EFECTOS DEL PROCESO DE SOLDADURA TIG EN LA

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Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol.23 N° 2, 36 - 44 .
EFECTOS DEL PROCESO DE SOLDADURA TIG EN LA RESISTENCIA
A ENSAYOS POR FATIGA DEL ACERO AERONÁUTICO ABNT 4130
M. P. Nascimento', H. J. C. VoorwaldI, V. o. Gamarra"
1.- Departamento de Materiais e Tecnologia, UNESP - FE/G - DMT
2.- Departamento de Mecánica, UNESP - FE/G - DME
Av. Ariberto Pereira da Cunha, 333, Guaratinguetá - Sp, 12516-410, Brasil
E-mail: [email protected];[email protected];[email protected]
Resumen:
El objetivo del presente trabajo consiste en evaluar los efectos del proceso de soldadura TIG en el acero ABNT 4130, el
cual es bastante utilizado en estructuras aeronáuticas. Las propagaciones de fisuras debido a ensayos de fatiga se encuentran
localizadas en tres regiones distintas: el material base, la zona afectada por el calor (ZAC) y el cordón de soldadura. Las
dimensiones de las probetas, chapas de 0,80 mm de espesor como metal base, siguen la norma ASTM 647, también basadas
en ensayos de fractura de estructuras tubulares soldadas de aeronaves brasileñas T-27 Tucano. Los ensayos fueron realizados
sometiendo cargas cíclicas tracción-tracción, con amplitud constante, temperatura ambiente y utilizando razón de carga
R=O, l. Los resultados indican que la propagación de fisura localizada en el cordón de soldadura es más rápida que aquellas
localizadas en la ZAC y en el material base, respectivamente. Resultados que también fueron relacionados con la variación
microestructural y la micro dureza de las regiones mencionadas.
Palabras-clave: Propagación
aeronáutica ABNT 4130
de fisura, Fisura por fatiga, Estructuras
aeronáuticas,
Proceso de soldadura TIC, Acero
Abstraet:
This study has as objecrive to analyses the effects of the TlG welding process on structura1 integrity of ABNT 4130 steel,
wide1y used in welded aeronautical structures, by fatigue crack growth tests located in three different areas: base material,
heat affected zone (HAZ) and weld pool. The specimens were made in accordance to ASTM 647 standard, from hot rolIed
plate containing 0,80 mm of thickness, which was determinate from previous studies of welded tubular structure failures of
T-27 Brazilian aircrafts. The tests were carried out on centre-cracked tension (CCT) specimens conduced in room temperature,
constant amplitude range, at a frequency of 10 Hz, and load ratio R=O,l. The results obtained were associated to the
microstructure and microhardness variations of the mentioned areas. It was observed that the fatigue crack located in the
weld pool grew more quickly, followed for that located in HAZ and, finally, for that contained in the base material.
Keywords: Crack growth, Fatigue crack, Welded aeronautical structures, TIC welding process, ABNT 4130 aeronautical
steel.
1. Introducción
Al contrario de lo que ocurrió con la navegación marítima y el transporte terrestre, los cuales se desenvolvieron a
través de los siglos, el transporte aéreo alcanzó notables
progresos solamente en los últimos cincuenta años. Se observa que, el número de accidentes aéreos por fallas, debido a defectos del material o causadas por micro fisuras,
generalmente ha disminuido (Lange, 1993), entretanto, fallas humanas en su mayoría han sido responsables por gran
parte de los accidentes en aeronaves. La mayoría de fracturas de estructuras son causadas por la fatiga proveniente de
diseños inadecuados, lo que origina diferentes tipos de entalla o concentradores de tensión, producidos durante la
fabricación o durante la operación de manutención de
aeronaves (Goranson, 1993). Defectos y fallas han resultado en serios problemas de seguridad y en causas de accidentes fatales. Así, los sectores aeronáuticos de manutención y inspección han dirigido su atención en mejorar la
tecnología utilizada en éstas funciones (Wenner y Drury,
2000; Latorella y Prabhu, 2.000). La administración y gestión de fallas humanas se ha convertido en el aspecto más
importante y crítico en la industria aeronáutica, con el objetivo de aumentar seguridad y confiabilidad en los sistemas de aviación comercial (Wenner y Drury, 2000; Latorella
y Prabhu, 2000).
