Ensayo De Compresión Entre Cuñas Para Hierros … · El ensayo de compresión entre cuñas es una forma simple, rápida e indirecta, de determinar la resistencia a la tracción

Matéria, Vol 8, Nº 1 (2003) 11- 26 http://www.materia.coppe.ufrj.br/sarra/artigos/artigo10298/10298.pdf

Ensayo De Compresión Entre Cuñas Para Hierros Fundidos Grises

Oscar Quilodrán y Ricardo E. Medrano Faculdade de Engenharia Mecânica, Universidade Estadual de Campinas, CP 6122, Campinas, SP, Brasil.

e-mail: [email protected]; [email protected]

ABSTRACT This article is a review paper on the wedge-penetration test for gray cast iron. The main characteristics of this test are described below.

Gray cast iron is classified by the tensile strength but this magnitude cannot be used in "on line" production control due to the slow fabrication of the specimens. On the other hand, the operation of the wedge-penetration test and the preparation of specimens are easy and fast. The specimen can be extracted directly from the cast piece and tested by means of a hydraulic press or devices installed in the production line for the immediate detection of any unsatisfactory piece.

The fact that the tensile and wedge strengths are experimentally related by a linear equation makes the wedge-penetration test particularly useful. Cast iron material not alloyed or with low alloy contents of classes between 150 and 300, molded in sand or shell, at different pouring temperature, shows that the different processes indicate important structural differences, but they do not affect the relation between both strengths, which can be approximated by a single linear equation.

Besides the tensile strength, further information can be obtained from the wedge-penetration test by the analysis of the characteristic curve of load versus penetration depth. On this curve, three regions can be distinguished: elastic behavior, elasto-plastic behavior and fracture development. The shape and extension of each region are related to the structure of the material. The last region (fracture development) would permit a prompt evaluation of the fracture toughness of gray cast iron of classes below 250.

Key words: mechanical properties, gray cast iron, wedge-penetration test, cast iron structure.

RESUMEN Este artículo es un trabajo de revisión del ensayo de compresión entre cuñas para hierros fundidos grises.Las principales características de este ensayo se relacionan a continuación.

Debido a la lenta fabricación de sus probetas, la determinación de la resistencia a la tracción, valor base para la clasificación de los hierros fundidos, no puede utilizarse directamente en el control de producción. La ejecución del ensayo de compresión entre cuñas y de sus probetas es rápida y simple. Las probetas en forma de discos o placas, pueden ser extraídas de la propia pieza fundida y ensayadas en prensas o dispositivos instalados en la línea de producción para la detección inmediata de productos insatisfactorios.

El hecho que las resistencias entre cuñas y a la tracción de los hierros fundidos grises esté experimentalmente relacionadas por una ecuación linear, torna el ensayo de compresión particularmente atractivo. Ensayos de tracción y compresión entre cuñas realizados con hierros fundidos grises no aleados o de baja aleación de clases entre 150 y 300, moldados en arena o en cáscara (shell) a diferentes temperaturas e usando o no usando inoculación, comprobaron que los diferentes procesamientos resultaron en importantes diferencias estructurales, pero no afectaron la relación entre ambas resistencias que pudo ser representada por una única relación linear.

Además de la obtención indirecta de la resistencia a la tracción, información adicional se obtiene mediante su curva característica fuerza-profundidad de indentación. En ella se distinguen las regiones de deformación elástica, elasto-plástica y de desarrollo de la fractura. La extensión y forma de cada región, está relacionadas con las estructuras presentes en el material. La última región permitiría una rápida evaluación de la tenacidad a la fractura de los hierros fundidos grises de clases inferiores a la 250.

Palabras claves: Propiedades mecánicas, hierros fundidos grises, ensayo de compresión entre cuñas

mailto:[email protected];

mailto:[email protected]

Matéria, 8, 1 (2003), Oscar Quilodrán y Ricardo E. Medrano

12

1. INTRODUCCIÓN Las propiedades mecánicas de los hierros fundidos grises son influenciadas por la composición química, tratamiento del metal en estado líquido y la velocidad de enfriamiento, tanto en la solidificación como en el estado sólido. Un mismo material presenta variaciones de sus propiedades mecánicas, dependiendo del lugar de la pieza fundida en que son evaluadas, como consecuencia de las diferentes velocidades de enfriamiento, debidas a las variaciones del espesor de las paredes.

La resistencia a la tracción, internacionalmente usada para clasificar la calidad del hierro fundido gris, es imposible de ser determinada para algunas regiones de las piezas fundidas. Las formas y espesores de las paredes generalmente impiden la extracción de probetas de ensayo. Por causa de esas dificultades se desarrollaron métodos indirectos más simples y baratos para obtener dicha resistencia [1]. Entre estos métodos se encuentra el ensayo de compresión entre cuñas [2].

La primera referencia sobre el ensayo de compresión entre cuñas y su utilización en la determinación indirecta de la resistencia a la tracción de los hierros fundidos grises no aleados y levemente aleados en estado bruto de fusión y tratados térmicamente data de 1934 [2] En el fin de la década de 1960, se acumulaba una gran cantidad de resultados experimentales en diferentes laboratorios y fundiciones. Los experimentos, a pesar de las diferencias existentes principalmente entre los dispositivos, ángulo de filo de las cuñas y geometría de las probetas (cilíndricas y planas), comprobaron la reproducibilidad de la relación existente entre la resistencia a la fractura entre cuñas y la resistencia a la tracción para estos materiales [3-6].

Objetivando disminuir la dispersión de los resultados del ensayo de compresión entre cuñas, sus condiciones de ejecución (velocidad de aplicación de la fuerza) y geométricas (tolerancias, dimensiones y calidad superficial de las cuñas y de las probetas), fueron normalizadas por lo menos en cinco países europeos. La mayoría de esas normas está en proceso de actualización, como consecuencia de los cambios políticos ocurridos. En orden cronológica (esas normas) fueron: a): "Piezas fundidas de hierro fundido gris. Método de ensayo mediante compresión entre cuñas”, en la Unión Soviética [7], b) en Polonia, una norma encontrada citada como referencia en publicaciones, pero no disponible en documento [8], c) ”Hierros fundidos con grafito laminar. Determinación de la resistencia entre cuñas”, en la República Democrática Alemana: en sus versiones de los años 1969 e 1988, [9,10]; d) “Ensayo de compresión entre cuñas” [11], en la República Federal Alemana; e) en Austria: Norma de ensayo "Determinación indirecta de la resistencia a la tracción de los hierros fundidos grises mediante el ensayo de compresión entre cuñas", del Instituto Austriaco de Fundición [12].

