1
1,5
2
1,5
2
-20
-30
-40
-50
Distancia mm
8620/ Sustrato/ 11.76N
0
Profundidad µm
-10
0
0,5
1
-20
-30
-40
-50
-60
-70
Distancia mm
4140/ Sustrato/ 7.84N
20
Profundidad µm
10
0
-10
0
0,5
1
1,5
2
-20
-30
-40
-50
Distancia mm
Figura 5.35. Perfiles de rugosidad.
3
Desgaste específico (mm /Nm)
TiN
3,0E-08
Recubrimiento
2,5E-08
Bola
2,0E-08
1,5E-08
1,0E-08
5,0E-09
0,0E+00
4320/11.76N
4320/7.84N
8620/11.76N
8620/7.84N
4140/11.76N
4140/7.84N
Figura 5.36. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100 contra
recubrimiento de TiN
CrN
Desgaste específico de bola
(mm 3/Nm)
3,0E-08
2,5E-08
2,0E-08
1,5E-08
1,0E-08
5,0E-09
0,0E+00
4320/11.76N
4320/7.84N
8620/11.76N
8620/7.84N
4140/11.76N
4140/7.84N
Figura 5.37. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100 contra
recubrimiento de CrN
En el caso del recubrimiento de WC/C, el desgaste fue mucho mayor en la bola
que en el propio recubrimiento (figura 5.38), debido en parte al bajo coeficiente de
fricción. En general, el volumen de desgaste fue similar en todos los aceros sin
importar la carga empleada.
Sin embargo, en el caso de las bolas, hay variaciones significantes especialmente
en las pruebas con la carga de 7.84N (108000 ciclos). Esto sugiere que la
duración del ensayo fue un factor de mayor peso que el valor de la carga aplicada.
El volumen de desgaste más grande en la bola fue con el acero 8620 (7.84N).
Esto da una idea de la aplicación de este recubrimiento en herramientas de corte.
WC/C
Desgaste específico (mm3/Nm)
3,0E-08
2,5E-08
Bola
Recubrimiento
2,0E-08
1,5E-08
1,0E-08
5,0E-09
0,0E+00
4320/11.76N
4320/7.84N
8620/11.76N
8620/7.84N
4140/11.76N
4140/7.84N
Figura 5.38. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100 contra
recubrimiento de WC/C
Los volúmenes de desgaste de los sustratos (figura 5.39), muestran un desgaste
excesivo en los sustratos y muy poco desgaste en las bolas. Como se esperaba,
el desgaste mayor en las bolas se presentó en las pruebas con el acero 4320 (700
HV), posteriormente con el acero 8620 (700 HV) y finalmente con el acero 4140
(550 HV). También se apreció que el desgaste dependió más de las cargas que de
la duración de los ensayos.
3
Desgaste específico (mm /Nm)
Sin Recubrimiento
3,00E-08
Bola
2,50E-08
Sustrato
2,00E-08
1,50E-08
1,00E-08
5,00E-09
0,00E+00
4320/11.76N
4320/7.84N
8620/11.76N
8620/7.84N
4140/11.76N
4140/7.84N
Figura 5.39. Volumen de desgaste específico de bolas de acero AISI 52100 contra
sustratos.
5.2.3 Microscopía óptica y SEM
Las figuras 5.40 y 5.41 muestran imágenes de las superficies de desgaste de los
recubrimientos y bolas respectivamente. En el caso de TiN, se observa que la
huella de desgaste tiene una forma regular (surco), lo cual fue de utilidad para
calcular el volumen de desgaste, obsérvese que las áreas más brillosas
representan a las zonas de mayor desgaste (recubrimiento desprendido). En el
caso de acero 4140 este fenómeno es más visible debido a su baja resistencia al
desgaste compara da con los otros dos aceros.
Las micrografías obtenidas por microscopia electrónica de barrido (SEM) (figura
5.42) muestran el desgaste producido en el acero 8620 con TiN. Se puede
apreciar que en algunas zonas, se presentó el desprendimiento total del
recubrimiento. Otros trabajos relacionados, muestran resultados similares [8,9].
Material
TiN
CrN
WC/C
Sustrato
base
Acero
4320
11.76N
Acero
4320
7.84N
Acero
8620
11.76N
Acero
8620
7.84N
Acero
4140
11.76N
Acero
4140
7.84N
Figura 5.40. Microscopía óptica de recubrimientos y sustratos
En el caso del recubrimiento de CrN, se observó que no se formaron huellas de
desgaste de forma regular como con otros recubrimientos. Las zonas oscuras
representan material de recubrimiento y las áreas claras son del sustrato.
