LatinAmerican Journal. of Metallurgy and Materials,' Vol. 6, Nos. 1 & 2 (1986)

Aumento de la Resistencia a la Fatiga de un Acero Eutectoide Mediante TratamientosTermomecánicos

Carlos Luis Ñáñez* y Joseph Gerald Byrne t* Corpovén, S. A .. División Barinas, Campo La Mesa. Apartado 89. Barinas 5201A, Edo. Barinas, Venezuela.t Department of Materials Science and Engineering. University 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 utiliza-rlns para mejorar la resistencia a la fatiga de un acero eutectoide. Los ensayos preliminares detectaron un aumento de la dureza delmaterial serruido oe un ablandamiento del mismo para TTM's realizados a 400 y 500 "C respectivamente. Por otra parte. para TTM's rea-lizados a :'IijO,,(: el material experimentó un aumento de la dureza sin un posterior ablandamiento. La condición límite para la iniciaciónoe gTietas por fatiga (L'l.K/, P\h' fue definida como el valor máximo 01'1factor de intensidad cíclico. L'l.K(normalizado por la-raíz cua-drndn del radio de curvatura de la muesca) por debajo del cual ninguna grieta (observahle a400 X) se iniciará en HJ6ciclos. La determi-nación 01' la condición límite para la propagación de las mismas. siendo ésta definida como el valor de L'l.Kthpara una velocidad depropagación 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 disminuciónO" {/\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 toimproved thc fatigue resistance of eutectoid steel. Studies forTMT's at 400 and 500·C show a steady increase in hardness but followadby n softening. However. for T'M'I''s at 350 0(: the material hardened up to a máximum value without experiencing any detectable softe-ning', The inÍcation threshold condition (L'l.K/, P)th. is defined as the rnax irnum stress intensity range (norrnalized by the square root ofthe notch radius) helo'" which no crack will form in l(f fatigue cycles. The Kvdecreasing technique ano the K-increasingtechnique wereusen 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 posibili-dad de obtener un acero perlítico con alta resistencia yductilidad mediante la utilización de TTM's

Un TTM similar al usado en el presente trabajo fuedesarrollado originalmente por Cairns y Charles [6] yGrange [7] quienes observaron un mejoramiento simul-táneo de la resistencia y ductilidad del material. EstosTTM's consisten en laminar perlita gruesa para orientarla cementita en una dirección; luego, el acero es tratadotérmicamente a temperaturas que pueden ser superioreso inferiores a la temperatura eutectoide (Al)'

Kao y Byrne [4-5] han sugerido que la resistencia ala iniciación y propagación de grietas por fatiga de unacero perlítico TTM, puede ser mejorada mediante lareducción del espacio interlaminar y por la formación desubgranos en la ferrita interlaminar, como resultado deltratamiento térmico a que fue sorrietido el materiaL

Fowler y Tetelman [8] observaron que la ferritaproeutectoide reduce la velocidad de propagación degrietas en los aceros hipoeutectoides, pero les confiereuna menor resistencia a la iniciación de grietas especial-mente en la región de elevados esfuerzos [4-5];

Uno de los aspectos importantes en el estudio de lafatiga de materiales ha sido la identificación de las ban-

-das de deslizamiento, las cuales inducen a la iniciación degrietas [9]: lo que significa que una disminución de lamovilidad de las dislocaciones redundará en un aumentode la resistencia del material a la iniciación de grietascuando sea sometido a esfuerzos cíclicos.

La utilización de muestras mecanizadas con unamuesca para estudiar: el comportamiento de los materia-les metálicos al ser sometidos a esfuerzos cíclicos esampliamente conocida. Algunos investigadores [10-14]han sugerido como parámetro, para el análisis de laresistencia a la iniciación de grietas de un material,óK/\ p en donde.AK es el factor de intensidad cíclico ypes el radio de curvatura de la muesca.

A~ graficar el mencionado parámetro, es decir,óK/\ p en función del número de ciclos necesarios parala iniciación de una grieta Ni' variando el radio de curva-tura de la muesca p. se obtiene una familia de curvas lascuales convergen a un valor límite (óK/\ p)th por debajodel cual ninguna grieta se formará. óK/\ p y Ni estánrelacionadas por la siguiente ecuación [13]:

(1)

en donde: Bi y ITl¡ son constantes características delmateriaL

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El análisis de la resistencia a la propagación de grie-tas por fatiga de un material puede ser dividido en tresetapas. La primera se caracteriza por la determinaciónde la condición límite para la propagación de una grietaf\~h' la cual se define como el valor de f\K correspon-diente a una velocidad de propagación da/dN en m/ciclo.También puede ser definido como el valor de f\K pordebajo del cual no ocurre ninguna propagación aprecia-ble de la grieta. En la segunda etapa la propagación de lagrieta está perfectamente descrita por la ecuación deParís [191.

da/dN = C (f\K)n

en donde: a es la longitud de la grieta, N es el número deciclos, f\K es el factor de intensidad cíclico, C y n sonconstantes características del material. Finalmente, enla etapa 3la velocidad de propagación aumenta hasta lafractura del material.