2. ENSAYO DE COMPRESIÓN ENTRE CUÑAS [13]

Descripción Y Definiciones El ensayo de compresión entre cuñas es una forma simple, rápida e indirecta, de determinar la resistencia a la tracción de hierros fundidos grises. Las probetas pueden ser barras cilíndricas normalizadas de diámetro 30 mm, comprimidas en la dirección perpendicular a su eje longitudinal, o placas y discos, ambos de 6 mm de espesor y de 20 mm de dimensiones laterales. El ensayo de compresión entre cuñas con probetas cilíndricas no será preocupación de esta revisión porque en este caso se pierden la mayoría de las ventajas del ensayo.

El tamaño y forma de las probetas obtenidas de discos y placas simplifican y reducen el tiempo y los costos de construcción en comparación con las probetas del ensayo de tracción. Estas características de las probetas también simplifican la realización del ensayo y posibilitan la evaluación de la resistencia mecánica del material retirado de diferentes regiones de las piezas fundidas. Además disminuyen los costos de la preparación metalográfica para la caracterización de la macro y la microestructura del material, que pueden ser necesarias por ejemplo, por solicitación de un cliente. Además las dimensiones de las probetas permiten utilizar maquinas de ensayo menores que las necesarias en el ensayo de tracción. El ensayo de compresión entre cuñas de hierros fundidos grises puede ser realizado en equipos compactos ofrecidos comercialmente, o en dispositivos de fabricación propia instalados entre las placas de compresión de una máquina universal de ensayo, o de una prensa hidráulica de velocidad controlable y capacidad máxima de carga de 50 kN.


13

a) b)

Figura 1. Ensayo de compresión entre cuñas. Representación esquemática de: (a) las herramientas de ensayo y de la probeta; (b) Fractura de la probeta.

En el ensayo de compresión entre cuñas una probeta es comprimida bajo la acción de una fuerza monotónica hasta su ruptura, entre dos cuñas dispuestas en oposición y con sus planos de filos coincidentes (Figura 1). Una cuña es solidaria a la base del dispositivo de ensayo y la otra, sobre la que se aplica la fuerza, desliza sobre guías practicadas en el cuerpo del dispositivo. La mayoría de las especificaciones de ensayo coinciden en utilizar cuñas de acero templado y revenido para durezas de (62±2) Rockwell C con ángulo de filo de (90,0±0,5) grados. El radio de filo es menor que 0,2 mm, cuando se utiliza la probeta plana. La resistencia entre cuñas σc, se define como el cociente entre la máxima fuerza Fc, aplicada sobre las cuñas hasta la ruptura y el área transversal nominal inicial de la probeta Ac, localizada entre los filos de las cuñas:

σc= Fc/Ac (1)

La rapidez de confección de las probetas (planas) y de la realización del ensayo, posibilitan la utilización de la compresión entre cuñas como un método de control de calidad en la línea de producción. Si las probetas fueren retiradas de los canales de alimentación o de material adicionado mediante el uso de modelos superpuestos al de la pieza, el control de la calidad se torna no destructivo. En ambos casos el espesor del canal de alimentación o del material adicionado tiene que ser tal que la velocidad de enfriamiento durante la solidificación sea semejante a la de las paredes de las piezas, para conseguir la semejanza en sus propiedades mecánicas [1].

RELACIONES ENTRE LAS RESISTENCIAS ENTRE CUÑAS Y A LA TRACCIÓN.[14,15]

La determinación indirecta de la resistencia a la tracción (σt) de los hierros fundidos grises mediante la resistencia entre cuñas (σc) está basada en constataciones experimentales. Diversas ecuaciones han sido calculadas a partir de datos obtenidos para hierros fundidos grises de diferentes clases de resistencia, generalmente moldeados en arena. En todos esos casos el ajuste de los datos fue realizado mediante ecuaciones simples:

σt= σc⋅[1 + 2⋅(σc/100)] (2)

σt= 0,029⋅σ2c – 10,2 σc+1123 (3)

σt= A1⋅σc (A1 =1,32) (4)

σt= A⋅σc – B (5)

La ecuación (2), históricamente la primera, establece una relación no-lineal entre ambas resistencias [2], punto de vista adoptado por la norma GOST [7]. No fue posible conocer la base experimental que generó esa propuesta, apenas fue verificado que los resultados fueron obtenidos utilizando cuñas con ángulo de filo de 90 grados y radio de filo de 0,4 mm. Los estudios de Ludwik [2] y los de la norma GOST no definieron valores para el error cuadrático


14

medio de la ecuación 2. Recientemente la ecuación 3 (no lineal), fue propuesta para describir la relación entre las resistencias σt y σc, en hierros fundidos grises aleados con cromo (1 % a 3,5 % en peso) y aluminio (2% a 5% en peso) [16]. Esos resultados fueron alcanzados utilizando cuñas con ángulo de 90 grados y radio de filo de 0,3 mm. La ecuación 4, lineal y sin términos independientes, considera la hipótesis teóricamente correcta de la resistencia a la tracción ser nula cuando lo es la resistencia entre cuñas [4].

La ecuación 5, está sustentada por una mayor base experimental, proporcionada por la participación de institutos de investigación y organismos representantes de fundiciones europeas [7,9,12]. En esas experiencias de ámbito industrial, parámetros de ensayo como el radio de las cuñas tuvieron diferentes dimensiones, pero todas ellas menores de 0,4 mm. Las condiciones de proceso de fabricación y la macro y microestructura de los materiales no fueron relatadas, perdiéndose la oportunidad entender mejor su relación con la resistencia entre cuñas. El volumen de resultados disponible y su convergencia hacen de la ecuación 5 la mas difundida y aceptada para la determinación indirecta de la resistencia a la tracción de hierros fundidos grises no aleados y levemente aleados en estado bruto de fusión. El error cuadrático medio se mantiene en valores menores que Sr = 20 MPa y se obtienen altos valores de coeficientes de correlación, indicando la existencia de alta reproducibilidad.

