Aumento de la Resistencia a la Fatiga de un Acero Eutectoide

LatinAmerican Journal. of Metallurgy and Materials,' Vol. 6, Nos. 1 & 2 (1986)
Aumento de la Resistencia a la Fatiga de un Acero Eutectoide Mediante Tratamientos
Termomecánicos
Carlos Luis Ñáñez* y Joseph Gerald Byrne
t
* Corpovén, S. A .. División Barinas, Campo La Mesa. Apartado
t Department
of Materials
Science and Engineering.
University
89. Barinas
5201A, Edo. Barinas,
Venezuela.
of Utah, Salt Lake City, Utah 84112, U.S.A.
Una combinación 01.'tratamientos
mecánicos y térrnices hajo la denominación de tratamientos
termomecánicos
(TTM). fueron utilizarlns para mejorar la resistencia a la fatiga de un acero eutectoide. Los ensayos preliminares
detectaron un aumento de la dureza del
material serruido oe un ablandamiento
del mismo para TTM's realizados a 400 y 500 "C respectivamente.
Por otra parte. para TTM's realizados a :'IijO,,(: el material experimentó un aumento de la dureza sin un posterior ablandamiento.
La condición límite para la iniciación
oe gTietas por fatiga (L'l.K/, P\h' fue definida como el valor máximo 01'1 factor de intensidad cíclico. L'l.K(normalizado por la-raíz cuadrndn del radio de curvatura de la muesca) por debajo del cual ninguna grieta (observahle a400 X) se iniciará en HJ6ciclos. La determinación 01' la condición límite para la propagación
de las mismas. siendo ésta definida como el valor de L'l.Kthpara una velocidad de
propagación 01' grieta da/d N de 1 X 10-10 m/ciclo. Un aumento <leL'l.Kthfue obtenido en todos los casos pero con Una cierta disminución
O" {/\K/\
P)th'
Fatigue Resistance Improvement
of Eutectoid Steel by Thermomechanical
Treatments
A cornbination of thermal and merhanical treatment
which are better known as thermomecanical
treatrnents
(TMT) were used to
improved thc fatigue resistance of eutectoid steel. Studies forTMT's at 400 and 500·C show a steady increase in hardness but followad
by n softening. However. for T'M'I''s at 350 0(: the material hardened up to a máximum value without experiencing any detectable softening', The inÍcation threshold condition (L'l.K/, P)th. is defined as the rnax irnum stress intensity range (norrnalized by the square root of
the notch radius) helo'" which no crack will form in l(f fatigue cycles. The Kvdecreasing technique ano the K-increasingtechnique
were
usen to detemine the fatigue crack arrest threshold ano the fatigue-crack growth rnte, respectively, The fatigue-crack
arrest threshold.
L'l.K.h.is dofined as the L'l.Kvalue at which the rateof crack growth (d a/d N) is less than 1 X 10-10 m/cycle, In the present work. the (L'l.K/
" P)th was found to decrease with increasing L'l.Kth.
-
INTRODUCCION
Trabajos recientes [1-5] han estudiado la posibilidad de obtener un acero perlítico con alta resistencia y
ductilidad mediante la utilización de TTM's
das de deslizamiento, las cuales inducen a la iniciación de
grietas [9]: lo que significa que una disminución de la
movilidad de las dislocaciones redundará en un aumento
de la resistencia del material a la iniciación de grietas
cuando sea sometido a esfuerzos cíclicos.
Un TTM similar al usado en el presente trabajo fue
desarrollado
originalmente
por Cairns y Charles [6] y
Grange [7] quienes observaron un mejoramiento simultáneo de la resistencia y ductilidad del material. Estos
TTM's consisten en laminar perlita gruesa para orientar
la cementita en una dirección; luego, el acero es tratado
térmicamente a temperaturas
que pueden ser superiores
o inferiores a la temperatura
eutectoide (Al)'
La utilización de muestras mecanizadas
con una
muesca para estudiar: el comportamiento
de los materiales metálicos al ser sometidos a esfuerzos cíclicos es
ampliamente conocida. Algunos investigadores
[10-14]
han sugerido como parámetro,
para el análisis de la
resistencia a la iniciación de grietas de un material,
óK/\ p en donde.AK es el factor de intensidad cíclico yp
es el radio de curvatura de la muesca.
