resistencia al desgaste e impacto de fundiciones esferoidales

CONAMET/SAM-SIMPOSIO MATERIA 2002
RESISTENCIA AL DESGASTE E IMPACTO DE
FUNDICIONES ESFEROIDALES PARCIALMENTE ACOQUILLADAS
B. Ceccarelli (a), M.R.Martínez Gamba(b), R.A. Martínez(a) , R.C. Dommarco(b)
a
Div. Metalurgia – INTEMA, b Grupo Tribología
Univ. Nac. de Mar del Plata, Av. J.B.Justo 4302 – B 7608 FDQ Mar del Plata - Argentina
e-mail: [email protected], [email protected]
RESUMEN
La metalurgia de las fundiciones muestra que si la velocidad de enfriamiento durante la solidificación se
incrementa, existe una tendencia a la precipitación de carburos (acoquillado), cuya dureza le confiere al
material buena resistencia a la abrasión. La velocidad de enfriamiento puede controlarse mediante el uso
de enfriadores ubicados estratégicamente en el molde de colada. Además, la microestructura obtenida no
requiere tratamiento térmico posterior y el proceso de colada permite la obtención de geometrías
complejas , lo cual resulta en un costo de fabricación muy competitivo.
Si bien la presencia de carburos es beneficiosa para mejorar la resistencia al desgaste, promueve una
disminución de la resistencia al impacto. Esta característica resulta de importancia en aquellas
aplicaciones que combinan solicitaciones de impacto y desgaste.
En el presente trabajo se obtuvieron microestructuras parcialmente acoquilladas mediante el uso de un
enfriador en un cuerpo de prueba. El material obtenido fue evaluado al impacto y al desgaste por
abrasión. Además, se realizó el análisis microestructural, el relevamiento de los perfiles de dureza y
porcentaje de carburos en función de la distancia al enfriador y la caracterización de las superficies de
fractura mediante microscopía electrónica de barrido.
Si bien la resistencia al impacto de las de las aleaciones estudiadas resultó bajo como consecuencia de la
presencia de carburos, se logra obtener valores de referencia. El contenido de carburos alcanzo el 70% en
la aleación hipoeutéctica aleada con 0,5% de Cr y 0,5% de Mn. La profundidad del acoquillamiento, para
una caída del 50% en el contenido de carburos, fue del orden de los 30 mm, resultando de interés para su
aplicación en piezas de sacrificio, que pierden un gran volumen por desgaste.
Palabras claves: Fundición de hierro, Enfriamiento Rápido, Carburos, Impacto, Desgaste, Abrasión
1.
INTRODUCCION
Es usual que los elementos mecánicos ferrosos
bajo condiciones de altas tasas de desgaste por
abrasión, sean sometidos a algún tipo de
tratamiento superficial, ya sea de modificación y/o
recubrimiento, con el objetivo de mejorar la
resistencia al desgaste. Si bien estas técnicas son
efectivas frente a determinados tribosistemas, la
profundidad afectada es limitada y a menudo
poseen un costo elevado. En caso que el material
base utilizado sea fundición de hierro, aportes de
Recubrimientos Duros aportados por soldadura de
arco eléctrico suele presentar problemas de fisuras
presenta problemas de fisuras, aparte de problemas
de escorias atra padas debido a las múltiples
pasadas para evitar la dilución.
Por otro lado, la tecnología actual, permite la
práctica de tratamientos superficiales por refusión
mediante láser, TIG, arco transferido por plasma,
etc., que promueven la precipitación de carburos,
eliminando total o parcialmente el grafito libre. El
uso de la refusión por arco transferido por plasma
en la fundición laminar fue estudiada por Dai, et
al. [1], observando que el volumen de carburos de
hierro precipitados y la dureza, hasta 460 - 570 HV
(46-53 HRC), aumentan con la disminución del
contenido de Si. También se utilizó el proceso TIG
de refusión [2] para obtener el endurecimiento
superficial de fundición gris, observándose que la
tasa de desgaste por abrasión se reduce al ~25%.
El estudió de la resistencia al desgaste por
abrasión, en un sistema pin-on-disk, de fundición
nodular acoquillada [3], mostró que la resistencia
aumenta con el contenido de Ni en la aleación y
con la velocidad de enfriamiento, es decir con el
contenido de la fase carburo. Sin embargo, y de la
misma forma que en recubrimientos duros, estas
técnicas a menudo son difíciles de controlar,
además de ser de alto costo relativo.