Experiencias en las que se utilizó el mismo tipo de probetas de tracción, el mismo tipo de probetas de compresión entre cuñas, la misma máquina de ensayos, el mismo dispositivo de compresión entre cuñas y la misma geometría de cuñas para el ensayo de hierros fundidos grises de clases de resistencias entre 150 y 300, fabricados bajo seis condiciones diferentes ( variando la temperatura de colada en el molde, la inoculación y el tipo de molde (arena o cáscara), condujeron a ecuaciones del tipo 5 con diferentes coeficientes A y B. Las líneas rectas obtenidas para cada material y cada una de las condiciones de procesamientos, prácticamente se superponen dentro del rango de medición, indicando que las variaciones en los parámetros A y B tienen carácter estadístico.

El coeficiente “A” no se modifica expresivamente al utilizar moldes de arena o cáscara, pero se torna significativamente mayor cuando se usan moldes metálicos [17]. La existencia del coeficiente “B”, de valor negativo, implicaría que la ecuación de ajuste no pasa sobre el origen de coordenadas (σc, σt) y podría ser atribuido a los aspectos constructivos de los dispositivos (roce y alineamiento de las cuñas), cuñas y probetas.

Las ecuaciones de números 6 [12] y 7 [1] fueron obtenidas para materiales no aleados solidificados en moldes de arena. A partir de un valor de la resistencia entre cuñas, se obtienen valores de la resistencia a la tracción prácticamente iguales en el intervalo de 150 hasta 300 MPa, a pesar de las diferencias entre los valores de sus coeficientes A y B.

σt = 1,57⋅σc – 20,5 Sr = ±17,3 (MPa) (6)

σt = 1,85⋅σc – 78,6 Sr = ±19,7 (MPa) (7)

Lo mismo ocurre con la determinación de esta ecuación a partir de un gran número de probetas (72), obtenidas con hierros fundidos en molde de arena y casca; con y sin inoculación en el baño líquido y a dos diferentes temperaturas de vaciado de este baño líquido [15]. La ecuación (8) obtenida a partir de estos datos, presenta un error cuadrático medio menor que las ecuaciones anteriores.

σt = 1,73⋅σc– 52,1 Sr = ±14,4 (MPa) (8)

Esta última ecuación solamente no es válida para el caso de molde metálicos.

Influencias De Los Parámetros Del Ensayo Y De La Estructura Del Material Han sido realizados estudios [1,4,12], para definir la influencia que sobre la resistencia entre cuñas tienen: a) el radio y ángulo de filo de las cuñas; b) el espesor, calidad superficial y errores de paralelismo entre las caras de las probetas destinadas al apoyo de las cuñas; c) la localización del material de la probeta en la pieza o en la barra normalizada de ensayo.

La resistencia entre cuñas tuvo un aumento cuando el ángulo de filo de cuñas con un radio de filo constante de 1 mm, fue incrementado desde 30 hasta 100 grados. El ángulo de filo fue fijado en 90 grados, como un compromiso entre la robustez, la rigidez de la cuña y la fuerza necesaria para realizar el ensayo. Investigaciones realizadas en los últimos quince años indican que, al mantener el ángulo de filo en 90 grados y el radio de filo menor o igual que 0,2 mm, para el espesor de la probeta mayor que 8 mm, la resistencia entre cuñas se independiza de ambos parámetros. Para probetas de menor espesor, la resistencia entre cuñas aumenta (figura 2) [1,12]. Esas constataciones se contradicen con el espesor de 6 mm adoptado para las probetas en varias de las normas que reglamentan la realización del ensayo de compresión entre cuñas [10-12], las que se basaron aparentemente en los datos publicados por Ebner en 1972 [18]. La utilización de radios de filo mayores que 0,2 mm, incrementan la resistencia entre cuñas en aproximadamente 0,6 MPa a cada aumento de 0,05 mm de ese radio.


15

Experiencias orientadas a determinar la influencia de la calidad superficial y el paralelismo entre las superficies sobre las que actúan las cuñas (probetas planas de espesor 6 mm), fueron realizadas por Ebner [18]. Ensayando probetas de hierros fundidos grises de varias clases, algunas torneadas de forma basta y otras rectificadas, no se obtuvieron resultados diferentes. En ambos casos las ecuaciones del tipo 5, error cuadrático medio menores de 12 MPa, prácticamente se superpusieron. Este resultado indica que las irregularidades superficiales son irrelevantes en la determinación de la resistencia entre cuñas, particularidad que permite disminuir los costos de fabricación de las probetas. De otro lado, defectos de paralelismo entre las fases de apoyo, introducidos de propósito, disminuyen proporcionalmente la resistencia entre cuñas (figura 3)[1].

Figura 2. Disminución de la resistencia entre cuñas con el aumento del espesor de la probeta (radio de filo <0,2 mm).

Figura 3. Disminución de la resistencia entre cuñas con el aumento del desvío del paralelismo entre las caras de la probeta.


16

La influencia de la posición del material de que está hecha la probeta, con relación a puntos calientes como mazarotas, fue investigada en probetas de tipo discos retiradas a lo largo de barras fundidas normalizadas, de 30 mm de diámetro. Los mínimos valores de resistencia entre cuñas se obtienen en probetas de posición próxima a la mazarota. El valor aumenta progresivamente a medida que esa distancia crece, indicando la sensibilidad del ensayo a las variaciones de macro y microestructura del material. Este es el motivo por el cual la norma TGL 14404/04 [10] determina como lugar de retirada de la probeta de ensayo de la barra fundida, una distancia de 60 mm de la mazarota.

No son relatadas en la literatura técnica experiencias tendientes a determinar la influencia de la velocidad de aplicación de la fuerza sobre la resistencia entre cuñas, pero las normas existentes orientan para que no se supere el valor de 120 Kg/s. Experiencias propias indican que el empleo de velocidades mayores aumenta la resistencia entre cuñas, posiblemente debido al efecto de la velocidad de deformación sobre las propiedades mecánicas del material.

Estados De Tensiones Y Deformaciones. Durante el ensayo de compresión entre cuñas, la solicitación mecánica se concentra sobre una estrecha franja de material, simétrica al plano de filo de las cuñas y creciente lateralmente con el aumento de la fuerza aplicada. Estudios de fotoelasticidad en el campo elástico y observaciones de la deformación de grillas gravadas en las superficies laterales de probetas de goma, ensayadas a la compresión entre cuñas [18], visualizaron cualitativamente una elevada tensión de compresión actuando en los puntos de aplicación de la fuerza sobre el plano de filo de las cuñas y, una tensión de tracción, perpendicular a ese plano y actuando simétricamente alrededor de la zona central sobre aproximadamente un 85% del espesor de la probeta.