Kao y Byrne [4-5] han sugerido que la resistencia
la iniciación y propagación de grietas por fatiga de
acero perlítico TTM, puede ser mejorada mediante
reducción del espacio interlaminar y por la formación
subgranos en la ferrita interlaminar, como resultado
tratamiento
térmico a que fue sorrietido el materiaL
a
un
la
de
del
A~ graficar el mencionado parámetro,
es decir,
óK/\ p en función del número de ciclos necesarios para
la iniciación de una grieta Ni' variando el radio de curvatura de la muesca p. se obtiene una familia de curvas las
cuales convergen a un valor límite (óK/\ p)th por debajo
del cual ninguna grieta se formará. óK/\ p y Ni están
relacionadas
por la siguiente ecuación [13]:
Fowler y Tetelman [8] observaron que la ferrita
proeutectoide
reduce la velocidad de propagación
de
grietas en los aceros hipoeutectoides,
pero les confiere
una menor resistencia a la iniciación de grietas especialmente en la región de elevados esfuerzos [4-5];
(1)
Uno de los aspectos importantes en el estudio de la
fatiga de materiales ha sido la identificación de las ban-
en donde:
materiaL
24
Bi y
ITl¡
son constantes
características
del
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 6, Nos, 1 & 2 (1986)
ejecutados después de ser dichas muestras tratadas térmicamente a 350, 400 y 500°C durante 100, 400 y 300
segundos respectivamente,
en un baño de Pb, seguido de
un enfriamiento en aire. Ver ejemplo en Fig. 1.
El análisis de la resistencia a la propagación de grietas por fatiga de un material puede ser dividido en tres
etapas. La primera se caracteriza por la determinación
de la condición límite para la propagación de una grieta
f\~h' la cual se define como el valor de f\K correspondiente a una velocidad de propagación da/dN en m/ciclo.
También puede ser definido como el valor de f\K por
debajo del cual no ocurre ninguna propagación apreciable de la grieta. En la segunda etapa la propagación de la
grieta está perfectamente
descrita por la ecuación de
París [191.
da/dN = C (f\K)n
1400
®
MATERIAL
@
MICROESTRUCTURA
DESORDENADA
MICROESTRUCTURA
ORIENTADA
o
1200
(2)
®
MATERIAL
RECIBIDO
TERMOMECANICAMENTE
TRATADO
15 min
1090·C
1000
en donde: a es la longitud de la grieta, N es el número de
ciclos, f\K es el factor de intensidad cíclico, C y n son
constantes características
del material. Finalmente, en
la etapa 3la velocidad de propagación aumenta hasta la
fractura del material.
~ 800
______________
zg~·C
<
a::
690°C
:::>
~ 600
a::
w
Q.
PARTE EXPERIMENTAL
300 s
~
...
W
El acero eutectoide CEV AR (Consumable Electrode
Vaccum Are Remelted) utilizado en la presente investigación fue suplido por la Bethlenhem Steel Co. En la
Tabla 1 se da la composición química de dicho acero.
TABLA
COMPOSICION
400
LAMINACION
2.00
75 %
A
1
o
QUIMICA DEL ACERO
TIEMPO
Fis. 1. Tratamiento temomecánico 75-500-300.
Elemento
% en peso
C
Mn
P
0,85
0,77
0,002
0,008
0,17
0,2
0,002
0,02
0,05
0,03
0,002
0,005
S
Si
Mo
V
Ni
Cr
Cu
Sn
Al
La nomenclatura
empleada para identificar el tipo
de TTM a que fue sometido el material, indica el porcentaje de reducción del espesor de la muestra debido al proceso de laminación, la temperatura
y el tiempo de duración del tratamiento
térmico, por ejemplo: Material:
75-500-300.
75 = Material laminado 75%.
500 = Temperatura
en grados centígrados.
300 = Tiempo en segundos.
Previamente a los ensayos de fatiga, la dureza superficial de cada muestra tratada termo mecánicamente fue
medida con un duró metro marca Clark en la escala R (30N), realizando los ensayos de tracción en una máquina
Instrom a una velocidad de deformación de 2,117 X 10-5
mis, siendo la sección de la muestra sometida al ensayo
propiamente dicho de 5,08 cm.