M. P. Nascimento y col. / Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales.
cipalmente en el control de la calidad del cordón de soldadura, el cuál es inspeccionado 100% a través de Ensayos
no destructivos, La Figura 1 muestra el Montante del motor de una aeronave modelo T-27 Tucano. El material utilizado en la fabricación de esta estructura, ABNT 4130, conocido como acero de medio carbono y liga baja, posee buena
soldabilidad en la condición recosida o normalizada (ASM,
1982; Philip, 1978).
El proceso de soldadura utilizado en la fabricación de
este tipo de estructura aeronáutica es el Tungsten Inert Gas
(TIC), adecuado para materiales de espesor fino y por permitir control preciso de las variables del proceso; y también, de la forma final del cordón, resultando en una soldadura de calidad y sin defectos. Una de las alternativas del
proceso de soldadura TIO es el proceso a plasma, el cual
permite la unión de materiales que tengan hasta 10 mm de
espesor en una única pasada. Entretanto, su costo inicial
aun es elevado (Modenesi, et al, 2000).El objetivo de este estudio consiste en analizar la influencia del proceso de soldadura en la resistencia a la propagación de fisuras debido a la fatiga, en el acero aeronáutica
ABNT 4130 en tres regiones distintas: Material base, Zona
afectada por el calor (ZAC) y en el Cordón de soldadura.
Según la teoría de la Mecánica dela Fractura, importapte en el estudio y control de la integridad estructural de
aeronaves, una de las condiciones para la evaluación de
fallas o defectos es que estas se consideran en el inicio de la
vida útil de los componentes. Esto debido a que, estudios y
filosofías de estrategias de diseños que consideran teorías
como "Falla segura" y 'Tolerancia al defecto" fueron des arrolladas con base en normas de manutención y de calidad
exigidas por normas internacionales. Éstas teorías filosóficas, comúnmente no consideran la fase de enucleación de
la fisura, y sí, únicamente su crecimiento y propagación,
monitorandolas hasta que alcancen un tamaño máximo, no
crítico, tolerable.
Entre los componentes de aeronave s más críticos está
la estructura que sustenta el motor, denominada "Montante
del motor", fabricado en acero de alta resistencia ABNT
4130. Este componente tiene una geometría compleja envolviendo uniones, de diferentes tubos y con varios ángulos, a través de soldadura. Además de sustentar el motor de
la aeronave, mantiene fijo el tren de aterrizaje de la nariz
en la otra extremidad. Por tanto, es un componente muy
importante para la seguridad del vuelo. Las exigencias aeronáuticas son extremamente rígidas en su fabricación, prin-
Montante del Motor
Fig. 1. Montante del motor de la aeronave T-27 Tucano.
2. Procedimiento
experimental
que una de las uniones críticas del montante de motor es
formada por tubos de 1,58 mm y 0,80 mm de espesor. La
tabla 1 presenta la composición química de este material.
Así, las probetas, con y sin cordón de soldadura, para los
ensayos de tracción y propagación de fisuras son de este
material (Material base), el cual tiene dureza de 60 HRA•
2.1 Material de la probeta'-'
.,
El material 'útii{~ado fue el acero ABNT 4130 en chapa
laminada con 0,80 mm qe<~~pesor.El materi~l especificado
se fundamenta en un estudio realizado, donde se constata
Tabla 1: Composición química del acero de alta resistencia ABNT 4130.
'0
Composición (%)
Especificación
Chapa #0,80
C
0,28-0,33
0,32
Si
Mn
0,15-0,30
0,40-0,60
0,57
0,28
Cr
0,80-1,10
0,93
!VÍo
0,15-0,25
0,18
Pmáx.
0,035
0,013
Smáx.
0,040
0,008
37
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vo1.23N° 2.
38
2.2 Procedimiento de soldadura
El proceso de soldadura de estructuras aeronáuticas,
Tungsten Inert Gas (TIG), es realizado conforme la norma
aeronáutica EMBRAER NE 40-056 TIPO 1, utilizando
argonio comercial (99,95% de pureza). Este proceso es efectuado con metal de adición especificado por la nonna AMS
6457 B - Turballoy 4130.
Las soldaduras en las probetas fueron realizadas enjuntas de topo, sin chaflán debido a la pequeña espesura, y
separados de aproximadamente 0,3 mm. La especificación
del sistema utilizado para la soldadura es SQUARE WAVE
TIG 355 - LINCON, refrigerada a agua. Los parámetros
utilizados en el proceso de soldadura se presentan en la
tabla 2.