Para determinar que en algunas zonas hubo desprendimiento del recubrimiento,
se realizaron pruebas de microdureza y dureza superficial, como la que se
muestra para el acero 8620 (11.76N), donde se aprecia una indentación Vickers
sobre una zona donde el recubrimiento fue removido (figura 5.40) y cuya medida
resultó ser de 700 HV, medida de dureza correspondiente al sustrato.
La aparición de fisuras, fueron también observadas en zonas de desgaste
severas, principalmente con el TiN. Las micrografías por SEM (figura 5.43)
muestran la irregularidad en la forma para el caso de un acero 4320 con CrN. La
figura 5.44 muestra una micrografía por SEM de un acero 4140 con CrN, donde
las áreas más claras representan recubrimiento removido (sustrato).
En el caso del WC/C, las huellas de desgaste tuvieron forma regular (surco), mas
angostas que las producidas en el TiN. De acuerdo a las pruebas de dureza,
micrografías por SEM y análisis por EDS, no se presentó un deterioro total del
recubrimiento, las imágenes por microscopía óptica (figura 5.40), muestran las
huellas originadas por el contacto con la bola, pero la duración establecida de los
ensayos no fue suficiente para lograr un desprendimiento del recubrimiento. Sin
embargo, el objetivo del estudio no fue conocer el número de ciclos donde ocurría
el deterioro del recubrimiento, si no tener la base experimental para hacer
comparaciones de la resistencia al desgaste entre los recubrimientos empleados,
cuando son sometidos a las mismas condiciones de operación.
En el caso de las pruebas realizadas a los sustratos (probetas sin recubrimiento
alguno), las huellas de desgaste obtenidas tuvieron una forma regular bien
definida geométricamente para fines de mediciones dimensionales. En la figura
5.40, se puede observar en algunos casos (acero 4140) zonas de desgaste
brillosas (superficie pulida por el contacto) y también se aprecia deformación
plástica severa.
En el caso de las bolas, todas las imágenes (figura 5.41), muestran el desgaste
producido por el contacto con diferentes recubrimientos y sustratos. En algunos
casos se presentaron surcos muy grandes, derivando en volúmenes de desgaste
mayores (figuras 5.35 a 5.38). Para el recubrimiento de TiN en algunos casos, se
observó la adhesión del material del recubrimiento sobre la bola, sin embargo las
pruebas de SEM y EDS no confirman esta teoría.
El diámetro de la huella en la mayoría de los casos fue de 1.2 mm
aproximadamente. En algunos casos, fueron encontradas ranuras profundas en el
interior de las huellas, como en la prueba con el acero 4320 (7.84N) y el acero
8620 (11.76N). La mayoría de las huellas prevalece una forma regular (circular), y
en algunos casos se tienen formas elípticas e irregulares, debido principalmente a
la dirección del deslizamiento y a la magnitud de la carga aplicada, pero también
puede deberse a factores relacionados con la adherencia micropartículas de
recubrimiento sobre la bola y con la fijación de la bola en la base (juego
mecánico).
En el caso de las bolas en contacto con el recubrimiento de CrN, la mayoría de las
huellas tuvo una forma casi circular. Las imágenes de la figura 5.35
correspondientes al acero 4320 (11.76N y 7.84N), muestran una huella de
desgaste muy uniforme con los borden claramente definidos, sin fisuras. En el
interior de las huellas hay algunos puntos oscuros, formados debido al contacto
con un tercer cuerpo, como las micropartículas provenientes del recubrimiento
debido al desgaste. En general, se presentó un menor desgaste en las bolas en
contacto con el recubrimiento de CrN comparado con TiN.
Las bolas en contacto con el recubrimiento de WC/C, presentaron huellas de
desgaste mucho más pequeñas que con los otros recubrimientos. El diámetro de
las huellas en promedio fue de 0.6mm, casi la mitad del tamaño de las huellas en
las bolas en contacto con CrN y TiN. Como se mencionó anteriormente, los
volúmenes de desgaste bajos y la alta resistencia al desgaste por deslizamiento
se debieron en parte al bajo coeficiente de fricción ofrecido por este recubrimiento.
