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Al graficar esta ecuación con los valores obtenidos en los ensayos de tracción se tiene una línea recta cuya ecuación relaciona los valores de K y n. Las figuras 4.57a y 4.57b muestran un ejemplo de las gráficas esfuerzo real-deformación real y de la línea recta obtenida al tratar los datos con la ecuación 4.4 que relaciona los valores de K y n para el acero 370LHT perlítico (réplica 1); continuamente el gráfico 4.57b se desvía de la linealidad pero algunos autores recomiendan interpolar la ecuación dentro del rango lineal en busca de obtener los valores de los coeficientes [73,74].

a) b). Figura 4.57 Acero 370LHT Perlitico Muestra 1 a) Gráfico esfuerzo real-deformación real.

b) obtención de K y n. Al analizar la figura 4.58 donde se muestran los coeficientes de endurecimiento por deformación de las microestructuras estudiadas se infiere que no se presentaron grandes diferencias entre los valores. Adicionalmente se observó que las microestructuras bainíticas presentaron mayor dispersión en los datos que las perlíticas.

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Figura 4.58 Coeficientes de endurecimiento por deformación de los aceros estudiados

RESISTENCIA AL IMPACTO La figura 4.59 muestra los resultados de las pruebas de resistencia al impacto Charpy para los aceros estudiados. El acero 370LHT Perlítico presenta una clara superioridad sobre los otros aceros ensayados, superando hasta por casi tres veces la energía absorbida por el acero bainítico 370LHT cuyo valor de energía fue el menor de todo los aceros evaluados.

Figura 4.59 Energía absorbida en pruebas Charpy para los aceros estudiados

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TENACIDAD A LA FRACTURA Al realizar los ensayos de tenacidad a la fractura, en la vecindad de la punta de fisura el campo de tensiones está controlado por un único parámetro, K, denominado factor de intensificación de tensiones, el cual solamente es función de las cargas y geometría siempre y cuando la zona donde se desarrolló la deformación plástica tenga dimensiones muy pequeñas comparadas a las de validez de K; en resumen, deben prevalecer las condiciones de linealidad, considerándose a la deformación plástica como una perturbación. Si el anterior comportamiento se presenta en un acero al realizar los ensayos de tenacidad a la fractura, el criterio de KIc puede ser empleado ya que fue deducido usando la teoría de la elasticidad lineal; la mecánica de fractura lineal elástica no puede ser aplicable a materiales fisurados cuyo comportamiento es marcadamente no lineal, tales como aceros dúctiles que desarrollan una importante deformación plástica en la punta de la grieta o fundiciones grises que presentan un comportamiento no lineal inherente. Con los datos obtenidos durante el ensayo de tenacidad a la fractura, la norma permitió emplear el KIc como criterio de crecimiento de fisura, ver numerales A.5 y A.12 de la norma ASTM E1820-09 para mayores detalles. La figura 4.60 muestra los valores de KIc para los aceros estudiados; cuando el factor de intensificación de tensión alcanza un valor crítico, denominado tenacidad a la fractura: KIc, la grieta se inestabiliza y comienza a crecer de manera acelerada, siendo factible así determinar qué tamaño de defecto es tolerable en un elemento bajo condiciones de solicitación dadas, ó comparar materiales en términos de cuál de ellos podrá soportar mayores tamaños de defecto.

Figura 4.60 Factor KIc obtenido de ensayos de tenacidad a la fractura de los aceros estudiados.

No se observaron grandes diferencias entre los valores de KIc de cada microestructura mostrados en la figura 4.60, lo cual permite esperar que por lo

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tanto puede decirse que todas ellas estarían hipotéticamente en condiciones de soportar tamaños de defectos similares antes del avance inestable de una fisura.

4.3. RESISTENCIA AL DESGASTE

Las figuras 4.61 y 4.62 muestran la pérdida de masa acumulada para los aceros estudiados durante los ensayos disco-disco realizados a 0% y 2% de deslizamiento respectivamente.

Figura 4.61 Pérdida de masa acumulada de aceros estudiados durante ensayos disco-disco 0%

Figura 4.62 Pérdida de masa acumulada de aceros estudiados durante ensayos disco-disco 2%

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El acero perlítico 370LHT mostró el mejor desempeño en las dos condiciones de contacto estudiadas; adicionalmente se encontró que el inducir deslizamiento durante el contacto hizo que el acero bainítico R260 disminuyera su desempeño a la mitad aproximadamente, contrario al comportamiento presentado por el acero Bainítico 370LHT el cual incrementó su desempeño con el deslizamiento. Al correlacionar las propiedades mecánicas con el desempeño de los aceros bajo diferentes condiciones de contacto se encontró que el acero perlítico 370LHT tuvo una absorción de energía de impacto Charpy superior a todas las microestructuras ensayadas, diferencia que no fue tan marcada entre el resto de los aceros estudiados (ver figura 4.59). Por otro lado, en condiciones de rodadura pura (0% deslizamiento) se encontró que el acero Bainítico R260 presentó un desempeño similar al perlítico 370LHT. De las figuras 4.55 y 4.56 se infiere que tanto los valores de resistencia a tracción y límite de cedencia como la ductilidad fueron altos para estos dos aceros comparados con los otros aceros de menor desempeño. Adicionalmente en los ensayos de rodadura pura se encontró que los aceros de mejor desempeño son aquellos que menos contribuyen a la pérdida de masa total del tribosistema (pérdida de masa combinada rueda+riel), siendo más sacrificado el material de la rueda durante el contacto (ver figura 4.63).

Figura 4.63 Pérdida de masa (Riel / total tribosistema) durante ensayos disco-disco 0% .