Investigadores dedicados a la determinación indirecta de la resistencia a la tracción de concretos (de estructura heterogénea y comportamiento frágil), desarrollaron en el año 1953, un ensayo de compresión diametral de cilindros entre placas planas [19,20], en el que la probeta es sometida a una fuerza monotónica hasta su fractura. La condición geométrica inicial de aplicación de las fuerzas en los ensayos de compresión entre cuñas y en el ensayo de compresión diametral de cilindros de concreto, es semejante. Se reduce a dos fuerzas iguales y de sentido contrario actuando sobre la probeta. En el caso del concreto el área resistente es cilíndrica y en la compresión entre cuñas de placas o discos es rectangular.

Estudios analíticos y por elementos finitos realizados para el ensayo de compresión de concretos [19,20], pueden ser utilizados como referencia para el ensayo de compresión entre cuñas. La tensión de compresión que actúa sobre el material localizado entre los filos de las cuñas, en la dirección de las fuerzas aplicadas seria infinita en el punto de aplicación de las fuerzas y mantendría un valor casi constante a través de casi todo el espesor de la probeta [19] y de valor:

σc = (-6P) (π.d.t) (9)

En esta ecuación, "P" es la fuerza aplicada; "d" es el diámetro y "t" la altura del cilindro. La tensión de tracción que actúa en la dirección perpendicular al plano de las fuerzas, seria cero en el punto de aplicación de esas fuerzas y asumiría un tercio del valor de la tensión de compresión en la zona central. Esos resultados fueron confirmados para el ensayo de compresión entre cuñas mediante el método de elementos finitos en la región elástica, asumiendo deformación plana [21]. En el caso de este ensayo, la tensión de compresión inicial en los puntos de aplicación de las fuerzas produce fisuras superficiales que permiten la introducción de la cuña dentro del material. La fractura final seria producida por la tensión principal de tracción.

Curvas De Compresión Entre Cuñas Las experiencias realizadas con el ensayo de compresión entre cuñas y las normas que lo reglamentan, se limitaron a establecer las condiciones de realización del ensayo y determinar a relación existente entre la resistencia a la tracción y entre cuñas de los hierros fundidos grises. Surgió naturalmente interés en comparar el comportamiento mecánico del material sometido a cada uno de esos ensayos.


17

(a) (b)

Figura 4. Hierro fundido levemente ligado de distintas clases de resistencia: a) ensayo de tracción; b) ensayo de compresión entre cuñas.

Las curvas fuerza versus alargamiento en tracción de materiales levemente aleados de las clases 150, 200, 250 y 300, fueron utilizadas como referencias para la comparación entre sus respectivos comportamientos mecánicos. Para el ensayo de compresión entre cuñas fue definida la curva de fuerza versus profundidad de indentación (suma de las indentaciones de ambas cuñas). Los resultados de ambos ensayos de probetas confeccionadas con los mismos cuatro materiales se muestran en las figuras 4a y 4b.

Las curvas de tracción (figura 4a), independientemente de la clase del hierro fundido, presentan una forma no lineal desde su origen y una inclinación de su tangente que disminuye a medida que crece la fuerza aplicada hasta la ruptura. La región inicial de las curvas (mayor inclinación de su tangente), corresponde a un comportamiento elástico no lineal. Una segunda región, en que el comportamiento del material es elasto-plástico, la inclinación de la tangente a la curva presentan una disminución continua y cada vez mas acentuada, a medida que aumenta la fuerza aplicada. Por último es identificable una tercera región, en la que el comportamiento es elasto-plástico y la inclinación de la curva disminuye levemente hasta la fractura de la probeta.


18

Figura 5. Representación esquemática de la curva Fuerza - Profundidad de Indentación del ensayo de compresión entre cuñas con las distintas regiones.

Las curvas de compresión entre cuñas de la figura 4b presentan, como en el caso de las curvas de tracción, regiones de comportamiento semejante. Esas regiones están individualizadas en la figura 5. Diferencias asociadas a las clases de resistencia de los materiales, se evidencian en la parte final de las curvas, que caracteriza la forma de fractura de la probeta.

Las regiones comunes a las curvas de compresión entre cuñas de los hierros fundidos grises son:

Región 0: La relación entre la fuerza aplicada y la profundidad de indentación es parabólica (figura 5). La profundidad de indentación evaluada sobre el eje de las abscisas se extiende de 0,05 mm hasta 0,08 mm, para materiales de las clases 150 y 300 respectivamente. Las fuerzas asociadas a esas profundidades de indentación son del orden de 1250 N hasta 2500 N. El hecho de que el espesor de la probeta sea mayor que 10 veces la profundidad de la indentación en esta región, que el crecimiento de la superficie de la indentación sea proporcional a la fuerza aplicada y que la relación entre la fuerza y la profundidad de indentación sea parabólica, inducen a pensar que los estados de tensiones y la deformación plástica generados sobre el material durante el ensayo, se circunscriben a las regiones vecinas a la indentación, como en los ensayos de dureza Brinell, Vickers y Knoop.

Región I: La relación entre la fuerza y la profundidad de indentación es casi linear y su inclinación es proporcional a la resistencia mecánica del material (figura 5). En los hierros fundidos en estado bruto de fusión, su extensión, evaluada sobre el eje de las abscisas, asume un valor prácticamente constante de (0,15±0,01) mm, independiente de la clase del material. En los hierros fundidos en estado bruto de fusión, esa profundidad de indentación es alcanzada con fuerzas aplicadas de 5000 N para el material de clase 150 y de 8000 N para el de la clase 300.

La casi linealidad de la región I, es el resultado de la superposición del aumento de tamaño de las indentaciones y de la deformación elasto-plástica que ocurre en sus proximidades de la indentación, y de la deformación elástica del material localizado sobre el plano de los filos de las cuñas. Por causa de esa región de comportamiento elástico constituir mas del 95% del área resistente de la probeta, la región I, puede ser considerada representativa de ese comportamiento.