Sin embargo, la metalurgia de las fundiciones
muestra que si la velocidad de enfriamiento
durante la solidificación de una fundición con
grafito libre se incrementa, existe una tendencia a
la precipitación de carburos (acoquillado), cuya
dureza le confiere al material buena resistencia a la
abrasión. La velocidad de enfriamiento en la
solidificación
puede
controlarse
(aumentarse)
mediante
el
uso
de
enfriadores
ubicados
estratégicamente en el molde de colada. Además,
el control de la microestructura de la matriz,
mediante una adecuada selección de los elementos
de aleación, permite obtener una resistencia al
desgaste satisfactoria, posibilitando la eliminación
del tratamiento térmico posterior, lo que resulta en
una importante reducción del costo de producción.
Si bien es ampliamente reconocido que la
presencia de carburos tiende a aumentar la
res istencia al desgaste, esta posibilidad está
íntimamente ligada a la dureza, forma, tamaño,
fracción en volumen, distribución, cohesión con la
matriz, etc. [4]
de espesor, correspondientes a zonas que son
identificadas desde la 1 contra el enfriador y como
Mediante el uso de enfriadores se obtiene una
mayor profundidad de acoquillamiento, muy
superi or a la observada en los procesos de refusión
[5], siendo ventajoso en aplicaciones especiales.
De esta forma se mejoran selectivamente
determinadas
propiedades,
aumentando
la
resistencia al desgaste en la superficie y
manteniendo un núcleo con aceptable tenacidad.
2, 3, 4 y 5 a medida que se alejan del enfriador.
La composición química de las coladas obtenidas,
denominadas en adelante C1, C2 y C3, se verificó
mediante espectrometría de emisión óptica por
chispa. Los valores medidos se listan en la Tabla I.
Cu
Cr
Ni
Si bien la bibliografía muestra trabajos relativos al
estudio de la resistencia al desgaste [6] y la
tenacidad a la fractura [4-5-6] de la fundición
nodular acoquillada con tratamiento posterior de
austemperado, no existen reportes sobre estudios
de resistencia al desgaste y al impacto de fundición
nodular en estado “as -cast”. La combinación de
estas propiedades, resulta de importancia en
aquellas aplicaciones que combinan solicitaciones
de impacto y desgaste, siendo necesario, conocer
la respuesta frente a este tipo de solicitación y,
además, disponer de valores de referencia
comparativos para el diseño.
C1 3,32 1,77 0,18 0,05 0,06
--
--
En el presente trabajo se estudiará la resistencia al
desgaste e impacto de tres aleaciones de fundición
esferoidal, una hipoeutéctica sin al ear, una
eutéctica aleada con Cr, Mn, Ni y Cu y una tercera
hipoeutéctica aleada con Cr, Mn, Ni y Cu.
2.
METODOLOGIA EXPERIMENTAL
Las coladas empleadas fueron obtenidas en la
Planta Piloto de la Div. Metalurgia - INTEMA,
con un horno de inducción de 3 KHz y 65 kg de
capacidad. La nodulización e inoculación se
realizó utilizando métodos convencionales, en
cuchara de 40 kg con bolsillo de nodulización. La
Figura 1 muestra el diseño del modelo de placa
utilizado [4-6] para la extracción de muestras,
incluyendo un enfriador de cobre en el extremo de
37x37x200
mm.
La
placa
obtenida,
de
25x180x225 mm, permite la extracción de
secciones paralelas al enfriador de 25x180x10 mm
Figura 1. Esquema del modelo y enfriador de
cobre utilizados, mostrando los cortes
realizados para la extracción de muestras,
zonas 1 a 5.
C
Si
Mn
Mg
S
P
CE
0,02 0,06 3,91
C2 3,42 2,90 0,56 0,06 0,62 0,47 0,61 0,02 0,07 4,38
C3 3,35 1,87 0,54 0,08 0,57 0,49 0,57 0,01 0,07 3,97
Tabla I. Porcentaje de los elementos de aleación de
las coladas C1 y C2, estudiadas en el presente
trabajo. CE, carbono equivalente.
La preparación de las muestras para su
observación al microscopio óptico, se realizó
aplicando las técnicas convencionales de corte,
desbaste y pulido mecánicos y el ataque químico
con Nital 2%. Se cuantificó la presencia de
carburos utilizando un software para el análisis de
imágenes, destacando la fase carburo, respecto de
la matriz, mediante el ataque químico con
persulfato de amonio. Se relevaron los perfiles de
dureza en función de la distancia desde la
superficie acoquillada, empleando el método
Rockwell C.
Los ensayos de desgaste por abrasión se realizaron
en el laboratorio del Grupo Tribología, de acuerdo
a la norma ASTM G 65-94 [7], utilizando el
procedimiento A. El desgaste relativo, E, se
calculó a través del cociente entre la variación de
peso del material de referencia, acero SAE 1010, y
la variación de peso del material bajo estudio.