Al analizar los resultados de las pruebas en condiciones de 2% deslizamiento se encontró que el acero perlítico 370LHT tuvo el mejor desempeño seguido por el

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acero bainítico 370LHT; de la figura 4.55 se infiere que la resistencia última a tracción del material comienza a tener más importancia desplazando la ductilidad del material, la cual tenía una influencia significativa en ensayos a rodadura pura. De la misma manera que a rodadura pura, los materiales que mejor desempeño tuvieron en rodadura-deslizamiento fueron los que menos contribuyeron a la pérdida de masa total del tribosistema pero con la diferencia que el aporte de pérdida de masa de estos no lograba estabilizarse al pasar los ciclos del ensayo (ver figura 4.64), comportamiento presentado durante rodadura pura (ver figura 4.63).

Figura 4.64 Pérdida de masa (Riel / total tribosistema) durante ensayos disco-disco 2%

La pérdida de masa durante los ensayos está relacionada con la nucleación y avance de las grietas generadas por fatiga superficial en las muestras. Al observar los cortes transversales de las probetas ensayadas a rodadura pura se encontró que los aceros con mejor desempeño presentaron diferencias en la nucleación y propagación de grietas bajo la superficie. Las figuras 4.65 y 4.66 muestran los cortes transversales de los materiales con menor desempeño a contacto por rodadura pura, perlítico R260 y bainítico 370LHT respectivamente. Es posible observar que los dos materiales muestran grietas que afloran en la superficie, lo que lleva a un desprendimiento inminente de material; adicionalmente se encontró que estas grietas pueden alcanzar profundidades mayores a 10 µm.

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Las figuras 4.67 y 4.68 muestran los cortes transversales de los aceros con mejor desempeño a contacto con rodadura pura, perlítico 370LHT y bainítico R260 respectivamente, Al observar las grietas presentadas en el acero perlítico 370LHT (ver figura 4.67) se infiere que estas se propagan paralelas a la superficie sin aflorar, observándose grietas más largas con menos profundidad respecto a la superficie que las encontradas en los aceros de menor desempeño mostradas en las figuras 4.65 y 4.66; aunque los tamaños de los debris pudiesen tener un volumen similar al de los aceros de menor desempeño, debido a que las relaciones de espesor y áreas se mantiene en los dos casos, la frecuencia de desprendimiento es menor para el acero perlítico 370LHT dado que la grieta recorre un camino más largo antes de aflorar a la superficie, teniendo este comportamiento repercusión directa en la pérdida de masa del material, donde los resultados son acordes con la hipótesis planteada.

a) b) Figura 4.65 Corte transversal acero Perlítico R260 posterior a ensayos disco-disco 0%

deslizamiento. a) 500X b) 1000X

a) b) Figura 4.66 Corte transversal acero Bainítico 370LHT posterior a ensayos disco-disco 0%

deslizamiento. a) 500X b) 1000X

Debris a ser desprendido

Debris a ser desprendido

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Observando el corte transversal del acero bainítico R260 (ver figura 4.68) cuyo desempeño a rodadura pura fue similar al del perlítico 370LHT, se encontró que el primero tiene mayor cantidad de grietas pero ambos presentan un patrón de desprendimiento de debris similar, donde las grietas caminan paralelas a la superficie por largos trayectos comparados con las encontradas en los aceros de menor desempeño antes de aflorar a la superficie y desprender material; vale la pena resaltar que las grietas alcanzan profundidades mayores a 10 µm, lo que lleva a pensar que el debris desprendido del acero bainítico R260 podría tener un volumen mayor que el desprendido del acero perlítico 370LHT; partiendo del anterior planteamiento y observando que la pérdida de masa final acumulada fue similar, se establece que la velocidad de avance de grietas en el acero bainítico R260 es menor que en el acero perlítico 370LHT.

a) b) Figura 4.67 Corte transversal acero Perlítico 370LHT posterior a ensayos disco-disco 0%

deslizamiento. a) 1000 b) 1500X

a) b) Figura 4.68 Corte transversal acero Bainítico R260 posterior a ensayos disco-disco 0%

deslizamiento. a) 500X b) 1000X

Debris a ser desprendido

Debris a ser desprendido

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Efecto del endurecimiento por deformación

Al observar el endurecimiento por deformación bajo la superficie durante los ensayos a rodadura pura, se encontró que aquellos aceros que presentaron mejor desempeño aún después de 1.7 mm de profundidad no alcanzaban la dureza inicial de ensayo, contrario a los materiales 370LHT bainítico y R260 perlítico que alcanzaron la dureza a los 0.45 mm y 0.55 mm respectivamente (ver figura 4.69). De lo anterior se infiere que los materiales con mejor desempeño durante rodadura pura tienen la capacidad de absorber energía deformando mayor cantidad de material bajo la superficie que generando y propagando grietas, llevando a una menor pérdida de masa final acumulada.

Aunque una inspección directa de las superficies desgastadas después de los ensayos no es un resultado que soporte de forma directa la hipótesis planteada con anterioridad, fue posible identificar señales que son acordes con ésta. Las figuras 4.70 y 4.71 muestran las superficies desgastadas de los aceros evaluados a rodadura pura después de 200.000 ciclos.

Figura 4.69 Endurecimiento por deformación bajo la superficie durante ensayos disco-disco 0%

La figuras 4.70a y 4.70b muestran las superficies desgastadas de los aceros con mayor pérdida de masa durante ensayos a rodadura pura, allí es posible observar los signos de ratcheting sobre las superficies, el cual es un mecanismo de desgaste común en sistemas rodantes-deslizantes especialmente en sistemas ferroviarios, en el cual se identifican contornos bien definidos, los cuales están asociados con el afloramiento de las grietas a la superficie que llevan a desprendimiento de material.