Por ejemplo en la prueba con el acero 4140 (11.76N), la huella tienen una forma
irregular, con zonas oscuras que son en realidad áreas de desgaste más
profundas (figura 5.41). También se ha mencionado anteriormente que las
pruebas con este recubrimiento se realizaron hasta un número de ciclos superior,
sin presentarse algún daño significativo en el recubrimiento. Las figuras 5.37, 5.38
y 5.39 muestran la diferencia en el desgaste ocurrido en la probeta y en la bola.
En el caso de las pruebas con los sustratos, en todos los casos se observó un
bajo desgaste en las bolas, no así en las probetas. El diámetro de las huellas en
las bolas fue del orden de 0.55mm aprox. y tuvieron una forma elíptica. Cabe
mencionar que el diámetro se determinó de obtener el promedio del diámetro
mayor y el diámetro menor. En el caso del acero 4320 (11.76N), hay pequeños
cráteres dentro de la huella de desgaste, los cuales podrían haber sido originados
por defectos en la superficie original de la bola o por la indentación causada por
las micropartículas de desgaste provenientes de la misma boa o del sustrato.
Material
TiN
CrN
WC/C
base
Acero
4320
11.76N
Acero
4320
7.84N
Acero
8620
11.76N
Acero
8620
7.84N
Acero
4140
11.76N
Acero
4140
7.84N
Figura 5.41. Microscopía óptica de bolas (AISI 52100)
Sustrato
Figura 5.42. Microscopia electrónica de barrido (SEM) en acero 8620 con TiN.
Figura 5.43. Microscopía electrónica de barrido (SEM) en acero 4320 con CrN.
Figura 5.44. Microscopía electrónica de barrido (SEM) en acero 4140 con CrN.
5.2.4 Discusión
Se evaluó el comportamiento en desgaste por deslizamiento de los recubrimientos
duros de TiN, CrN y WC/C en condiciones secas. Se obtuvieron los coeficientes
de fricción contra el número de ciclos, volúmenes de desgaste y micrografías por
microscopía óptica y SEM, además se realizó un análisis por difracción de rayos X
(EDS) para conocer la constitución química en las zonas de contacto (fenómeno
de transferencia de masa, desgaste adhesivo, etc.).
En el caso del recubrimiento de TiN, las imágenes de la figura 5.40, muestran una
huella caracterizada por un mecanismo de falla iniciado por la abrasión
ocasionada por las partículas en la zona de contacto entre el recubrimiento y la
bola.
El desgaste en el recubrimiento fue causado por el contacto con la bola. Algunas
micropartículas de TiN fueron removidas adhiriéndose a la bola causando un
deterioro más rápido en el recubrimiento.
En la figura 5.40 se observa que el mecanismo de desgaste fue muy similar en
todos los aceros. Primero se presentó un alto deterioro del recubrimiento en forma
de micropartículas, las cuales fueron un factor importante para acelerar el
desgaste gradual del recubrimiento. Las micropartículas en contacto directo entre
las superficies causaron ruido y vibración ocasionando cierta inestabilidad en el
sistema tribológico. Además de conllevar a un incremento en la temperatura en el
área de contacto, debilitando aún más el recubrimiento. En la mayoría de los
casos las pruebas fueron corridas hasta el deterioro total del recubrimiento.
En el caso de la bola, en este recubrimiento se presentó la adherencia de TiN
sobre la bola, dato comprobado por microscopía óptica (figura 5.41) y por análisis
con EDS. En algunos casos, se tuvo desgaste no uniforme en la bola, formándose
área irregulares, quizás debido a la presencia de las micropartículas (agente
abrasivo) que fueron desplazadas del centro del área de contacto hacia los lados.
Este fenómeno se observó principalmente en las pruebas con la carga de 11.76N.
En el caso del recubrimiento de CrN, resultó complicado identificar el mecanismo
de falla. El desgaste originado no siguió un patrón típico como en el caso de los
otros recubrimientos. El desgaste no fue uniforme y no fue posible detectar
visualmente la pérdida del recubrimiento. También se observó una menor cantidad
de micropartículas debido al desgaste. En ningún caso se observó material
adherido del recubrimiento en la bola.
El desgaste en la bola fue uniforme y mayor al comparado con los recubrimientos
de TiN y WC/C. Este recubrimiento tuvo mejor resistencia al desgaste que el TiN.
El recubrimiento de CrN actúa como un repelente al mecanismo de falla tradicional
de desgaste por deslizamiento, resultando en áreas de desgaste muy pequeñas,
aisladas y de forma irregular, visibles únicamente con microscopia óptica (figura
5.40). Algunas pruebas se corrieron hasta los 150000 ciclos, sin presentarse algún
cambio significativo en la superficie o en el tamaño de las áreas de desgaste.