Región II: Continuando el ensayo, o sea, aumentando la fuerza aplicada, la tangente de inclinación disminuye medida que aumenta la fuerza. De esa manera la fuerza aplicada correspondiente a un dado valor de profundidad de indentación, es inferior al proyectado por la extrapolación de la región I. Se consideró inicio de la región II el punto


19

en que la curva se separa del comportamiento casi linear de la región I, y como su final el punto de máxima fuerza aplicada, en el que la inclinación de la tangente a la curva es nula.

En los materiales de la clase 300 o superior, la fractura se produce antes de llegar al final de la región II, en puntos de la curva para los que la inclinación de su tangente es positiva. En el caso específico del material de la clase 300, la ruptura de la probeta ocurrió para fuerzas del orden de 45.000 N, en forma abrupta, de forma que la curva (figura 4b), no consigue mostrar una eventual progresión de la fractura. En los materiales de la clase inferior a 300 la curva alcanza el final de la región II y continúa en la región III. Para el material ensayado de la clase 150, la fuerza aplicada máxima fue de aproximadamente 18.000 N (figura 4a).

La fuerza correspondiente al punto de inflexión de las curvas de compresión entre cuñas de los materiales de clase inferior a 300, se emplea en el cálculo de la resistencia entre cuñas. En ese punto el material inicia su agrietamiento en las proximidades de los ápices de las indentaciones, sobre “labios” que los contornan y que se forman y crecen causados por la deformación plástica resultante de la profundización de la indentación. Los labios se proyectan hacia afuera de la superficie lateral de la probeta.

La forma de la región II, es resultante de la mayor profundidad de las indentaciones y de la ocurrencia inicialmente de deformación elasto-plástica del material localizado entre los filos, la que al ser alcanzada la fractura se extiende lateralmente hasta aproximadamente 1,5 mm a cada lado del plano de los filos.

Región III: Está presente y es mensurable en las curvas de compresión entre cuñas de los materiales de clases inferiores a 300. La región se inicia en el punto de máxima fuerza aplicada. El incremento de la profundidad de indentación en esta región se obtiene con una disminución de la fuerza, en la medida que disminuye la resistencia mecánica del material. La región III asume una forma curvada para materiales de la clase 150 de manera que el valor absoluta de la inclinación de su tangente tiene un aumento gradual desde el valor nulo (punto de máxima fuerza) hasta el punto de la fractura abrupta que ocurre para fuerzas de valor aproximado 80% de la máxima fuerza aplicada e incrementos de profundidad de indentación de aproximadamente 0,10 mm. En la medida que la resistencia mecánica del material aumente desde la clase 150 hasta próximas de la clase 300, la curva de la región III disminuye su curvatura, la velocidad de variación del valor absoluto de la tangente crece, y la fractura abrupta final se produce para fuerzas aplicadas próximas del 90 % de la máxima fuerza aplicada y para incrementos muy pequeños de profundidad de indentación.

En la región III ocurre la progresión estable de las fisuras iniciadas al final de la región II, debida a la continuación del ensayo. La progresión de las fisuras sigue el plano de filos de las cuñas y avanza a lo largo de los grafitos y/o sus interfases atravesando los puentes de matriz localizados entre los grafitos.

Una utilización importante de la curva de compresión entre cuñas está en la evaluación y comparación de las energías asociadas al comportamiento elástico, elasto-plástico y de fractura del material, a través de la medición del área bajo las regiones correspondientes de la curva (figura 5). Esas energías pueden ser determinadas con mayor rapidez que en el caso de las curvas características al ensayo de tracción, La energía elástica puede ser aproximadamente determinada mediante el área bajo las regiones 0 y I de la curva. La energía necesaria para la fractura abrupta (materiales de clase superior a 250) o para el inicio de fisuras externas, está relacionada con el área total bajo las regiones 0, I y II. La energía de progresión estable de la ruptura con el área debajo de la curva en la región III. Por último la energía para la ruptura total se relaciona con el área total bajo la curva. Tales características pueden ser en ciertas ocasiones, importantes de determinar y necesarios de ser incluidos en un sistema de control de calidad. Ellas pueden ser por primera vez evaluadas, por lo menos de forma comparativa, utilizando la curva de compresión entre cuñas obtenida en el mismo lugar de la inspección de producción.

La región III, proporciona un método barato y rápido de estimar (de forma comparativa) la tenacidad a la fractura. La progresión de la fisura no se desarrolla en las condiciones bajo las que ocurre en el ensayo de Integral J, método utilizado para esa evaluación, mas un aumento en el valor del área abajo de la región III, debe corresponder a un aumento en el valor de la integral J. Sería necesario estudiar comparativamente ambos métodos, para verificar si existe o no una relación entre esas variables, como en el caso de relación entre las resistencias a la tracción y entre cuñas.

Curvas Y Estructura Las curvas de compresión entre cuñas poseen la sensibilidad suficiente para detectar variaciones de la estructura y microestructura del material, a través de su forma y del valor de resistencia entre cuñas. Esas variaciones pueden provenir de diferencias en la velocidad de enfriamiento durante el proceso de fundición, que modifican la presencia dendrítica; el tipo y cantidad de grafitos; y la cantidad y localización de carburos y ferrita.


20

En los materiales levemente aleados, la resistencia mecánica está relacionada con la existencia de estructuras dendríticas, redes de carburos interdendríticos e intercelulares en una matriz perlítica, pero la influencia de cada uno de esos elementos no está claramente definida.

En la Figura 6, la macrografía 6a, la micrografía 6b y las curva esquemática de compresión entre cuñas 6c corresponde a un material levemente aleados de la clase de resistencia 300. Su resistencia a la tracción σt = 376 MPa y su resistencia entre cuñas, σc = 250 MPa. Presenta estructura dendrítica moderada y grafitos distribuidos en aproximadamente un 70% del tipo I-A [22]; 20 % del tipo I-B, tamaños de 0,20 hasta 0,30 mm de diámetro y el resto del tipo E. La matriz es perlítica con carburos formando redes intercelulares. Este material alcanza elevada fuerza de compresión entre cuñas, por la inclinación y extensión de las regiones I y II, siendo que esta última se interrumpe por la ocurrencia de la fractura abrupta (Figuras 6c).

a) b)

c)

d) e) f)

g) h) i)

Figura 6. Estructuras, microestructuras y curvas de compresión entre cuñas características de los materiales de las clases de resistencia: 300 (a), (b), (c); 250 (d), (e), (f) y 150 (g), (h), (i). (F = fuerza, P.I. = profundidad de indentación).