Probetas prismáticas de 10x10x55 mm y sin
entalla (ASTM E23) fueron obtenidas de las zonas
1 a 5 de las placas, para evaluar la resistencia al
impacto. Los ensayos se llevaron a cabo utilizando
un péndulo y las superficies de fractura fueron
examinadas mediante
barrido (SEM).
3.
microscopía
electrónica
de
RESULTADOS Y DISCUSION
El análisis de la microestructura muestra que en la
colada C1 hay una precipitación de carburos cerca
del enfriador, 37% a 2mm del mismo,
disminuyendo hasta un valor estable más allá de
los 36mm (~10%), como se observa en la Figura 2.
El resto de la matriz resultó perlítica cerca del
enfriador, en tanto que en zonas más alejadas, se
observó la presencia de ferrita tipo “bull-eye”, a la
vez que el conteo nodular, a 2 mm y a 30 mm del
enfriador, pasa de 1140 a 400 nod/mm2
respectivamente. En la colada C2, el contenido de
carburos fue de ~16% a 2 mm, mientras que los
valores
estabilizados,
lejos
del
enfriador,
Figura 3. Macroscopía que muestra la
orientación de la estructura de solidificación
según la dirección de extracción del calor.
Ataque con Nital 2%.
Figura 4: Perfil de dureza en función
de la distancia al enfriador.
30 mm, en coincidencia con el mayor contenido de
carburos de la misma.
Figura 2: Porcentaje de carburos
en función a la distancia del enfriador.
resultaron similares a los de C1, ~10% a 36mm. La
matriz resultante fue del tipo perlítica en todas las
zonas, mientras que el conteo nodular varía desde
~1250 a 300 nod/mm2 cuando se pasa de 2 a
36mm del enfriador. La colada C3 mostró el
contenido de carburos más elevado, con valores de
~75% a 2 mm y ~43% a 36 mm, con un valor
estabilizado en ~20%, más allá de los 70 mm
desde la coquilla. El conteo nodular fue de 950 y
180 nod/mm2 a 2 y 36 mm, respectivamente.
La Figura 3 muestra la macroestructura obtenida
para la colada C3, observándose la influencia del
enfriador en función a la direccionalidad de la
estructura de solidificación. Se aprecia que en las
zonas 1, 2 y 3, en contacto con el enfriador y por lo
tanto con una alta velocidad de enfriamiento,
muestra una estructura de tipo columnar. En las
zonas 4 y 5 se observa que el enfriamiento de la
placa esta gobernado por el molde de arena y no
por el extremo. El análisis cuantitativo de la
microestructura arrojó los valores listados en la
Tabla II.
La Figura 4 muestra los perfiles de dureza de las
coladas, observándose que los valores máximos
corresponden a la colada C3, aun más allá de los
La Figura 5 muestra los resultados obtenidos en
los ensayos de desgaste por abrasión. Los mismos
están expresados como la resistencia al desgaste
relativo (E) en función de la distancia al enfriador.
Para la colada C1, se observa claramente que la
resistencia al desgaste sigue una tendencia similar
a la observada, tanto para la distribución de
carburos como para la variación de dureza. En la
colada C2, el comportamiento parece ser atípico,
ya que la resistencia al desgaste aumenta para las
zonas alejadas del enfriador, o de menor dureza y
conteo nodular. Por último, la colada C3 muestra
un máximo en la zona 2, disminuyendo mas allá de
los 20 mm, con valores que duplican la resistencia
de las coladas C1 y C2.
Mientras que en las zonas 1 y 2 prevalece la
elevada presencia de carburo de hierro en las tres
coladas, el efecto del Cr y del Mn en una fundición
hipoeutéctica
(C3)
produce
una
mayor
precipitación
de
carburos,
superando
marcadamente los porcentajes de la colada C1
(hipoeutéctica sin alear) y, aún más, los de la
colada C2 (eutéctica aleada). El agregado de
elementos de aleación favoreció la formación de
carburos de hierro, justificándose su uso en
fundiciones con CE del orden del 4%. En la colada
C3 se mantuvo la presencia de Cu y Ni, actuando
como perlitizantes y por lo tanto evitando la
formación de ferrita. Debe tenerse en cuenta que,
aún cuando el contenido de fase carburo es mayor
cerca del enfriador, la respuesta de segundas fases
evidencia en la Figura 6 observándose muy bajos
valores de la colada C3.
Figura 5: Resistencia al desgaste relativo (E)
en función a la distancia del enfriador.
depende de su dispersión, tamaño, cohesión con la
matriz, etc.