PARTE EXPERIMENTAL

El acero eutectoide CEV AR (Consumable ElectrodeVaccum Are Remelted) utilizado en la presente investi-gación fue suplido por la Bethlenhem Steel Co. En laTabla 1 se da la composición química de dicho acero.

TABLA 1

COMPOSICION QUIMICA DEL ACERO

Elemento % en peso

C 0,85Mn 0,77P 0,002S 0,008Si 0,17Mo 0,2V 0,002Ni 0,02Cr 0,05Cu 0,03Sn 0,002Al 0,005

Elmaterial recibido fue mecanizado en muestras de10 X 5 X 0,4 cm. Estas muestras de acero fueron trata-das térmicamente a 1090 °C por 15 minutos, obtenién-dose un material con una mícroestructura austenítica, lacual fue isotérmicamente transformada a 690 °e por 24horas en perlita gruesa. Siendo el enfriamiento a tempe-ratura ambiente del material en el horno y la conducciónde todo el proceso en una atmósfera de argón. Seguida-mente, las muestras fueron laminadas 75% (1 mm deespesor) para orientar la estructura perlítica en una soladirección. Nuevas muestras fueron mecanizadas paralos ensayos de dureza, tracción y fatiga, los cuales fueron

ejecutados después de ser dichas muestras tratadas tér-micamente a 350, 400 y 500°C durante 100, 400 y 300segundos respectivamente, en un baño de Pb, seguido deun enfriamiento en aire. Ver ejemplo en Fig. 1.

1400

1200

(2)1000

~ 800

<a:::::>

~ 600a::wQ.

~W...400

® MATERIAL RECIBIDO

@ MICROESTRUCTURA DESORDENADAo MICROESTRUCTURA ORIENTADA

® MATERIAL TERMOMECANICAMENTE TRATADO

15 min 1090·C

A

______________ zg~·C

690°C

300 s

LAMINACION

75 %2.00

o

TIEMPO

Fis. 1. Tratamiento temomecánico 75-500-300.

La nomenclatura empleada para identificar el tipode TTM a que fue sometido el material, indica el porcen-taje de reducción del espesor de la muestra debido al pro-ceso de laminación, la temperatura y el tiempo de du-ración 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 super-ficial de cada muestra tratada termo mecánicamente fuemedida con un duró metro marca Clark en la escala R (30-N), realizando los ensayos de tracción en una máquinaInstrom a una velocidad de deformación de 2,117 X 10-5

mis, siendo la sección de la muestra sometida al ensayopropiamente dicho de 5,08 cm.

Para los ensayos de la resistencia a la fatiga seemplearon muestras rectangulares de 90 X 19 X 1 mmcon una muesca de 0,5 mm de longitud y 0,2 mm de radiode curvatura. Para ello fue necesario la utilización de unalambre de acero de 0,254 mm de diámetro conjunta-mente con una solución abrasiva (Tabla 2) que era aña-dida entre el alambre en movimiento y la muestra deacero durante el corte o elaboración de la muesca.

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TABLA 2

SOLUCION ABRASIV A

Compuesto Cantidad

GlicerinaCarburo de silicio (600 Mesh)Agua

100 cm"70 gr

20 cm"

Las muescas fueron pulidas electrolíticamente conla solución de Bollman (Tabla 3) para poder medir la lon-gitud de la grieta con un microscopio viajero.

TABLA 3

SOLUCION DE BOLLMAN

Compuesto Cantidad

860 cm3

51 cm"100 gr

Los ensayos de fatiga fueron ejecutados en unamáquina M.T.S. sinusoidalmente en tensión-tensión(R = 0,10) yen aire a una frecuencia de 10 Hz. Para elestudio de iniciación de grietas por fatiga, N¡¡fue definidocomo el número de ciclos requeridos para formar unagrieta de 20 1-'- en la base de la muesca y Nif como elnúmero de ciclos para formar una grieta de 1 mm, esdecir, del ancho de la muestra.

