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Jornadas SAM - CONAMET- AAS 2001, Septiembre de 2001
843-850
COMPRESION DIAMETRAL DE SELLOS CERAMICOS
COMERCIALES
A.G. Tomba Martinez, M.M. Reboredo y A.L. Cavalieri
Instituto de Investigaciones en Ciencia y Tecnología de los Materiales (INTEMA). Av. J.B.
Justo 4302 (7600) Mar del Plata, ARGENTINA.
RESUMEN
La compresión diametral en geometrías cilíndricas se emplea, aunque no habitualmente,
en la determinación de la resistencia mecánica de materiales cerámicos. Se estudió la posibilidad de evaluar por este método la respuesta mecánica de anillos cerámicos usados como sellos en bombas de agua. Se emplearon dos series de anillos: chicos C y grandes (G). Los anillos se caracterizaron por análisis cualitativo de fases (DRX), medidas de densidad aparente,
dureza Vickers y análisis superficial (microscopía óptica y medidas de rugosidad). Se determinó la fase cristalina α-Al2O3 como componente principal de todos los anillos estudiados.
Los ensayos mecánicos se realizaron en control por posición sobre un número estadístico de
probetas, a temperatura ambiente en aire. Se estudió el efecto de la velocidad de desplazamiento, del material muelle y de las dimensiones de los anillos sobre los valores medidos de
la carga aplicada a la rotura y las características de las curvas carga-desplazamiento obtenidas.
Se establecieron las mismas condiciones de ensayo óptimas para las dos series de anillos: velocidad de desplazamiento del actuador de 0,05 mm/min y empleo de grasa de MoS2 como
material muelle. Se estimó la resistencia mecánica a partir de la carga a la rotura medida y las
dimensiones del anillo, calculando el esfuerzo máximo en tensión mediante fórmulas analíticas aproximadas. Los valores de la resistencia a la fractura (σF) obtenidos fueron: 195±30
MPa para los anillos G y 180±44 MPa para los C.
Palabras claves
sellos mecánicos, compresión diametral, fractura
INTRODUCCION
El sello mecánico está destinado a sustituir cada vez en mayor grado a la junta o
empaquetadura tradicional en ejes rotativos. Esto se debe principalmente a una elevada
seguridad de servicio, bajo o nulo mantenimiento, pérdidas mínimas y larga duración. Su
gama de aplicaciones es excepcionalmente extensa, siendo las principales en los sectores de
electrodomésticos, industria del automóvil, químicos, petroquímicos, aeronáuticos, espaciales
y bombas industriales y agrícolas [1-3]. En los sellos mecánicos disponibles comercialmente
las piezas sobre el eje de la bomba, tanto rotativas como estacionarias son, en general, anillos
de materiales cerámicos con geometrías más o menos complejas según su función [1-3].
En la evaluación de la resistencia mecánica de cilindros, la compresión diametral es de
uso relativamente común [4-7] y se basa en el estado de esfuerzos desarrollado cuando el
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especimen se comprime desde su superficie en la dirección de su diámetro. Sin embargo, la
evaluación de anillos en esta solicitación es inusual.
En este trabajo se estudiaron las condiciones experimentales para el empleo de una
modificación del método de compresión diametral de cilindros en la evaluación mecánica de
anillos cerámicos componentes de sellos mecánicos usados comúnmente en bombas centrífugas
de agua. Se emplearon anillos comerciales de diferentes dimensiones y se analizaron las características de la fractura en cada caso. Se evaluó la conveniencia de emplear una fórmula analítica
para el cálculo de la resistencia mecánica de los anillos dada la complejidad de la distribución de
esfuerzos para una probeta anular.
PARTE EXPERIMENTAL
1- Caracterización de los anillos cerámicos
Se emplearon dos geometrías diferentes de anillos cerámicos componentes estacionarios
de sellos mecánicos comerciales. Luego de una inspección ocular se determinaron para ambos
tipos de anillos: dimensiones, fases principales, densidad aparente, dureza y características
superficiales.
El análisis cualitativo de fases se realizó por difracción de rayos X empleando un equipo Philips con radiación de Cu Kα a 30 mA, 40 kV y una velocidad de barrido de 1°/min. Para
la obtención del valor de la densidad aparente de los anillos se empleó el método de Arquímedes en agua a temperatura ambiente. Las características superficiales de las dos caras de los
anillos se observaron por microscopía óptica empleando un microscopio metalográfico Olympus PMG3 (rango de 500X a 1000X sin inmersión). La rugosidad superficial de ambas caras
se determinó con un perfilómetro Surtronic 3+ (Taylor Hobson) equipado con una punta de
diamante de 1 µm. Se utilizó una longitud de muestreo de 1,25 mm y un ‘cut-off’de 0,25 mm.