La dirección de la soldadura siempre fue transversal al
de laminación
de la placa, induciendo
a la fisura a
propagarse en este sentido, y de esta forma, simular la situación real a la cual está sometido el montante de motor.
Tabla 2: Parámetros de soldadura (horizontal).
Parámetros
Tensión
Corriente
Propagación
Caudal
Aporte térmico (heat input)
Temperatura de precalentamiento
Diámetro del electrodo
.-
Chapa #tJ,89
12v
75A
192 mm/min
51tlmin
28 kJ/cm
1000C
1,6 mm
Antes del proceso de soldadura las probetas fueron fijadas a una contra-placa de cobre (backing bar) para evitar
contaminación atmosférica en la raíz del cordón de soldadura, lo que origina porosidad. Enseguida, se limpiaron
con solvente de clorato para retirar los restos de óxidos.
Después del proceso de soldadura, no se realizaron tratamientos térmicos para alivio de tensiones ni mejorías de
las propiedades mecánicas del material, con el mismo objetivo de simular las condiciones reales de las estructuras
aeronáuticas
originales.
2.3 Ensayos de tracción
Las probetas para ensayos de tracción siguen la norma
ASTM E 8M (chapas). Los ensayos fueron realizados en
una Máquina Universal de Ensayos, ..f\lIecánicos, tipo MTS,
modelo 81O.23M, de 250 kN de capacidad, dotada de clipgauge y con velocidad de deformación de 0,5 mm/min. La
precarga aplicada fue de 0,1 kN.
La obtención de las probetas es conforme la dirección
de laminación de la chapa, correspondiente al proceso de
fabricación de los tubos aeronáuticos.
Las probetas utilizadas fueron,
• 03 probetas de chapa #0,80 (TM - Tracción en el Material Base); y
• 02 probetas de chapa #0,80 con cordón de soldadura
localizado en la región central, sin mecanizado posterior
(TS - Tracción en la probeta com soldadura)
2.4 Ensayos de propagación
de fisuras
Las probetas utilizadas en los ensayos de propagación
de fisuras son ilustradas en la figura 2 y divididas en tres
grupos:
• GRUPO 1: Probeta con entalla central
(midle
tension), sin cordón de soldadura
• GRUPO TI: Probeta con entalla en el cordón de soldadura (región central)
• GRUPO ID: Probeta con entalla en la Zona Afectada por el Calor (ZAC)
Esta entalla es artificial y ejecutada por electro-erosión
(EDM), formando un losango com 5mm de diagonal mayor y 3 mm de diagonal menor, de forma a criar
concentradores de tensión en los vértices de los ángulos
agudos, puntos donde se inician las fisuras. También, las
probetas tienen 40 mm como referencia desde las extremidades que es la región donde se fija a la máquina universal,
conforme las especificaciones de la norma ASTM E 647.
Conforme la figura, el valor de x es de aproximadamente
lmm, la distancia entre la entalla y el borde de la soldadura, dentro de la ZAC que es de aproximadamente 3 mm. Se
observa que, cuando la entalla está mas cerca de la soldadura, mas crítica es la sección y por tanto menos resistente
a la propagación de fisuras. Esto se observa en el análisis
metalográfico, ya que el tamaño granular es mayor cuando
más se aproxima de la soldadura.
Los ensayos fueron realizados en la Máquina Universal
de Ensayos Mecánicos MTS 81O.23M, con carga cíclica
tracción-tracción, razón de carga R=O,1, con amplitud constante, temperatura ambiente y frecuencia de 10 Hz. La confección de la entalla central, necesaria para generar
prefisura, fue realizada de acuerdo con la norma ASTM
647, por electro-erosión. La prefisura de fatiga fue desarrollada con la misma razón de carga R=O,1 Y frecuencia de 5
Hz. Todas las probetas fueron sometidas a tratamiento superficial con lija de granulometría 600 (máx.), en las fases
y laterales, siguiendo el sentido de la laminación, resultando en rugosidad media Ra=0,73±0,12 um, La tensión aplicada en todas las probetas fue de 200 MPa.