Elmaterial recibido fue mecanizado en muestras de
10 X 5 X 0,4 cm. Estas muestras de acero fueron tratadas térmicamente
a 1090 °C por 15 minutos, obteniéndose un material con una mícroestructura
austenítica, la
cual fue isotérmicamente
transformada
a 690 °e por 24
horas en perlita gruesa. Siendo el enfriamiento a temperatura ambiente del material en el horno y la conducción
de todo el proceso en una atmósfera de argón. Seguidamente, las muestras fueron laminadas 75% (1 mm de
espesor) para orientar la estructura perlítica en una sola
dirección. Nuevas muestras fueron mecanizadas
para
los ensayos de dureza, tracción y fatiga, los cuales fueron
Para los ensayos de la resistencia a la fatiga se
emplearon muestras rectangulares
de 90 X 19 X 1 mm
con una muesca de 0,5 mm de longitud y 0,2 mm de radio
de curvatura. Para ello fue necesario la utilización de un
alambre de acero de 0,254 mm de diámetro conjuntamente con una solución abrasiva (Tabla 2) que era añadida entre el alambre en movimiento y la muestra de
acero durante el corte o elaboración de la muesca.
25
LatinAmerican Journal oi Metallurgy and Materials, Vol. 6, Nos. 1
TABLA
SOLUCION
2
fue propagada
1,5 mm a partir de la base de la
muesca.
Finalmente, la técnica K-ascendente [18] fue usada
en la obtención de datos necesarios para correlacionar
da/dN y.ó.K.
ABRASIV A
Compuesto
Cantidad
100 cm"
70 gr
20 cm"
Glicerina
Carburo de silicio (600 Mesh)
Agua
RESULTADOS
La variación de la dureza debido a los diferentes tratamientos termomecánicos a que fue sometido el acero se
muestra en la Fig. 2, observándose fundamentalmente
dos fenómenos: (1) el material experimentó un endurecimientos hasta un valor máximo de 59,7; (2) posteriormente, el material sufre una disminución de su dureza.
Ambos fenómenos están perfectamente definidos por las
curvas 75-500-t y 75-400-t, Sin embargo, la curva 75-350t indica un aumento de la dureza sin ninguna disminución apreciable de ésta. Debe tenerse presente en el
análisis de los ensayos de dureza ralizados, que el material después de laminado tiene una dureza de 54 R
(30-N).
Las muescas fueron pulidas electrolíticamente
con
la solución de Bollman (Tabla 3) para poder medir la longitud de la grieta con un microscopio viajero.
TABLA
3
SOLUCION DE BOLLMAN
Compuesto
& 2 (1986)
Cantidad
860 cm3
51 cm"
100 gr
60
59
58
z
,
Los ensayos de fatiga fueron ejecutados en una
máquina M.T.S. sinusoidalmente
en tensión-tensión
(R = 0,10) yen aire a una frecuencia de 10 Hz. Para el
estudio de iniciación de grietas por fatiga, N¡¡fue definido
como el número de ciclos requeridos para formar una
grieta de 20 1-'- en la base de la muesca y Nif como el
número de ciclos para formar una grieta de 1 mm, es
decir, del ancho de la muestra.
o
'"
a:
- 38,48 (a/w)3
y
.ó.K
+ 18,7 (a/w)2
+ 53,85
u
u.
..,
=
y.ó. a
(3)
Va
(4)
55
a:
Q.
54
:::>
U>
-c
53
MATERIAL:
52
• 7~-400-t
.75-500-1
N
w
a:
:::>
"
••••
75-350-1
51
50
1
100
10
'900
TIEMPO(SEG)
Fíg. 2.
Variación de la durezu
miento térmico.
con ,,1 tiempo de duración
del trata-
Los resultados de los ensayos de tracción se muestran en la Tabla 4, pudiéndose observar que para TTM's
a 400 y 500°C, ay y au disminuyeron y la ductilidad
aumentó con respecto al material laminado 75%, exceptuando el TTM a 350°C que experimentó un aumento de
ay y au con una leve disminución de la ductilidad .
-
(a/w)'
56
.J
:'!