21

El aumento de la cantidad y tamaño de grafitos del tipo I-B y la disminución de la estructura dendrítica tienden a disminuir la resistencia mecánica. Las Figuras 6d, 6e y 6f, corresponden a un material de la clase de resistencia 250 en el que la estructura dendrítica es débil y grafitos en un 50% del tipo I-A, tamaños 4/5; 40% tipo I-B, diámetros entre 0,30 y 0,60 mm y 10% del tipo I-E. Las resistencias a la tracción y entre cuñas resultaron en σt = 256 MPa y σc = 183 MPa, a pesar de la matriz perlítica y la presencia de carburos finos y frecuentes. El debilitamiento de la estructura dendrítica y el aumento de las células eutécticas (cuya estructura tiene menor rigidez mecánica que las dendritas) acortan la región I, disminuyen su inclinación, reducen la región II y aceleran la disminución de la inclinación de su tangente. La curva del material muestra un punto de fuerza máxima aplicada que coincide con el fin de la región II (inclinación de la tangente a la curva es nula) y con el inicio de la formación de fracturas que progresan rápidamente hasta la fractura final abrupta, como indica la corta región III de la Figura 6f.

Un material de resistencia a la tracción de σt = 145 MPa, muestra estructura dendrítica débil, grafitos 20% del tipo I-A, tamaños 2/3; 50% tipo I-B, tamaños 0,40 hasta 0,50 mm de diámetro y regiones mas refinadas de 0,10 hasta 0,30 mm de diámetro (Figura 6g), matriz perlítica con nucleación de ferrita junto a los grafitos (Figura 6h) y una curva de compresión entre cuñas con una extensa región III (Figura 6i).

En los hierros fundidos grises no aleados, sin carburos libres en la matriz, el aumento de las estructuras dendríticas fuertes, del refino de los grafitos y microestructuras perlíticas están asociados directamente al aumento de su resistencia mecánica, como se verá en el ítem Estudio de Aplicación (Figuras 8, 9 y 10).

Control De Calidad Los requisitos a ser cumplidos por piezas de hierro fundido gris están determinados por el dibujo técnico de la pieza y la especificación del material. El dibujo permite la correcta construcción del modelo y del molde, cuya conformidad puede ser verificada previamente a la colada del material. La clase del material se define seleccionando la composición química, el tratamiento del baño metálico y la velocidad de enfriamiento durante la solidificación y en el estado sólido.

Durante la producción, el fundidor normalmente cuenta con la capacidad de verificar el material líquido mediante técnicas de análisis térmico diferencial, que le permite realizar as correcciones necesarias. La verificación de las características mecánicas del material de la pieza fundida se realiza en forma indirecta y a través de ensayos de tracción de probetas torneadas de barras fundidas normalizadas de 30 mm de diámetro, como especificado en la norma ASTM [23]. Los valores obtenidos, pueden no representar las características mecánicas de las paredes de las piezas, si existen entre la barra y la pieza diferencias de estructuras de solidificación y microestructuras, decurrentes de diferentes velocidades de solidificación. Esta forma de verificación de las características mecánicas, impide al fabricante la realización, durante el proceso productivo, de acciones tendientes a evitar o corregir no-conformidades. En el caso del cliente, la verificación de la resistencia a la tracción en las barras normalizadas que acompañan los lotes, no le proporcionan seguridad sobre la calidad de las piezas.

La facilidad de obtención de las curvas de compresión entre cuñas y su sensibilidad a las variaciones estructurales y microestructurales de los materiales, expresadas a través de modificaciones de forma y de la resistencia entre cuñas, las torna utilizables en el control de calidad de producción.

Una vez definidos los requisitos del cliente y el proceso de fabricación del producto que los asegure, el fundidor puede determinar las curvas y valores de la resistencia entre cuñas, que correspondan a las condiciones extremas de la tolerancia. La resistencia entre cuñas evaluada en el lugar de la pieza, definido con el cliente, puede ser utilizada para definir la conformidad del producto mediante la aplicación del método de control estadístico de proceso “por variable” [24].

La forma de la curva de compresión entre cuñas sirve para establecer un control estadístico de proceso por “atributo” [24]. Las referencias de aprobación o rechazo para el “atributo” estarían dadas (constituidas) por las formas de las curvas correspondientes al centro y los extremos de la tolerancia de resistencia mecánica del producto. Esas curvas deberán ser relacionadas a las características macro y microestructurales del material. La aproximación progresiva de la forma de las curvas obtenidas con las probetas ensayadas durante la producción, a las curvas que limitan la tolerancia, permitirá definir las correcciones de proceso, que signifiquen la recuperación de la macro y microestructura para las del material cuja curva corresponde a las propiedades mecánicas del centro del rango de tolerancia.


22

ESTUDIO DE APLICACIÓN [25] El ensayo de compresión entre cuñas fue utilizado para verificar la calidad de soportes delanteros de motores de partida, fundidos en material de la clase 200. Cinco muestras de los soportes tipos 1, 2, 3 y 4, fueron retiradas de estoques de una empresa del sector automovilístico, siendo que cada una de ellas estuvo constituida de tres piezas (soportes), siguiendo recomendaciones de la norma ASTM A-48 [24]. Las muestras de soportes de los tipos 1, 2 y 3, producidas por el fundidor “X”, se designaron 1X, 2X y 3X respectivamente. De la misma manera las muestras 1Y y 4Y corresponden a los soportes tipos 1 y 4 fabricados por el proveedor “Y”. Posteriormente las muestras fueron maquinadas con refrigeración hasta obtener una probeta de dimensiones de 20 mm x 20 mm x 6 mm con calidad de superficie grosera. Especial cuidado fue tomado para mantener el paralelismo entre las caras de apoyo de las cuñas menor que 0,1 mm. Las probetas se sometieron a ensayos de compresión entre cuñas, en un dispositivo instalado entre las placas de compresión de una máquina de ensayos Wolpert de 50 KN de capacidad a la temperatura de (25 ± 4) °C, las cuñas de dureza (62 ± 2) HRC, tenían ángulo de (90,0±0,5) grados y radio de filo r = 0,15 mm. Posteriormente a los ensayos las superficies mayores de las probetas fueron pulidas y sometidas a ataque químico (algodón embebido con picral: 4 g ácido pícrico en 100 ml de alcohol etílico PA), para evaluaciones metalográficas. Las micrografías fueron hechas con aumentos de 100X. Análisis fueron practicados para determinar la composición química del material de cada muestra.