Para la monitoracion de los ensayos, desde la enucleación, crecimiento de la prefisura y lecturas periódicas correspondientes a la etapa de propagación estable de la fisura, fue utilizado un microscopio óptico acoplado a una escala graduada con precisión de 0,01 mm.
M. P. Nascimento
SOLO GRuPO
-col I Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales.
39
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1:
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0.80
1,58
Fig. 2: Probeta de propagación de fisura.
2.5 Análisis metalografica
La análisis metalografica fue realizada en las probetas
de propagación de fisuras (COPPE/UFRJ). Las muestras
fueron embutidas a frío, lijadas con papel de granulometría
decreciente (de 100 hasta 1000) Y polidas con solución de
sílice coloidal en suspensión, tipo OPU, en paño tipo DP
PLUS. El reactante químico utilizado para revelación de la
micro estructura del material fue Nital a 2%, aplicado por
5 segundos.
2.6 Análisis de la superficie de fractura
La análisis
de propagación
electrónica de
con tensión de
de la superficie de fractura de las probetas
de fisuras fueron realizadas por microscopia
barredura, especificado por LEO 1450 VP
aceleración de 20 kV.
2.7 Micra dureza Vickers
Las medidas de micro dureza Vickers fueron realizadas
a través del MICROMET 2004 de la BUEHLER, con carga
de 100 g.
2.8 Determinación
de tensiones residuales
El método utilizado para la determinación de las tensiones residuales, resultantes del proceso de soldageml
retrabajos realizados, fue difraction de Rayos-X con doble
exposición, siendo las dos líneas de difracción registradas
en filme. El ajuste del nivel de potencia de alimentación
del tubo, el cual utiliza
dos ánodos de cromo(A,Cr Ka=2,29092Á) para la producción de los feixes, fue
controlado y monitorado. Así, en este proceso, los feixes
difractados por los planos cristalográficos interceptarn el
filme siguiendo líneas cónicas. La profundidad de penetración efectiva de la radiación del Fe es de aproximadamente
5 um.
El equipamiento de rayos-X utilizado, portátil, usa tensión de la fonte de 25 kV Y corriente de 1,5 mA.
3. Resultados y Discusiones
3.1 Análisis química del cordón de soldadura
La análisis de la composición química del cordón de
soldadura fue realizada conforme la norma ASTM A 751/
96, cuyos resultados se presentan en la tabla 3.
La tabla 3 muestra que la composición química del COfdón de soldadura es semejante a la especificada para el
material base. Preferiblemente, el cordón de soldadura debe
contener los mismos elementos químicos del material base.
Entretanto, fue constatada la presencia de cobre en la composición del material de la soldadura. Este componente (Cu)
es reconocido por mejorar el limite de fluencia del material,
sin disminuir su tenacidad (Souza, C.A., 1989), así como,
confiere mayor resistencia a la corrosión al acero (Modenesi,
et al, 2000). Ajé et al constataron mejorías en las propiedades mecánicas y la tenacidad de la zona afectada por el calor (ZAC) de un acero estructural micro ligado al Nióbio
(Nb), a través de la adición de Cu y Ni en su composición
química.
No fueron encontrados elementos químicos intersticiales
como Oxigeno y Nitrógeno, indicadores de contaminación
del cordón de soldadura durante el proceso de soldadura.
3.2 Ensayos de tracción
La tabla 4 presenta los resultados de los ensayos de tracción, según las normas ASTM-8M, de forma a caracterizar
el material.
Todas las probetas de tracción, soldadas, fracturaron
exactamente en la misma región, comprendida entre el fin
de la ZAC y la matriz. Analizando los resultados contenidos en la tabla 4 se observa la caída de la tenacidad, del
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol.23 N° 2.
40
Tabla 3: Composición química del cordón de soldadura.
Cnmnesíeíán
C
Smax.
Si
Mo
Cr
Cu
0,28-0,33
Mn
0,40-0,60
Pmáx.
Especificación
0,035
0,040
0,15-0,30
0,15-0,25
0,80-1,10
~---_.-
Materialdesoldadura
0,30
0,32
0,50
0,57
0,004
0,013
0,003
0,008
0,25
0,28
0,179
0,18
0,91
0,93
..•- ........
Material base #0,80
El valor del CARBONO EQUIVALENTE
0,042
es 0,42%, qué está en el acuerdo a la norma EMBRAER NE-40-056, a cual especifica 0,44% máximo.
Tabla 4: Caracterización del acero ABNT 4130.