Siguiendo lo sugerido por Rolfe y Barson [11] Ni; y
Nif fueron graficados versus .ó.K/"IP en donde .ó.K es er~
factor de intensidad cíclico y p es el radio de curvatura de
la muesca . .ó.K fue calculado usando el factor de corrección finita de Pook (15) para muestras con una sola
muesca. El factor en cuestión es como sigue:
y = 1,99 - 0,41 (a/w)
57
TARLA
en donde a y w son la longitud y el ancho de la muesca respectivamente y .ó.a es el esfuerzo cíclico aplicado.
PROPIEDADES
La condición límite para la iniciación de grietas por
fatiga (.ó.K/"IP)th fue definida como el valor de (.ó.K/Jp)
por debajo del cual no se observó (a 400 X) la formación
de ninguna grieta en 1()6ciclos.
La condición límite para la propagación de grietas
LX~h fue definida como el valor de.ó.K correspondiente
a
da/dN = 10-10 m/ciclo.
La técnica K-descendente. [17] fue empleada en la
determinación de .ó.~h' teniendo presente en todo momento el tamaño de la zona plástica [16]. Debe señalarse,
que previamente a la obtención del valor de .ó.K.hla grieta
4
MECANICAS
Material
Límite de
fluencio
(T 11(MPa)
Reniet. rná:r.
o la traccién
(Tu (MPa)
75%
75-350-100
75-400-400
75-500-300
1266
1314
1155
1016
1333
1350
1291
1056
Elong.
U?
/"
1.7
1.2
2,6
5,9
En la Fig. 3 se muestran los resultados obtenidos en
términos del número de ciclos para formar una grieta de
26
Revista
Latinoamericana
de Metalurgia
y Materiales,
Vol. 6, Nos. 1 & 2 (1986)
MATERIAL:
*
2xl
A
e
o,
75 %
75-350-100
•
75-400-400
•
75-500-300
"
~. hd03
~ 9xl02
<l 8xl02
7xl02
6xl03
Nii (ciclos)
Fig, ~. ReRistencia
a la iniciación
20 pm, N¡¡.Una relación lineal entre 10gN¡¡ y log (~K/\
fue observada de acuerdo con la ecuación (1).
de grieta"
por fatiga
p)
en términos
de N¡¡.
2000
MATERIAL:
Un comportamiento
similar al descrito anteriormente fue observado en la Fig. 4, en donde el lag Nif varía
linealmente con ellog (~K/\ p), siendo N¡f el número de
ciclos necesarios para formar una grieta de 1 mm.
*A
•
1500
•
75%
Th-,~O-IOO
75-400-400
75-500- 300
o
a.
~
~
<,
MATERIAL:
*
"
<1
75 %
1000
.•. 75-350-100
~
•
75- 400-400
•
75-500-300
3
500L-~----------~~--~~----------~~--~
Ixl0
1,103
~ 9)(102
Ixl04
5,10'
81(102
Nif-Nii
Fig. 5.
5xl03
5XI04
Nif
Fig, 4.
Resistencia
a la iniciación
minos de Nif.
(e
de microgrietas
por fatiga en términos
de grietas
por fatiga
De igual forma, todos los resultados obtenidos de los
ensayos de propagación
de grietas por fatiga fueron
agrupados en la Fig, 6 indicándose la variación de ~K
con da/dN (Ver Tabla 5).
en tér-
Finalmente, las condiciones límites para la iniciación y propagacion de grietas fueron encontradas relacionadas como se puede observar en la Fig. 7.
5
(/I"K\ P}th
B¡¡
nu,
B¡f
'I11ij
e
rI
(MPa)
4)l9 x 1063
1)19 X 1013
1.7!l X
1.26 X 1015
- 19,58
2.99
5.80
3.56
1.70 x 1066
2.4~ X 1014
5.08 x 1022
1.85 X 1013
- 20.38
3.34
5.89
2.91
9.24 x 10-11
4.~2 X 10-10
7.21 x 10-11
9.56 X 10-1l
2.27
1.44
2.26
1.96
1012
912
948
792
.o=
de (Nw
Ixl05
TABLA
75%
7.S-~50-100
75-400-400
75-500-300
Nii).
1'105
ictoe l
El número de ciclos requeridos para propagar una
grieta de 20 pm a lo ancho de la muestra o base de la
muesca (N, - N¡¡), es graficado versus el parámetro
~K/\ p en la Fig. 5.