Siguiendo lo sugerido por Rolfe y Barson [11] Ni; yNif fueron graficados versus .ó.K/"IP en donde .ó.K es er~factor de intensidad cíclico y p es el radio de curvatura dela muesca . .ó.K fue calculado usando el factor de correc-ción finita de Pook (15) para muestras con una solamuesca. El factor en cuestión es como sigue:

y = 1,99 - 0,41 (a/w) + 18,7 (a/w)2 -

- 38,48 (a/w)3 + 53,85 (a/w)' (3)

y .ó.K = y.ó. aVa (4)en donde a y w son la longitud y el ancho de la muesca res-pectivamente y .ó.a es el esfuerzo cíclico aplicado.

La condición límite para la iniciación de grietas porfatiga (.ó.K/"IP)th fue definida como el valor de (.ó.K/Jp)por debajo del cual no se observó (a 400 X) la formaciónde ninguna grieta en 1()6ciclos.

La condición límite para la propagación de grietasLX~h fue definida como el valor de.ó.K correspondiente ada/dN = 10-10 m/ciclo.

La técnica K-descendente. [17] fue empleada en ladeterminación de .ó.~h' teniendo presente en todo mo-mento el tamaño de la zona plástica [16]. Debe señalarse,que previamente a la obtención del valor de .ó.K.hla grieta

fue propagada 1,5 mm a partir de la base de lamuesca.

Finalmente, la técnica K-ascendente [18] fue usadaen la obtención de datos necesarios para correlacionarda/dN y.ó.K.

RESULTADOS

La variación de la dureza debido a los diferentes tra-tamientos termomecánicos a que fue sometido el acero semuestra en la Fig. 2, observándose fundamentalmentedos fenómenos: (1) el material experimentó un endureci-mientos hasta un valor máximo de 59,7; (2) posterior-mente, el material sufre una disminución de su dureza.Ambos fenómenos están perfectamente definidos por lascurvas 75-500-t y 75-400-t, Sin embargo, la curva 75-350-t indica un aumento de la dureza sin ninguna disminu-ción apreciable de ésta. Debe tenerse presente en elanálisis de los ensayos de dureza ralizados, que el mate-rial después de laminado tiene una dureza de 54 R(30-N).

60

59

58

z, 57o'"a: 56.J

:'!55u

u.a:.., 54Q.:::>U>

53 MATERIAL:-cN ••••75-350-1wa: 52 • 7~-400-t:::>

" .75-500-151

501 10 100 '900

TIEMPO(SEG)

Fíg. 2. Variación de la durezu con ,,1 tiempo de duración del trata-miento térmico.

Los resultados de los ensayos de tracción se mues-tran en la Tabla 4, pudiéndose observar que para TTM'sa 400 y 500°C, ay y au disminuyeron y la ductilidadaumentó con respecto al material laminado 75%, excep-tuando el TTM a 350°C que experimentó un aumento deay y au con una leve disminución de la ductilidad .

TARLA 4

PROPIEDADES MECANICAS

Límite de Reniet. rná:r.fluencio o la traccién Elong.

Material (T 11(MPa) (Tu (MPa) U?/"

75% 1266 1333 1.775-350-100 1314 1350 1.275-400-400 1155 1291 2,675-500-300 1016 1056 5,9

En la Fig. 3 se muestran los resultados obtenidos entérminos del número de ciclos para formar una grieta de

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2xl

eo,

"~. hd03

~ 9xl02

<l 8xl02

7xl02

6xl03

MATERIAL:

* 75 %A 75-350-100

• 75-400-400

• 75-500-300

Nii (ciclos)Fig, ~. ReRistencia a la iniciación de grieta" por fatiga en términos de N¡¡.

20 pm, N¡¡.Una relación lineal entre 10gN¡¡ y log (~K/\ p)fue observada de acuerdo con la ecuación (1).

Un comportamiento similar al descrito anterior-mente fue observado en la Fig. 4, en donde el lag Nif varíalinealmente con ellog (~K/\ p), siendo N¡f el número deciclos necesarios para formar una grieta de 1mm.

MATERIAL:

* 75 %

~ Ixl03

~ 9)(102

81(102

.•. 75-350-100

• 75- 400-400

• 75-500-300

5xl03 5XI04

Nif (e ictoe l

Ixl05

Fig, 4. Resistencia a la iniciación de grietas por fatiga en tér-minos de Nif.

El número de ciclos requeridos para propagar unagrieta de 20 pm a lo ancho de la muestra o base de lamuesca (N, - N¡¡), es graficado versus el parámetro~K/\ p en la Fig. 5.

2000

MATERIAL:

* 75%

A Th-,~O-IOO

1500 • 75-400-400

o• 75-500- 300

a.

~~<,

"<1 1000

500L-~----------~~--~~----------~~--~1,103 5,10' Ixl04 5,104 1'105

Nif-Nii (Ciclos)

Fig. 5. Propagación de microgrietas por fatiga en términos de (NwNii).