Resultados de los Ensayos de Tracción - Acero ABNT 4130
Grupos-CDP's
Flnencia 0,2% (MPa)
Lim. Res. (MPa)
Along. (%)
TM
741,4±O,02
831,35+13,70
10,17±O,14
TS
772,75±24,35
4,65±2,89
683,5±30,7
limite de fluencia y del limite de resistencia a la tracción
después de la soldadura, Las probeta s del tipo TM presentaron, entre sí, mayor alargamiento en su limite de fluencia.
Entretanto, en ambos casos, la relación entre el limite de
fluencia y las respectivas tensiones máximas permanecieron en torno de 0,89, ideal para las estructuras especiales
como las aeronáuticas.
da = C(AKr
dN
(1)
donde, da/dN es la tasa de propagación de fisura; e y n son
constantes del material; y M es el rango del factor de intensidad de tensiones.
Estas constantes fueron determinadas con el auxilio del
software RPCA - Research on fatigue cracks Propagation
under Constant Amplitude load (Pastoukhov e Batista,
1995), que permite el ajuste de la propagación estable de
fisura (región II del gráfico da/dN vs. M0 entre las curvas
teóricas y experimentales. Así, fueron realizadas varias simulaciones de forma a obtenerse el menor error posible.
La tabla 5, a seguir, presenta las mejores simulaciones encontradas para los casos en estudio. Las figuras 3 a 5, a
seguir, presentan las simulaciones realizadas en función
de los resultados experimentales obtenidos.
3.2 Ensavos de propagación de fisuras
Las figuras de 3 a 6 presentan los resultados de los ensayos de propagación de fisura, localizadas en las tres regiones citadas (Material base, ZAC y Cordón de soldadura) y representadas a través de curvas a vs. N, donde a es la
longitud de fisura y N es el número de ciclos. Con los resultados obtenidos se determinaron las constantes e y n para
estas regiones a través de la ecuación de Paris y Erdogan,
1963.
Tabla 5: Resultado de las simulaciones realizadas con el empleo del software RPCA.
Gmpo
M~ior~$ simulaciones (s()rtwar~ RPCA 206)
Error
C
n
PT.M
1,052E-IO
ns
4,208E-ll
2,692E-1O
ni
Las figuras 3 a 5 muestran el ajuste de curvas de la
evolución de los resultados experimentales y teóricos, lo
que implica que los valores de e y n son adecuados.
La figura 6 presenta las curvas a vs. N, registradas en
función de los resultados obtenidos de los ensayos de propagación de fisura (trincas), representativas de todas las
condiciones en estudio. Se observa una mayor resistencia a
la propagación de fisura localizada en el material base, seguida por las fisuras localizadas en el cordón de soldadura
e ZAC, respectivamente, a pesar del aumento da espesura
decurrente del cordón de soldadura (todavía, en estado de
tensión llana). Entretanto, la diferencia entre la propagación de fisura contenida en el cordón de soldadura y en la
ZAC fue pequeña.
1,764
2,041
1,661
-4,00E-4
1,22E-2
1,22E-Z
Error (%)
0,04
1,22
1,22
Como observado en los ensayos de tracción, el proceso
de soldadura reduce el alargamiento del material y, consecuentemente, su tenacidad, conforme los resultados obtenidos. Mediciones de micro dureza realizadas en las tres regiones resultaron en 397,73 ± 37,63 HV en el cordón de
soldadura, 355,58 ± 22,19 en la ZAC y 266,80 ± 17,79 en
el metal base. Se constata, por tanto, la mayor dureza atribuida al cordón de soldadura. Se sabe que una fisura se
propaga mas rápidamente en materiales mas duros debido
a la menor dimensión de la zona deformada plásticamente
delante de la punta de esta fisura.
Este comportamiento también está relacionado a los
cambios micro estructurales resnlrames del proceso de soldadura. O sea, la mayor
ión de fisura localizada
M. P. Nascimento y col.! Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales.
41
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CICLOS (N)
CICLOS (N)
Fig. 4: Curva a vs. N: Fisura en el material de soldadura
Fig. 3: Curva a vs. N: Fisura en el material base
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CICLOS (N)
Fig. 5: Curva a vs. N: Fisura en la ZAC
en el cordón de soldadura con relación a la ZAC, y de esta
última con relación al material base, está también relacionada a la variación de sus respectivas micro estructuras.