RESULTADOS

En la tabla I están los resultados de los análisis químicos, resistencia media entre cuñas (σc) y error cuadrático medio (Sσc) de cada muestra y el respectivo error del valor medio calculado por la distribución de “t” para un 95% de confianza. La dispersión en el carbón equivalente por parte del fundidor “Y”, los elevados valores de error cuadrático medio y de error de valor medio para las muestras 2X, 3X y 1Y, muestran un bajo control del proceso por parte de los fundidores que, con excepción de las muestras 1X y 4Y, imposibilitan un tratamiento estadístico de los resultados y obligan al análisis individual de las piezas.

Tabla I. Análisis químico y análisis estadístico de la resistencia entre cuñas de las muestras de soportes.

Muestra Carbón Equiv. σc MPa Sσc MPa Error de valor medio MPa

σt MPa

1X 3,96 180 4 10 256 2X 4,08 154 25 61 3X 4,07 174 12 30 1Y 4,08 130 20 48 4Y 4,30 164 6 14 232

Las curvas de compresión entre cuñas obtenidas al ensayar las probetas pudieron ser clasificadas según sus formas, en tres tipos: A, B y C (figura 7).


23

Figura 7. Curvas de compresión entre cuñas tipos A, B y C

Curva tipo A: Correspondieron a esta curva, las tres probetas de la muestra 1X, dos de la muestra 3X y una de la 2X y otra de la 4Y. La estructura y microestructura predominante a todas ellas son de estructuras dendríticas de fuertes para moderadas, hasta 50% de grafito en las formas I-E y I-D, microestructura perlítica e islas ferríticas de hasta 15%, localizadas en los espacios ínterdendríticos. La resistencia a la tracción de aproximadamente 260 MPa, calculadas mediante la ecuación σt = 1,73⋅σc –52, localizó los materiales en la región media de la tolerancia del material. La figura 8 muestra la estructura y microestructura de la probeta 1X1 que tiene este tipo de curva.

a) b)

Figura 8. Estructura (a) y microestructura (b) de la probeta 1X1, cuya curva corresponde al tipo A. Resistencia entre cuñas: 185 MPa, grafitos: 20% tipo I-A, tamaños 4/5; 30% tipo I-B, tamaños 0,20/0,30 mm, 50% tipos E y D. Fuerte estructura dendrítica y matriz perlítica en 95%.

Curva tipo B: Las curvas de dos probetas de la muestra 4Y y una de cada una de las muestras 3X, 2X y 1Y, correspondieron a este tipo. La estructura característica tiene una presencia dendrítica de moderada para escasa, grafitos en un 70% del tipo I-B y baja presencia de los tipos I-E y I-D, y matriz en un 90% perlítica. La resistencia a la tracción individual de estas probetas alcanzó valores entre 230 y 210 MPa, (ecuación anterior), próximos del mínimo de la especificación del material clase 200. La figura 9 muestra la estructura y microestructura de la probeta 3X2 que tiene este tipo de curva.


24

a) b)

Figura 9. Estructura (a) y microestructura (b) de la probeta 3X2, cuya curva corresponde al tipo B. Resistencia entre cuñas: 163 MPa; grafitos 40% del tipo I-A, tamaños 4/5; 50% del tipo I-B, tamaños 0,20/0,50 mm; 10% de los tipos E y D. Estructura dendrítica moderada y 5% de ferrita en la matriz.

Curva tipo C: El ensayo de dos probetas de la muestra 1Y y una de la muestra 2X, tuvieron como resultado curvas de este tipo y sus estructuras fueron sensiblemente las mismas que las de las probetas asociadas a la curva B, pero las microestructuras mostraron ferritización desde 40% hasta 70% de la matriz, que alcanzó los ejes dendríticos. Estos materiales no cumplieron con la especificación del material de clase 200. La ferritización de la matriz, responsable de la modificación de forma de la curva de compresión entre cuñas del tipo B para el tipo C, puede ser asociada a tratamientos térmicos involuntarios provocados por el recocido parcial e incontrolado de las de piezas al ser desmoldadas a temperaturas de aproximadamente 300°C y luego empiladas. La figura 10 muestra la estructura y microestructura de la probeta 1Y2 que tiene este tipo de curva.

a) b)

Figura 10. Estructura (a) y microestructura (b) de la probeta 1Y2, cuya curva corresponde al tipo C. Resistencia entre cuñas: 125 MPa; grafitos: 20% del tipo I-A, tamaño 4; 70% del tipo I-B, tamaños 2,25/0,35 mm; resto del tipo I-E y D. Estructura dendrítica moderada y 40% de la matriz ferrítica, alcanzando los ejes dendríticos

Los resultados indican que no todos los lotes deberían haber estar en el estoque de piezas aprobadas por la empresa. Las variaciones de proceso de fabricación de los reflejan en la curva de compresión entre cuñas. Esta curva es la expresión gráfica de la estructura global del hierro fundido gris. A medida que disminuye la estructura dendrítica, que aumenta la cantidad de grafito I-B y la ferritización de la matriz, disminuyen las fuerzas máximas de las regiones I y II de la figura 5 y comienza a aparecer y a aumentar la región III. Los cambios de la forma de las curvas y de la resistencia entre cuñas se deben a variaciones en estructura, causados por cambios en los parámetros del proceso de fundición. Con adecuado entrenamiento de los operadores y con ayuda de un ábaco como el de la figura 6, es posible determinar la necesidad o no de cambios de proceso de fabricación para el cumplimiento de los requisitos de las


25

piezas. En el caso que las modificaciones de proceso fuesen necesarias, la forma de la curva orienta sobre la estructura existente en las piezas y facilita la selección de las medidas correctivas.

CONCLUSIONES 1. El ensayo de Compresión entre Cuñas tiene innumeras ventajas prácticas para determinar la Resistencia Mecánica

de los Hierros Fundidos Grises.

2. La Resistencia entre cuñas permite determinar la Resistencia a la Tracción de los hierros fundidos grises con bastante exactitud.