Tampoco se apreció la aparición de ruido y vibración durante las pruebas. Como
se observa en la figura 5.37, los volúmenes de desgaste en la bola fueron más
grandes que con otros recubrimientos, reforzando la idea de la alta resistencia al
desgaste por deslizamiento de este recubrimiento (CrN). En conclusión, este
recubrimiento actuó eficientemente bajo este tipo de desgaste y en las condiciones
específicas empleadas en las pruebas, mostrando un poco desgaste en las
superficies de los tres aceros empleados. Esto explica el reciente uso de este
recubrimiento en distintas aplicaciones para la manufactura de partes mecánicas
sometidas a desgaste por deslizamiento, incluyendo herramientas de corte, guías,
dados, entre otros.
El recubrimiento de WC/C mostró el mejor rendimiento en las pruebas realizadas.
Los volúmenes de desgaste en el recubrimiento y en las bolas fueron los más
bajos de los tres recubrimientos empleados (figura 5.38). El bajo coeficiente de
fricción de este recubrimiento (figura 5.34), es el factor más importante que
condujo a estos resultados. La huella de desgaste observada aparentemente
muestra un deterioro en el recubrimiento (figura 5.40), sin embargo, con una
reexaminación en microscopía óptica y SEM, solo se aprecia un pulimento en la
superficie, quedando intacto aún el recubrimiento. Esto también pudo verificarse
con un análisis de EDS, donde se observaron altos niveles de W y C.
En el caso de la bola en contacto con este recubrimiento en las imágenes de
microscopía óptica (figura 5.41) se observa un menor desgaste comparado con el
presentado en las bolas en contacto con los otros recubrimientos. Tampoco se
observó la aparición de micropartículas de desgaste, que pudieran haber actuado
como agentes abrasivos en la zona de contacto. Bajo las condiciones empleadas
en las pruebas experimentales, no se observó un desgaste significativo en el
recubrimiento, incluso en ensayos realizados hasta los 200000 ciclos.
REFERENCIAS
[1] Glover, D.; A ball-rod rolling contact fatigue tester, ASTM STP-771, J.J.C.Hoo,
Ed., pp.107-124.
[2] Stachowiak, G. W., Engineering Tribology, Second edition, Edit. Butterworth
Heinemann, 2001, USA.
[3] E. Vera, M. Vite, Comparative Study of Failure by Rolling Contact Fatigue
(FCR) of AISI 4140, Base, Nitriding and Hard Chromium, 15th Steelmaking
Conference, pp. 735-742, San Nicolas, Argentina, 2005.
[4] R. Joost, J. Pirso, M. Viljus, The Effect of Carbon Content on the Mechanical
and Tribological Properties of WC-Co Cemented Carbides, Nordtrib (2008),
Tampere, Finland.
[5] K. Bonny, P. De Baets, W. Ost, Influence of Secondary Electro-Conductive
Phases on the Tribological Response of Zirconia-Based Composites Against WCCo Cemented Carbide, Nordtrib (2008), Tampere, Finland.
[6] E. Celik, O. Culha, B. Uyulgan, Assessment of Microstructural and Mechanical
Properties of HVOF Sprayed WC-Based Cermet Coatings for a Roller Cylinder,
Surf. Coat. Technol. 200 (2006) 4320-4328.
[7] S. Stewart, R. Ahmed, Rolling Contact Fatigue of Surface Coatings- a Review,
Wear, 253 (2002) 1132-1144.
[8] K. De Bruyn, J.F. Celis, J.R. Roos, Coating Thickness and Surface Roughness
of TiN Coated High Speed Steel in Relation to Coating Functionality, Wear, 166
(1993) 127-129.
[9] J.A. Sue, H.H.Troue, Friction and Wear Properties of Titanium Nitride Coating in
Sliding Contact with AISI O1 Steel, Surf. Coat. Technol, 43/44 (1990) 709-720.
CONCLUSIONES
De acuerdo a los estudios sobre el comportamiento del coeficiente de fricción y
desgaste de los recubrimientos duros de TiN, CrN y WC/C, depositados en aceros
4320, 8620 y 4140 en condiciones secas a temperatura ambiente, se tienen las
siguientes conclusiones:
Desgaste por contacto de rodadura:
Se encontró información importante relacionada con el tema de FCR, ya sea
en el desarrollo de nuevos prototipos de ensayo, análisis de lubricantes y
sistemas de lubricación y en el estudio de nuevos materiales y recubrimientos
superficiales.