La figura 7 presenta micro estructuras encontradas en
el material base, ZAC y en el cordón de soldadura, respectivamente.
Se observa que el material base contiene una micro estructura de granos alargados, formada por ferrita y perlita,
iguiendo el sentido de la laminación de la chapa (figura
a). De esta forma, la fisura contenida en el material base
debe encontrar
mayor resistencia
al propagarse
rransversalmente a los granos de ferrita y perlita, debido a
barreras micro estructurales ofrecidas por los contornos
de los granos. De las Figuras 7b y 7c es posible observar el
principio de transformación de la micro estructura perlita!
ferrita al martensita. En la Figura 7d se observa a región de
_ anos alargados de la ZAC. Se observa en el cordón de
soldadura, figuras 7e y 7f, una micro estructura heterogénea,
formada básicamente por la ferrita de segunda fase, emado dos contornos de granos, y desarrolladas en varios
lanos cristalográficos
debido a la velocidad
de
~JIJ2+--'--~-'--'--.--'--r--~-r~~~
o
100000
oaosm
Fig. 6: Curvas a vs. N: Fisura de los casos de estudio
resfriamiento. La región ZAC presenta una micro estructura densa, formada también por ferrita de segunda fase, pero
conteniendo granos menores comparativamente al cordón
de soldadura. Entretanto, como observado en la figura 6, la
diferencia de la propagación de fisura entre ambas regiones, ZAC y cordón de soldadura, fue mínima.
Se observa, también en las figuras 7b, 7c, 7d, 7e y 7f, la
ausencia de cavidades, lo que implica en la no-contaminación del cordón de soldadura por oxigeno, durante el proceso de soldadura.
La figura 8, a seguir, presenta las superficies de fracturas
del material base (a), ZAC (b) y cordón de soldadura (c),
respectivamente, obtenidas por microscopia electrónica
de barredura.
La figura 8a, correspondiente a la superficie de la fractura del material base, presenta un mecanismo de fractura
dúctil, o sea, se observa la presencia de cavidades (dimples),
conteniendo inclusiones en su interior.
La figura 8b, ·correspondiente a la superficie de la fractura de la ZAC, presenta un mecanismo de fractura mixta,
42
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 31 02.
a) Región: Material base (lOOOx).
(b) Región de transición: Material base - ZAC (200x).
(e) Región de transición: Material base - ZAC (lOOOx)
(d) Región de transición: Material base - ZAC (200x)
(e) Región de soldadura (500x)
(f) Región de soldadura (500x).
Fig. 7: Micro estructuras típicas: Material base; ZAC y Región de la soldadura
M. P. Nascimento y col. / Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales.
con la presencia de dimples, conteniendo, también, inclusiones en su interior, y algo como facetas de clivagem. Notase, también, la presencia de un grano en el lado inferior
inferior izquierdo y superior derecho de la fractografia, in.
dicativo de un sistema mixto de fractura transgranular y
intergranular.
La figura Se, correspondiente a la superficie de la fractura del cordón de soldadura, presenta un mecanismo de
fractura frágil, conteniendo facetas de clivaje. Notase, también, la presencia de granos situados en los lados inferior
izquierdo y superior derecho de la fractografia, indicativo
de un sistema mixto de fractura
transgranular
y
intergranular.
3.4 Análisis de tensiones residuales
Es bien conocido que las tensiones residuales están presentes en los componentes soldados. Entretanto, Chiarelli
et al (1999) constataron que en las probetas de relativamente pequeñas dimensiones estas tensiones son despreciables. Los autores (Chiarelli et al, 1999) también constataron, en estudios realizados en el acero Fe 510 DI, el mismo comportamiento de la fisura al propagarse tanto en el
material base cuanto en la región de la soldadura.
También es basiante conocido que la martensítica no
revenida es un micra constituyente frágil. Entretanto, cuando sometida a tratamiento de revenimiento aumenta la resistencia con tenacidad, condición ideal en materiales de
aplicaciones aeronáuticas. Por otro lado, cuando se trata de
fatiga, la cual presupone tiempo para la propagación de
fisuras antes de la ruptura final brusca por tracción, otros
factores se tienen que considerar. Entre estos factores merece especial atención las tensiones residuales en el material, independiente del origen / inductores. De esta forma,
es posible que un componente conteniendo micro estructura martensítica no revenida presente buena resistencia a la
fatiga / propagación de fisuras, en el caso en que altas tensiones residuales compresivas estén presentes. Así, en este
trabajo, también se han levantado las tensiones residuales
contenidas en las tres regiones envolvías (material-base,
ZAC y metal de soldadura), con resultados presentados en
la Figura 9.