3. La forma de la curva Fuerza-Profundidad de Indentación da una buena indicación del tipo de estructuras presentes en el material y permite identificar las regiones de comportamiento principalmente elástico, elasto-plástico y progresión de fractura..

COMENTARIOS Ya que existe una buena correlación entre los valores de Resistencia a la Tracción y Resistencia entre cuñas, esta última variable podría ser utilizada con ventajas para normalizar la Resistencia Mecánica de los Hierros Fundidos Grises.

La curva de compresión entre cuñas presenta potencial y debe ser ensayada su aplicación al estudio del comportamiento y resistencia mecánica de materiales tales como hierros fundidos vermiculares, aleaciones de aluminio silicio, plásticos termoduros reforzados y hasta en materiales dúctiles como el hierro fundido nodular.

REFERENCIAS

[1]. LOEBLICH, H. y SIEFER, W., Stueckfestigkeit von Gussteilen aus Gusseisen mit Lamellengraphit, Giesserei - Forschung, v.37, Jahrgang, Heft 4, p. 153–163, 1985.

[2]. LUDWIK, von P. y KRYSTOF, J., Bestimmung der Zugfestigkeit von Gusseisen mittels der Keildruckprobe, Die Giesserei, v.21 Jahrg. N. 41/42, Oct., p. 432 – 435, 1934.

[3]. PIDGEON, C.L, Wedge penetration test as an indirect method of determining tensile strength, Foundry Trade Journal, Julio, p. 3-10, 1966.

[4]. EBNER, R., Die indirekte Bestimmung der Zugfestigkeit von Gusseisen mit Lamellengraphit durdh die Keildruckprobe, Giesserei–Praxis, N. 22, S. 417-420, 1967.

[5]. DILEWINJS, J. y SONK, G., De onrechtstreekse bepaling van de treksterkte van grijs gietigzer door middel van de wigdrukproef: statistische studie van verband tussen treksterkte en wigdruksterkte (3), La fonderie belge, v.12, p. 289 – 299, 1967.

[6]. WEISS, W. y ORTHS, K., Einflüsse auf die mechanischen Eigenschaften von Gusseisen mit Lamellengraphit nach Berücksichtigung der durch die chemische Zusammenstzung gegebenen Wirkungen, Giesserei-Forschung, v.21 Jahrgang, Heft 3, p. 113-124, 1969.

[7]. GOST 2861-45, URSS, Metalurgia V-3, Piezas fundidas en hierro fundido gris. Método de ensayo mediante Compresión entre cuñas (1945) (en ruso).

[8]. PN-54H-83103, Norma Polonesa, referenciada en [16], mas no disponible, 1954.

[9]. TGL 14401/04, Fachbereichstandard. Gusseisen mit Lamellengraphit. Bestimung der Keildruckversuch, Octubre, 1969.

[10]. TGL 14401/04, Fachbereichstandard. Gusseisen mit Lamellengraphit. Bestimung der Keildruckversuch, Junio, 1988.

[11]. VDG Merkblatt, P340, Keildruckpruefung, Abril, 1971


26

[12]. Österreichisches Giesserei Institut, Pruefvorschrift N. 42, Indirekte Bestimmumng der Zugfestigkeit von Gusseisen mit Lamellengraphit durch die Keildruckpruefung, 1989.

[13]. QUILODRÁN, O.E. y MEDRANO, R.E., Evaluation of Mechanical Behaviour of Grey Cast Iron by Means of the Wedge- Penetration Test, Cast Metals, v. 6, p.175-180 (1993).

[14]. QUILODRÁN, O.E. y MEDRANO, R.E., Ferros Fundidos Cinzentos Moldados em Casca e Areia: Resistência a Tração e Compressão entre Cunhas, in: Segundo Congresso Internacional de Tecnologia Metalúrgica e Materiais, São Paulo, ABM, CD-Rom, 11 páginas, 1998.

[15]. QUILODRÁN, O.E. y MEDRANO, R.E., Grey Cast Iron: The Relation Between Processes, Structures and Mechanical Strength”, a ser publicado, International Journal of Cast Metals Research, 2003.

[16]. SOINSKI, M. S. y NOWAK, A., Anwendbarkeit der Keildruckpruefung bei niedriglegierten Al-Cr-Gusseisen, Giesserei-Praxis, N.21, p. 314-317, 1987.

[17]. STANDKE, W., Erfahrungen bei der Anwendung der Keildruckpruefung von Gusseisen mit Lamellengraphit, Giesserei, v. 62, N.19, p. 490 – 499, 1975.

[18]. EBNER, R., Weitere Untersuchungen zur indirekten Bestimmung der Zugfestigkeit von Grauguss durch die Keildruckprobe, Gisserei – Praxis, N.11, p. 183-189, 1972.

[19]. MITCHEL Jr., N. B., The Indirect Tension Test for Concrete, Materials Research & Standards, v.1, N.10, p. 780-788, 1961.

[20]. RUDNICK A.; HUNTER A. R. y HOLDEN F. C. An Analysis of the Diametral -Compression Test, Materials Research & Standards, v.3, p. 283-289, 1963.

[21]. QUILODRÁN, O.E. y MEDRANO, R.E., Análise da Deformação Plana por Compressão entre Cunhas, in: Anais do I Simpósio de Conformação Plástica dos Metais, Campinas, Brasil, UNICAMP, p. 1-11, 1984.

[22]. Associação Brasileira de Normas Técnicas. ABNT NBR 6593, Morfologia de grafitas em ferro fundido, Especificação. Abril 1981.

[23]. American Society for Testing and Materials, ASTM A-48-92, Standard Specification for Gray Iron Castings, ASTM, 1916 Race St., Philadelphia, Pa 19103. Julio 15, 1992.

[24]. Chrysler Corporation, Ford Company, General Motors Corporation, Statistical Process Control, Reference Manual, Chapter II y III, p. 27-118, 1995.

[25]. QUILODRÁN, O.E. y MEDRANO, R.E., Control of the Casting Process of Grey Cast Iron by Means of the Wedge-Penetration Test, International Journal of Cast Metals Research, v.9, p. 309-317, 1997.

Documents

Ensayo De Compresión Entre Cuñas Para Hierros … · El ensayo de compresión entre cuñas es una forma simple, rápida e indirecta, de determinar la resistencia a la tracción