De igual forma, todos los resultados obtenidos de losensayos de propagación de grietas por fatiga fueronagrupados en la Fig, 6 indicándose la variación de ~Kcon da/dN (Ver Tabla 5).

Finalmente, las condiciones límites para la inicia-ción y propagacion de grietas fueron encontradas rela-cionadas como se puede observar en la Fig. 7.

TABLA 5

(/I"K\ P}th M<thMaterial B¡¡ nu, B¡f 'I11ij e rI (MPa) (MPa \ m)

75% 4)l9 x 1063 - 19,58 1.70 x 1066 - 20.38 9.24 x 10-11 2.27 1012 3,17.S-~50-100 1)19 X 1013 2.99 2.4~ X 1014 3.34 4.~2 X 10-10 1.44 912 3.775-400-400 1.7!l X .o= 5.80 5.08 x 1022 5.89 7.21 x 10-11 2.26 948 3,375-500-300 1.26 X 1015 3.56 1.85 X 1013 2.91 9.56 X 10-1l 1.96 792 5,5

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10-

10-10

MATERIAL:

* 75 %.a. 75-350-100

• 75-400-400

• 75-500-300

2002 4 6 8 10 20 40 60 80100

AK(MPov'1ii")

.Fig. 6. Velocidad de propagación de grietas por fatiga da/dN en fun-ción de ~K.

1000

~~~~ 900

~"-'"~

*

•

MATERIAL:

* 75%..t. 75-350-100• 75-400-400• 75-500-300(11K/vp)t~ = 1.237-82,44I1Kt~

800 •

7002L-----~3~-----4~----~5~-----76-·----~7--~

IIKth (MPaVilf)Fig. 7. Relación lineal entre las condiciones límites para la iniciación

y propagación de grietas.

DIseUSION DE LOS RESULTADOS

La idea de mejorar simultáneamente la resistencia ala iniciación y propagacín de grietas por fatiga no ha sidoconsiderada posible, sin embargo, Kao y Byrne [4]' hanobservado que materiales compuestos "in situ", como elestudiado en el presente trabajo, poseen combinacionesespeciales de resistencia y ductilidad, que hacen factibleun mejoramiento simultáneo de ambas propiedades.

En la Fig. 2, los TTM's realizados a 350 y 400 -cposeen una mayor dureza y el TTM a 500 "C una menordureza respectivamente, en relación al valor-de 54 R(30-N) del material laminado 75%. Por lo tanto, no existe unarelación definida que indique que una mayor durezaredunde en un aumento de la resistencia a la iniciación degrietas en esa misma proporción, como puede observarseen la Fig. 3, en donde los valores límites para la iniciaciónde grietas de los TTM's, es decir, los materiales 75-350-100, 75-400-400 y 75-500-300, son inferiores al del mate-riallaminado 75%. Sin embargo, otros investigadores [4]han obtenido resultados que dan indicios de una posiblerelación directa entre un aumento de la dureza con uncorrespondiente aumento de la resistencia del material ala iniciación de grietas.

Examinando la Fig. 6. se puede notar que los tresTTM's 75-350-100. 75-400-400 Y75-500-300. poseen valo-res límites de propagación superiores al material lamj-nado 75%. lo que corrobora la existencia de una relacióninversa entre ambos valores límites como la mostrada enla Fig. 7. Sin embargo, debe notarse una nueva contra-dicción a lo normalmente esperado debido a que unaumento de la dureza generalmente implica una dismi-nución de d~h' lo cual no ocurrió para los TTM's 75-350-100 y 75-400-400 que poseen valores de dureza mayores alas del material laminado 75%.

Al analizar las Figs. 3 y 4 se puede apreciar que en laregión de altos esfuerzos en donde dK/\ p es proporcio-nal a N¡¡y N¡C el material TTM 75-400-400 posee la resis-tencia mayor a la iniciación de grietas e inclusive a lapropagación de microgrietas como puede constatarse enla Fig. 5. Por lo tanto. desde este punto de vista el mate-rial 75-400-400 reune las características necesarias paraser considerado superior en comparación con el materiallaminado 75%.

CONCLUSIONES

1. Al someter el acero eutectoide a los distintostratamientos termomecánicos resultó en unendurecimiento del mismo seguido de un ablan-damiento. El proceso de ablandamiento preva-lece a temperaturas mayores (cerca de Al) yelproceso de endurecimiento predomina a tempe-raturas menores (~ 350 De).

2. Para optimizar la resistencia a la iniciación ypropagación de grietas por fatiga, es necesariorealizar tratamientos térmicos de menor dura-ción, conjuntamente con una reducción del es-pacio interlaminar de la perlita.

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3. Ambos valores límites para la iniciación y pro-pagación de grietas por fatiga están lineal-mente relacionados.

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