La dureza del material se determinó por la técnica de indentación sobre las superficies pulidas
de los anillos, empleando un microdurómetro Tukon modelo 300. Se utilizó un indenter Vickers aplicado con una carga de 3,0 kg (determinada por medidas previas para obtener las
curvas dureza/carga) durante 15 s. Se realizaron tres indentaciones por muestra sobre la cara
pulida, obteniéndose el tamaño de la impronta como el promedio de todas las medidas de ambas diagonales.
2- Ensayos mecánicos
En el ensayo mecánico en compresión diametral se aplica sobre el anillo una carga
compresiva uniaxial en la dirección del diámetro, hasta la rotura de la probeta. Se empleó una
máquina universal de ensayos mecánicos INSTRON modelo 8501 servohidráulica, con
actuador hidráulico y celda de carga de 100 kN, empleando platos de compresión de acero de
50 kN y en control por posición. Los platos de compresión tienen un sistema de calibración y
un asiento esférico que permiten el acomodamiento de la probeta a ensayar asegurando la
axialidad de la carga (paralelismo de los platos).
Para que se produzca una distribución adecuada de la carga en los puntos de aplicación,
reduciendo los efectos de fricción y concentración de esfuerzos en estos puntos, se colocó un
material que actúa como “muelle” entre la probeta y los platos de compresión. Entre éste y la
muestra se interpusieron un papel blanco y un papel carbónico para determinar las
características del apoyo analizando las marcas obtenidas después del ensayo.
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Los ensayos se realizaron en aire a temperatura ambiente (temperaturas de uso de los
sellos cerámicos comerciales, según las especificaciones del proveedor: -25°C - 200°C [2, 3]).
3- Cálculo de la resistencia a la fractura
La distribución de esfuerzos para una geometría anular solicitada en compresión diametral es compleja, dificultando el cálculo de valores de resistencia a la fractura a partir de la
carga a la rotura medida en el ensayo mecánico. Sin embargo, puede hacerse una primera
aproximación al valor máximo de la tensión y así calcular valores de resistencia a la fractura
haciendo una serie de suposiciones acerca del problema. Así, si se considera al anillo como
una viga estáticamente independiente y asumiendo que [8]: a) el anillo tiene una sección
transversal uniforme, b) tiene un radio suficientemente grande en comparación al espesor radial tal que pueda aplicarse la teoría de la deflexión de barras rectas, c) la deflexión es debida
sólo al momento flector y por efecto de la tracción o compresión axial directa, despreciando
los efectos de corte y d) no alcanza en ningún punto el límite elástico, se podría calcular el
esfuerzo en tracción máximo (σMAX) que ocurre en el punto de aplicación de la carga:
σ MAX =
1,9098 PREXT
bh 2
(1)
donde: σMAX (MPa)= tensión, P(N)= carga aplicada (cuando P es la carga de rotura, σMAX =resistencia a la fractura= σF), b(mm)= espesor del anillo, REXT (mm)= radio externo del anillo,
RINT (mm)= radio interno del anillo, h(mm)= espesor radia = REXT - RINT,.
Los anillos cerámicos utilizados cumplen con las restricciones de la Ec. (1) salvo la b),
dado que el espesor radial en ambos casos es de magnitud algo mayor que el requerido. Por
este motivo, la fórmula se emplea con fines estimativos y se prevé para trabajos futuros intentar una mejora mediante la simulación numérica del problema (elementos finitos).
La distribución de los valores de resistencia a la fractura se obtuvo considerando un
estimador de la probabilidad de falla (PF), adecuado para el número de probetas usadas (N):
PF =
i − 0,5
N
(2)
RESULTADOS Y DISCUSION
1- Caracterización de los anillos
Los dos tipos de anillos cerámicos utilizados, nombrados como G y C, presentan dimensiones diferentes como se observa en la Tabla 1, que registra los valores promedio de todos
los anillos ensayados. Además, en ambos casos, las dos caras del anillo presentan características superficiales diferentes, detectables visualmente (Tabla 1)
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Tabla 1. Características de los anillos G y C
G
C
REXT (mm)
18,01±0,02
6,37±0,02
RINT (mm)
10,24±0,02
4,11±0,02
REXT / RINT
1,76±0,02
1,55±0,02
b (mm)
6,02±0,02
5,05±0,02
Cara 1 (cerámico/cerámico)*
pulido grueso
pulido grueso
Cara 2 (cerámico/O-ring)*
sin mecanizado
sin mecanizado
con ranura circular centrada
* disposición en el sello mecánico
En la Fig. 1 se muestran los difractogramas de los anillos G y C. Los patrones de difracción no evidenciaron diferencias significativas (posición, intensidad y ancho de los picos)
entre ambos tipos de anillos, identificándose α-Al2O3 como fase mayoritaria.