Material
Propagación
5,104
(Ciclos)
27
M<th
(MPa \ m)
3,1
3.7
3,3
5,5
LatinAmerican Journal oi Metallurgy and Materials, Vol. 6, Nos. 1 & 2 (1986)
DIseUSION
DE LOS RESULTADOS
La idea de mejorar simultáneamente
la resistencia a
la iniciación y propagacín de grietas por fatiga no ha sido
considerada posible, sin embargo, Kao y Byrne [4]' han
observado que materiales compuestos "in situ", como el
estudiado en el presente trabajo, poseen combinaciones
especiales de resistencia y ductilidad, que hacen factible
un mejoramiento simultáneo de ambas propiedades.
10-
En la Fig. 2, los TTM's realizados a 350 y 400 -c
poseen una mayor dureza y el TTM a 500 "C una menor
dureza respectivamente,
en relación al valor-de 54 R(30N) del material laminado 75%. Por lo tanto, no existe una
relación definida que indique que una mayor dureza
redunde en un aumento de la resistencia a la iniciación de
grietas en esa misma proporción, como puede observarse
en la Fig. 3, en donde los valores límites para la iniciación
de grietas de los TTM's, es decir, los materiales 75-350100, 75-400-400 y 75-500-300, son inferiores al del materiallaminado 75%. Sin embargo, otros investigadores
[4]
han obtenido resultados que dan indicios de una posible
relación directa entre un aumento de la dureza con un
correspondiente
aumento de la resistencia del material a
la iniciación de grietas.
MATERIAL:
*
75 %
.a.
75-350-100
•
75-400-400
•
75-500-300
10-10
2
4
6
20
8 10
40
60 80100
Examinando la Fig. 6. se puede notar que los tres
TTM's 75-350-100. 75-400-400 Y75-500-300. poseen valores límites de propagación superiores al material lamjnado 75%. lo que corrobora la existencia de una relación
inversa entre ambos valores límites como la mostrada en
la Fig. 7. Sin embargo, debe notarse una nueva contradicción a lo normalmente
esperado debido a que un
aumento de la dureza generalmente
implica una disminución de d~h' lo cual no ocurrió para los TTM's 75-350100 y 75-400-400 que poseen valores de dureza mayores a
las del material laminado 75%.
200
AK(MPov'1ii")
. Fig. 6.
1000
Velocidad de propagación
ción de ~K.
Al analizar las Figs. 3 y 4 se puede apreciar que en la
región de altos esfuerzos en donde dK/\ p es proporcional a N¡¡ y N¡C el material TTM 75-400-400 posee la resistencia mayor a la iniciación de grietas e inclusive a la
propagación de microgrietas como puede constatarse en
la Fig. 5. Por lo tanto. desde este punto de vista el material 75-400-400 reune las características
necesarias para
ser considerado superior en comparación con el material
laminado 75%.
MATERIAL:
*
* 75%
..t. 75-350-100
•
~
~
~
de grietas por fatiga da/dN en fun-
• 75-400-400
• 75-500-300
(11K/vp)t~ = 1.237-82,44I1Kt~
~ 900
~
"-
'~
"
CONCLUSIONES
800
7002L-----~3~-----4~----~5~-----76-·----~7--~
Fig. 7.
1.
Al someter el acero eutectoide a los distintos
tratamientos
termomecánicos
resultó en un
endurecimiento del mismo seguido de un ablandamiento. El proceso de ablandamiento
prevalece a temperaturas
mayores (cerca de Al) yel
proceso de endurecimiento predomina a temperaturas menores (~ 350 De).
2.
Para optimizar la resistencia a la iniciación y
propagación de grietas por fatiga, es necesario
realizar tratamientos
térmicos de menor duración, conjuntamente
con una reducción del espacio interlaminar
de la perlita.
•
IIKth (MPaVilf)
Relación lineal entre las condiciones límites para la iniciación
y propagación de grietas.
28
Revista Latinoamericana
3.
de Metalurgia y Materiales, Vol. 6, Nos. 1 & 2 (1986)
7.
Ambos valores límites para la iniciación y propagación de grietas por fatiga están linealmente relacionados.
R. A. Crange. Second Int. Conf. on the Strength of Metals and
Alloys. Vol. III. ASM. Cleveland. OH (1970) 861.
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