Se conocieron nuevos procedimientos de ensayo de materiales, ayudando a
entender mejor el principio fundamental del desgaste por fatiga y otros factores
que intervienen en este fenómeno de desgaste superficial.
Los materiales seleccionados son representativos de aquellos recomendados
para la fabricación de pistas de rodamientos de acuerdo a normas
internacionales.
Actualmente, el uso de recubrimientos superficiales duros aplicados a
elementos mecánicos sometidos a FCR, han demostrado tener una aceptable
resistencia
al
desgaste
sobre
aquellos
recubrimientos
superficiales
tradicionales.
La máxima presión Hertziana presente en el contacto entre dos elementos,
tiene un papel importante en la resistencia al desgaste por fatiga de contacto
por rodadura.
La elección correcta del tipo de lubricante en elementos sometidos a FCR,
depende principalmente de la velocidad, la carga y de la temperatura de
operación.
El método experimental, otorga la posibilidad de obtener datos confiables, si se
realiza adecuadamente, sin embargo, es necesario utilizar otros métodos
alternos como el numérico o el analítico, para tener mayor certidumbre en los
resultados.
La nucleación de la falla se presenta por la deformación plástica en el borde
de salida de la superficie dañada por indentación.
Los tratamientos térmicos y superficiales proporcionan una mejor resistencia a
los elementos mecánicos sometidos a FCR, si se aplican adecuadamente;
particularmente aquellos tratamientos superficiales cuyo espesor de la capa
depositada juega un papel importante.
En este trabajo en particular, el espesor de la capa del recubrimiento
específicamente de cromo duro, fue insuficiente, ya que se deterioró con cierta
facilidad, dejando al descubierto el material base, disminuyendo así su
resistencia a FCR.
El recubrimiento superficial de TiN, no presentó un desempeño satisfactorio al
someterse al fenómeno de desgaste por FCR.
La formación de grietas en la superficie de desgaste no se manifestó de igual
manera en todos los casos, esto se debió principalmente a la duración de cada
uno de los ensayos.
Los materiales base utilizados (AISI 4320, 4140 y 8620), puede presentar
algunas aplicaciones en la fabricación de elementos que trabajan en contacto
por rodadura, empleando los tratamientos térmicos adecuados.
Desgaste por deslizamiento:
No hubo cambios significativos en el coeficiente de fricción entre los tres aceros
(sustratos) tratados en este estudio. Pero si se encontraron variaciones entre los
descubrimientos, especialmente en el WC/C.
En algunos casos, la variación del coeficiente de fricción contra el número de
ciclos, fue un indicativo del deterioro del recubrimiento, principalmente en el
recubrimiento de CrN.
Se presentaron variaciones en el coeficiente de fricción entre las dos cargas
empleadas en el estudio, especialmente con el WC/C.
El comportamiento del volumen de desgaste para el recubrimiento de TiN
resultó mayor en las probetas que en las bolas. En el caso de los recubrimientos
de CrN y WC/C, sucedió lo contrario.
El recubrimiento de WC/C fue el que presentó un mejor rendimiento al desgaste
por deslizamiento en este estudio, incluso al ser sometido hasta 200000 ciclos,
sin mostrar un daño significativo en la superficie.
De acuerdo a las pruebas experimentales realizadas, existe sustento para
mencionar que los sustratos utilizados en este estudio, mostraron características
adecuadas para ser usados en aplicaciones de contacto por deslizamiento,
aportando otras alternativas al momento de seleccionar los materiales en la
manufactura de elementos mecánicos.
En los experimentos realizados en esta investigación, se observó que los
recubrimientos duros empleados, mostraron en general un mejor rendimiento al
ser sometidos al desgaste por deslizamiento en comparación con los resultados
obtenidos en FCR.
Es importante seguir realizando ensayos en este tipo de recubrimiento, variando
alguna o todas las condiciones de operación, principalmente en la carga aplicada,
velocidad y espesor de recubrimiento.
Aún quedan muchas interrogantes sobre la naturaleza de éste fenómeno, las
cuales, están siendo atendidas por diferentes grupos de investigación del área de
tribología en todo el mundo. En este sentido, el grupo de tribología de la SEPIESIME-Zacatenco
del
Instituto
Politécnico
Nacional,
realiza
trabajos
de
investigación, en diferentes tópicos de la tribología, entre ellos el de FCR y
desgaste por deslizamiento.