anillo C
anillo G
20
25
30
35
40
45
50
55
60
65
70
°2θ
Figura 1. Difractogramas de los anillos G y C
El valor medio de la densidad aparente de los anillos fue de 3,63±0,01 g/cm3 para los G
y 3,66±0,01 g/cm3 para los C. Las diferencias con la densidad teórica de la α-Al2O3 (3,98
g/cm3) podrían asociarse a la porosidad y/o a la presencia de segundas fases (indicios en los
diagramas de DRX obtenidos) tales como aditivos de procesamiento y fases vítreas.
En cuanto a las características superficiales determinadas por microscopía óptica se observaron diferencias en el grado de irregularidad de las caras 1 y 2, siendo mayor para la úti-
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ma, en ambos tipos de discos. Además, se verificó visualmente un mayor grado de pulido de
la cara 1 en los anillos C respecto de los G.
El valor de la rugosidad promedio de las medidas realizadas sobre la cara sin tratamiento superficial (2) resultó semejante para los dos tipos de anillos: 0,749±0,141 µm para los
G y 0,743±0,035 µm para los C. Por el contrario, la rugosidad promedio de las medidas sobre
la cara pulida (1) fue menor para los anillos C que para los G: 0,241±0,090 µm y 0,651± 0,01
µm, respectivamente. Estos valores concuerdan con las observaciones realizadas por microscopía óptica e inspección ocular respecto a la calidad de pulido.
La dureza Vickers medida sobre los anillos G y C fue de 18,8±0,9 GPa y 19,3±0,9 GPa,
respectivamente, en acuerdo con valores medidos en alúminas densas [9]. La diferencia determinada se puede asociar al acabado superficial y/o porosidad de los anillos G y C.
2- Comportamiento mecánico
2.1- Variables del ensayo mecánico
En ensayos preliminares se variaron la velocidad de desplazamiento del actuador y el
material muelle para estudiar las condiciones experimentales adecuadas a emplearse en los
ensayos en compresión diametral de los anillos cerámicos G y C.
El rango estudiado de velocidades de desplazamiento del actuador fue de 0,025-0,5
mm/min y 0,05-0,5 mm/min para los anillos G y C, respectivamente. Para ambos tipos de
anillos fue posible seleccionar el mismo valor de 0,05 mm/min. Las velocidades más altas se
consideraron inadecuadas ya que la falla de los anillos se producía para tiempos de ensayo
muy cortos (menores de 1 min), no dando tiempo al acomodamiento de la probeta entre los
platos de compresión (mala calidad del apoyo e incluso la rotura del papel en este tipo de ensayos). En el otro extremo, las velocidades muy bajas conducían a tiempos de ensayo extremadamente largos (mayores a 5 min), no pudiéndose descartar en estas condiciones la existencia de crecimiento sub-crítico de fisuras previo a la rotura del anillo.
En cuanto al material usado como muelle, se ensayaron cuatro condiciones diferentes:
1) sin material muelle, 2) con una plancha de cobre de 0,115 mm de espesor, 3) con grasa de
litio, 4) con grasa de sulfuro de molibdeno. Los resultados obtenidos para los anillos G y C
ensayados en todas las condiciones fueron similares. Como era esperado, el mayor efecto de
rozamiento se observó sin material muelle entre la muestra y los platos de compresión mientras que la mayor calidad de apoyo se logró empleando las grasas de Li y MoS2. Los mejores
resultados se obtuvieron con la segunda (empleada habitualmente en solicitaciones donde se
requiere minimizar la fricción), que se eligió como material muelle para el resto de los ensayos. Cuando se empleó la plancha de Cu se observó una deformación importante de la misma,
con una calidad de apoyo intermedia.
2.2- Ensayos mecánicos en compresión diametral
De acuerdo a los resultados preliminares, los ensayos en compresión diametral de los
anillos G y C se realizaron con una velocidad de desplazamiento del actuador de 0,05 mm/
min y empleando grasa de MoS2 como material muelle entre la probeta y los platos de compresión. Para cada ensayo se evaluaron las características macroscópicas de la fractura y las
curvas carga-desplazamiento y se consideró la carga a la que ocurre la primer rotura para el
cálculo de la resistencia a la fractura (Ec. (1)).