En el resumen, se observa en el Figura 9 que todas las
áreas presentaron las tensiones residuales compresivas. Las
tensiones residuales compresivas observado en el material
base es debido, ciertamente, al proceso de la laminación.
Respecto al metal de él suelda y ZAC, las tensiones respectivas se relacionan a la contribución de la energía de soldadura empleada (la tensión, corriente, velocidad de la deposición) que afectan la velocidad y la forma de resfriamiento.
Ciertamente, el núcleo del metal de la suelda debe contener
tensiones residuales tractivas, por er la última área para
refrescar abajo. También, las deformaciones micra estructurales de la transformación martensítica (el volumen de la
estructura cristalina es más grande) induce a las tensiones
residuales compresivas.
(a) Transición frágil-dúctil.
(b) Quasi-clivage y fisuras secundarias
(e) Transición frágil-dúctil, fisuras secundarias y partículas.
Fig. 8: Superficies de fractura del Material base, ZAC y del
Cordón de soldadura.
43
Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vo1.23
44
·220
ro
o,
·240
6
W
--'
<:
·260
o
·280
=:J
fisura propagándose en el material base (ABNT 4130), proporcionaron un buen ajuste entre las curvas a x N teóricas y
experimentales.
Se verifica que las tensiones residuales de tracción tienen solamente una pequeña influencia sobre la tensión
media, no afectando la variación de la tasa de propagación
de fisura (L'lK). Además, las tensiones
residuales
compresivas no solamente disminuyen la tensión media
reduciendo L'lK, así como, disminuye la tasa de propagación de fisura (daldN). En este trabajo, entretanto, las tensiones residuales compresivas observadas no reducirán la
tasa de propagación de fisura, talvez, por ter habido relajación.
.....•
Vi
w
e::
z·
300
-o
Vi
z
W
·320
f·340
MATBASE
o
lAC
SUELDA
REGiÓN
Fig. 9: Perfil de las tensiones residuales
Sin embargo, la tensión residual compresiva más grande verificadas en el área de la suelda parece no haber tenido el gran efecto en las tensiones existentes en la punta de
la fisura de este caso, tal vez debido a la menor dimensión
de la zona deformada plásticamente delante de la punta de
esta fisura (la dureza más grande) como ya mencionado.
4. Conclusiones
Los resultados indicaron ser la región de soldadura la
de menor resistencia a la propagación de fisuras, seguida
por el ZAC y, finalmente, por el material base.
i.
El proceso de soldadura TIG redució el limite de
resistencia a la tracción, así como la tensión de fluencia y
la tenacidad del acero ABNT 4130.
ii.
La fisura localizada en la región de la soldadura
se propagó mas rápidamente con relación a las demás regiones analizadas en este estudio. Entretanto, su velocidad
fue poco superior con relación a la fisura localizada en la
ZAC. Este comportamiento puede ser atribuido a la mayor
dureza y, talvez, a la micro estructura de granos gruesos,
compuesta de ferrita de segunda fase (Widmanttaten) constatada en esta región.
lll.
La zona afectada por el calor provocado por el proceso de soldadura (ZAC) ofreció resistencia poco mayor a
la propagación de fisura, comparativamente a la región de
soldadura. También a esta región fue asociado el menor
valor de micro dureza, comparativamente a la región de la
soldadura.
iv. El material base presentó mayor resistencia a la
propagación de fisura. Este comportamiento también fue
asociado a los valores de micro dureza, menores con relación a las demás regiones, así como su micro estructura,
constituida de granos pequeños y alargados en el sentido
transversal a la propagación de fisura.
v.
Los valores de las constantes e = 4,208E-11 Yn =
2.041, para fisura propagándose en la región de la soldadura; e = 2.692E-1O y n = 1,661, para fisura propagándose
en la región de la ZAC; y e = 1,052E-1O Y n = 1,764, para
5. Agradecimientos
Los autores agradecen a la FAPESP (Proceso 991119486) y FUNDUNESP por el apoyo.
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