Los valores de energía absorbi da en ensayos de
impacto (resiliencia) son listados en la Tabla II y
Fig. 6: Energía absorbida al impacto
graficados en la figura 6. Muestran que la colada
C3 es la que absorbe menos energía, aún en las
zonas alejadas al enfriador, mientras que las
coladas C1 y C2 muestran un incremento frent e a
solicitaciones de impacto por detrás de la zona 3;
en estas se aprecia claramente, como las zonas 1, 2
y 3 absorben menos energía que las zonas 4 y 5.
Esto se debe al elevado contenido de carburo y
perlita de la colada C2, mientras que la colada C1
presenta en el bulk una matriz ferrítico-perlítica
con menor contenido de carburos (~10%).
Las superficies de fractura analizadas mediante
SEM muestran como mecanismo predominante al
clivaje, como es lógico para estructuras como las
presentes en la muestras ensayadas. Sin embargo,
es posible observar diferencias entre las zonas 1 de
las coladas C1, C2 y C3 en la figura 7a, b y c
respectivamente. La figura 7.c) muestra una
superficie de fractura más plana que las observadas
en las coladas C1 y C2, figura 7.a ) y 7.b)
respectivamente. Nótese además que en la 7.c) no
se observa prácticamente ningún nódulo de grafito
dado que la estructura de esta muestra presentó un
alto porcentaje de carburos, lo cuál también se
Figura 7. Superficies de fractura
correspondientes a la zona 1 de las coladas C1
(a), C2 (b), C3 (c).
4.
CONCLUSIONES
La utilización de enfriadores de cobre en sitios
estratégicos en un molde permiten incrementar las
velocidades de enfriamiento rápido, promoviendo
microestructuras de alta dureza resistentes al
desgaste.
La colada C3 (hipoeutéctica de baja aleación)
mostró el mejor comportamiento frente a la
abrasión, pero con baja capacidad de absorber
cargas de impacto. La colada C2 mostró un
comportamiento atípico, ya que la resistencia al
desgaste aumentó para las zonas alejadas del
enfriador, o de menor dureza.
Se obtuvieron valores de referencia comparativos
para el diseño de componentes que combinan
solicitaciones de impacto y desgaste realizados en
fundición nodular en estado “as-cast”.
5. REFERENCIAS
1 Dai, W. S.; Lui, T. S.; Chen, L. H.; 1999,
“Characteristics of cementite formation in the
surface layer of flake graphite cast iron formed by
plasma trasferred arc remelting”, Int. J. Cast
Metals, 12, 119-125.
2 Dai, W. S.; Lui, T. S.; Chen, L. H.; 1999,
“Characteristics of surface remelted hardfacing
spheroidal graphite cast iron using the plasma
transferred arc process”, Int. J. Cast Metals, 12,
233-240.
3 Chithambaram, S.; Chinnathambi, K.; Krishna
Kumar, R.; Prabhakar, O.; 1987, “FEM modelling
and quality assesment of TIG surface remelted
pattern grade cast iron”, AFS Transactions, 401410.
Zona
[mm
desde
enfriado
r]
Energía[J]
Carburos [%]
4 Hemanth, J.; 2000, “Wear characteristics of
austempered chilled ductile iron,” Wear, 21, 139148.
5 Distéfano, A.; Martínez Gamba, M.; Dommarco,
R.; 2000, “Resistencia al Desgaste Abrasivo de
Fundicion
Nodular
Parcialmente
Acoquillada,”
Jornadas Metalúrgicas SAM 2000, Univ. Nac. del
Comahue, Neuquén, Argentina.
6 Hemanth, J.; 1999, “Fracture toughness of
austempered chilled ductile iron,” Materials
Science and Technology, 15, pp.878-884.
7 ASTM G65-94; 1993, Standard Test Method for
measuring abrasion using the Dry sand rubber
wheel abrasion test.
Conteo
[nod/mm2]
Dureza [HRC]
Matriz
C1
C2
C3
C1
C2
C3
C1
C2
C3
C1
C2
C3
C1
C2
C3
1 [0-12]
9
12
5
37
16
77
39
38
56
1140
1250
980
P
P
P
2 [12-24]
12
18
6
23
16
63
32
32
50
675
600
240
P
P
P
3 [24-36]
17
20
7,5
17
14
51
23
30
46
400
320
180
P+F
P
P
4 [36-48]
50
40
6,5
10
10
44
21
30
40
375
280
130
P+F
P
P
5[48-60]
56
45
8
11
11
22
20
29
36
375
280
120
P+F
P
P
Tabla II. Valores de energía, porcentaje de carburos, dureza , conteo nodular
y tipo de matriz, medidos para las diferentes zonas evaluadas.