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En todos los anillos G y C ensayados la fractura ocurrió por etapas. En la Fig. 2 se presentan curvas carga-desplazamiento típicas para ambos tipos de anillos. La no-linealidad de
las curvas en las primeras etapas del ensayo se asocia al reacomodamiento del sistema (probeta/sistema de carga). En general, para ambos tipos de anillo se obtuvo una respuesta lineal a
valores de carga cercanos a la mitad de la carga media de rotura (≈ 1 kN para los G y ≈ 0,4 kN
para los C) con una mayor deformación elástica en los C (pendiente de 31±2 kN/mm y 15±2
kN/mm para los anillos G y C, respectivamente).
2,0
anillo G
1° fractura
1,0
2° fractura
anillo C
1° fractura
0,8
1,5
1,0
3° fractura
carga (kN)
carga (kN)
2° fractura
0,5
3° fractura
0,6
4° fractura
0,4
0,2
0,0
0,00
0,02
0,04
0,06
0,08
0,10
0,12
0,14
0,0
0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16 0,18
0,16
desplazamiento (mm)
desplazamiento (mm)
Figura 2. Curvas carga/desplazamiento para los anillos G y C
Las distribuciones de valores de resistencia a la fractura para los dos tipos de anillos se
muestran en la Fig. 3. Los rangos son semejantes (120-240 MPa) siendo los valores medios de
σF y de las desviaciones estándar: 195±30 MPa para los anillos G y 180±44 MPa para los C.
Estos valores resultaron algo menores que los reportados para materiales densos
1,0
1,0
anillos G
0,8
0,6
0,6
PF
PF
0,8
0,4
0,4
0,2
0,0
anillos C
0,2
140
160
180
200
220
240
0,0
σ F(MPa)
120
140
160
180
200
220
240
σ F (MPa)
Figura 3. Curvas de distribución de la resistencia a la fractura de los anillos G y C
de alúmina de alta pureza ensayados en otras configuraciones [10, 11] pero del orden de los
obtenidos para cilindros de 95-97% Al2O3 ensayados en compresión diametral [6]. La mayor
resistencia a la fractura de los anillos G, de mayor volumen que los C, contradice lo predicho
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por la teoría estadística de Weibull en cuanto a la mayor probabilidad de encontrar un defecto
de tamaño crítico en la zona de máximo esfuerzo [12]. Sin embargo, la ranura anular que presentan los anillos C en una de sus caras puede actuar como un concentrador de tensiones adicional a los defectos intrínsecos del material, dando como resultado la disminución de la resistencia del material a soportar carga respecto de los anillos G.
2.3- Características de la fractura
La fractura fue semejante para ambas series de anillos G y C. En todos los casos se produjo fractura catastrófica del anillo en etapas. En todos los anillos ensayados la fractura se
inició en los puntos de aplicación de la carga (fisuras principales), de acuerdo a la distribución
de esfuerzos predicha con el modelo aproximado (Parte Experimental, punto 3). En algunos
casos, la fractura ocurrió sobre el eje de aplicación de la carga en los puntos superior e inferior simultáneamente y en otros hubo un retardo en la fractura de un punto respecto de la del
otro. La frecuencia de ocurrencia del primer caso fue mayor entre los anillos que soportaron
mayor carga, lo cual se correspondería a una mayor energía mecánica almacenada hasta el
inicio de la fractura.
Luego de la rotura sobre el eje de aplicación de la carga, la mayoría de los anillos presentó una o dos fisuras laterales. La fragmentación total resultante de las sucesivas roturas fue
en los anillos G: 81% en 4 partes, 13% en 3 partes y un 6% en sólo 2 partes y en los anillos C:
90% en 4 partes y 10% en 3 partes. Si bien es bajo el número de probetas con poca fragmentación, éstas pueden relacionarse con el rango de valores más bajos de σF asociado nuevamente con menor energía almacenada al inicio de la fractura. La orientación de las fisuras
laterales respecto a la dirección del eje de aplicación de carga varió, en general, en el rango
30-60°, siendo algo más frecuente la rotura a 45° en los anillos C (29% en los anillos G y 42%
en los C). En los anillos C los pasos de las fisuras fueron bastante rectos, mientras que en los
anillos G esto ocurrió con mucha menor frecuencia (45%). Como consecuencia, las superficies de fractura en el primer caso resultaron planas y las de los anillos G presentaron frecuentemente relieves. Estos aspectos de la rotura de los anillos G muestran que el corte puede tener significancia en la fractura de estos materiales.
En las curvas de la Fig. 3 los valores de σF parecen agruparse en dos poblaciones diferentes tanto en los anillos G como en los C. Este efecto es mucho más pronunciado en los
anillos C, lo cual se atribuye al menor número de probetas ensayadas en este caso. La existencia de distintas agrupaciones en las curvas PF vs. σF se pueden asociar al ensayo (tales como
diferencias en las características del apoyo) o a las probetas (específicamente, distintos tipos
de defectos críticos que pueden actuar como iniciadores de la falla, determinando la resistencia). No se encontró una relación de estas diferentes poblaciones de valores de resistencia
mecánica ni con las diferencias entre las curvas carga-desplazamiento para cada anillo (límite
de carga de la zona no-lineal, pendiente de la región lineal, entre otras) o la calidad del apoyo,
fue muy buena para ambos tipos de anillos (con algunas excepciones distribuidas al azar entre
todos los especimenes ensayados) ni con las características de la fractura o los valores de dureza y densidad determinados.
Para determinar la existencia de una relación entre los quiebres de las curvas de distribución de valores de resistencia a la fractura y poblaciones múltiples de defectos de procesamiento o mecanizado, se hace indispensable hacer el análisis fractográfico ya que la inspección de las superficies de fractura de los anillos G y C no permitió la detección de los defectos
que pudieran haber actuado como iniciadores de la falla.
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CONCLUSIONES
El ensayo en compresión diametral resultó un método adecuado para evaluar el comportamiento bajo solicitaciones mecánicas de anillos cerámicos usados en sellos comerciales.
Las condiciones experimentales del ensayo afectaron los resultados y fue posible establecer los mismos parámetros de ensayo óptimos para las dos series de sellos, al menos dentro del
rango de diámetros estudiado.
Los ensayos mecánicos realizados sobre las dos series de anillos fueron reproducibles y
controlados pudiéndose descartar la influencia de las variables estudiadas sobre las variaciones
observadas, que podrían atribuirse a las características de las probetas inherentes al procesamiento de los materiales cerámicos.
La fórmula analítica usada como primera aproximación para el cálculo de las resistencias a
la fractura de los anillos permitió obtener buenas estimaciones de estos valores, que resultaron
del orden de los publicados para alúmina densa en compresión diametral de cilindros. Además,
la fractura se inició en los puntos de máxima tensión predichos por el modelo simple asumido, lo
cual da un mayor sustento al empleo de la fórmula.
REFERENCIAS
1.
2.
3.
4.
LIDERING S.A., Sellos mecánicos-serie standard, Ficha Técnica.
MECCANOTECNICA UMBRA, Tenute meccaniche frontali-serie FA, Ficha Técnica.
CARPACK, Seal-serie CSL-U, Ficha Ténica.
H.L. Price, K.H. Murray. Finite Element analysis of the diametral test of polimer moldings,
T, J. Eng. Mater. Technol., 95H, 186-191, 1973.
5. O. Vardar, I. Finnie. An analysis of the brazilian disk fracture test using the Weibull
probabilistic treatment of brittle stregth, Int. Jour. of Fracture, 11, 495-508, 1975.
6. R.H. Marion, J.K. Johnstone. A parametric study of the diametral compression test for
ceramics, Ceram. Bull., 56, 998-1003, 1977.
7. N. Ozkan, B.J. Briscoe. Characterization of die-pressed green compacts, J. Eur. Ceram. Soc.,
17, 697-711, 1997.
8. R. Roak.. Formula for stress and strain, McGraw-Hill Book Company, N.Y., 4° edición.
9. H.H.K. Xu, L. Wei, S. Jahanmir. Influence of grain size on the grinding response of alumina,
J. Am. Ceram. Soc., 79, 1307-1313, 1996.
10. M. Giovan, G. Sines. Strength of a ceramic at high temperatures under biaxial anda uniaxial
tension, Jour. Am. Ceram. Soc., 64, 68-73, 1981.
11. A.G. Tomba Martinez, A. L. Cavalieri. Surface finish and mechanical strength of dense
alumina, Mat. Res. Bull., 35, 1077-1085, 2000.
12. A. de S. Jayatilaka. Fracture of engineering brittle materials. Applied Sci. Publishers, LTD,
1979.
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