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Anales de Mecánica de la Fractura 30, Vol. I (2013)
INICIACIÓN DE FISURAS POR FATIGA A PARTIR DE DEFECTOS SUPERFICIALES
EN ALAMBRES DE ACERO DE PRETENSADO
B. González1, J.C. Matos2 y J. Toribio1
1
Ingeniería de Materiales (Universidad de Salamanca),
E.P.S., Campus Viriato, Avda. Requejo, 33, 49022 Zamora. España.
Correo-e: [email protected]
2
Departamento de Informática y Automática (Universidad de Salamanca),
E.P.S., Campus Viriato, Avda. Requejo, 33, 49022 Zamora. España.
Correo-e: [email protected]
RESUMEN
Este artículo estudia los defectos capaces de iniciar la fatiga en dos formas de acero perlítico –alambrón y acero de
pretensado comercial– mediante el análisis de los efectos que el trefilado produce sobre tales defectos y la disposición
microstructural, y cómo estos cambios afectan al rendimiento en fatiga del acero de pretensado. Para ello se han
realizado ensayos de fatiga en control de carga en tracción, con intervalos de oscilación de tensiones Δσ constante. Los
resultados muestran que la iniciación de fisuras por fatiga en los aceros perlíticos se produce en la superficie de los
alambres a partir de pequeños defectos, cuyo tamaño disminuye con el proceso de trefilado, al tiempo que lo hace la
sección transversal del alambre. Las fisuras de fatiga generadas desde estos defectos (fase de iniciación) exhiben una
apariencia fractográfica de microdesgarros dúctiles que puede ser considerada como tearing topography surface o TTS,
y presentan un espaciado considerablemente menor en el acero de pretensado que en el alambrón.
ABSTRACT
This paper studies the defects able to initiate the fatigue phenomenon in two pearlitic steel forms –as a hot rolled bar
and as a commercial prestressing steel wire– by analyzing the effects of cold drawing on such defects and the
microstructural arrangement and how these changes affect the fatigue performance of prestressing steel. Tensile fatigue
tests were performed under load control, with constant stress range Δσ on wires. Results show that fatigue cracks in
pearlitic steels initiate at the wire surface starting from small defects, whose size decreases with the drawing process, as
the cross sectional area of the wire does. Fatigue cracks created from defects (initiation phase) exhibit a fractographic
appearance consisting of ductile microtearing events which can be classified as tearing topography surface or TTS, and
exhibit a remarkably lower spacing in the prestressing steel wire than in the hot rolled bar.
PALABRAS CLAVE: Acero perlítico, Iniciación de fisuras por fatiga, Defectos superficiales.
1. INTRODUCCIÓN
La vida en fatiga de alambres de acero depende de su
estado superficial y de la existencia de defectos
(microfisuras, inclusiones, etc.). En alambres de acero
eutectoide trefilado, la fatiga se inicia en defectos
superficiales [1-3], capas de martensita fracturadas (por
el sobrecalentamiento producido durante el proceso de
trefilado) y en huecos longitudinales causados por
inclusiones superficiales [1]. En ocasiones los defectos
superficiales los produce el propio trefilado [4].
Los defectos superficiales existentes en el alambre antes
del trefilado pueden ser reparados con este tratamiento.
Un rasguño en la superficie del alambre es posible
eliminarlo mediante sucesivos pasos de trefilado, sin
embargo la imperfección también puede permanecer en
el interior debido a un fenómeno de solapamiento [5].
En corrosión-fatiga el ambiente agresivo redondea los
defectos superficiales (por disolución del material),
incrementando el número de ciclos requerido para
iniciar la fisuración [6].
241
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La principal causa de fallo en alambres de acero es la
presencia de inclusiones no metálicas durante el
trefilado o en su vida en servicio [7]. La existencia de
inclusiones no metálicas en el acero perlítico trefilado
afecta a sus propiedades en fatiga [8], ya que el estado
tensional local que rodea la inclusión se modifica,
dependiendo este efecto del tamaño, composición,
localización y geometría de la inclusión [9].
2. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
El material utilizado fue acero perlítico eutectoide con
algunos elementos aleantes: 0.789% C, 0.681% Mn,
0.210% Si, 0.010% P, 0.218% Cr y 0.061% V. Se ha
estudiado el material de partida, alambrón (sin trefilar y
procedente de una laminación en caliente) y el producto
comercial, acero de pretensado, resultado de someter el
alambrón a siete pasos de trefilado (εP=1.6) más un
proceso final de termo-relajación.
El proceso de trefilado provoca una clara mejora en
las propiedades mecánicas convencionales (tabla 1),
obtenidas a partir del ensayo de tracción simple: el
límite elástico (σY) y la resistencia a tracción (σR)
aumentan con el trefilado, mientras que el módulo de
Young (E) permanece constante y la deformación para
carga máxima (εR) disminuye con él.
Figura 1. Microestructura en la sección transversal,
alambrón (arriba) y acero de pretensado (abajo).
Tabla 1. Propiedades mecánicas.
E
(GPa)
(GPa)
(GPa)
R
R
Alambrón
202
0.70
1.22
0.08
Pretensado
209
1.48
1.82
0.06
Acero
Y
El trefilado también mejora el comportamiento en
fractura y en fatiga del acero eutectoide. La tenacidad
de fractura KIC, aumenta con el trefilado desde 53
MPam1/2 para el alambrón hasta 137 MPam1/2 (para
θ=0º, tenacidad de fractura en la dirección transversal)
en el acero de pretensado, donde el trefilado también
induce una importante anisotropía resistente [10]. El
exponente m de Paris se mantiene prácticamente
constante (con un valor de 3.0) mientras el parámetro C
disminuye, variando desde 5.3·10-12 para el alambrón
hasta 4.1·10-12 para el acero de pretensado (con las
unidades de C y m correspondientes para que da/dN esté
en m/ciclo y ∆K en MPam1/2) [11].
Se realizaron ensayos de fatiga tipo Wöhler, en control
de carga con ∆σ constante, onda de forma sinusoidal,
frecuencia de 10 Hz, factor R=0 y una tensión máxima
inferior a σY (algunos ensayos S-N se realizaron bajo un
rango de tensiones de la mitad del límite elástico). Las
probetas fueron varillas de sección circular de 30 cm de
longitud y diámetro el de suministro, 11 y 5 mm para el
alambrón y el acero de pretensado (respectivamente).
Se realizaron un número total de 20 ensayos. Las
superficies de fractura se analizaron con microscopía
electrónica de barrido.
242
Figura 2. Microestructura en la sección longitudinal,
alambrón (arriba) y acero de pretensado (abajo).
3. RESULTADOS EXPERIMENTALES
En las figuras 1 y 2 se observa la microestructura en las
secciones transversal y longitudinal de ambos aceros,
alambrón y acero de pretensado, donde la dimensión
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horizontal de las fotografías se corresponde con la
dirección radial de las probetas, y la dimensión vertical
con la dirección circunferencial (para la transversal) y
con la dirección axial (para la sección longitudinal).
El trefilado provoca cambios microestructurales en el
acero perlítico: las colonias de perlita se alargan en la
dirección de trefilado, el espaciado interlaminar
disminuye y las colonias y las láminas se orientan de
forma progresiva con el eje de trefilado. Así, la sección
transversal (figura 1) muestra cómo las láminas se van
apelmazando a la vez que adquieren una apariencia
curvada o girada (curling) desde etapas muy tempranas
del trefilado (típica de metales trefilados con estructura
BCC). Con respecto a la sección longitudinal (figura 2),
se observa una disminución del espaciado interlaminar
y la orientación de las láminas en el eje axial.
La superficie exterior de ambos aceros es muy distinta
(figura 3). En el alambrón se pueden observar algunas
irregularidades mientras que en el acero de pretensado
aparecen surcos longitudinales (típicos de la superficie
del acero trefilado [1]), siendo mayor la rugosidad en el
alambrón que en el acero de pretensado. Los defectos
(preexistentes en el alambrón) cambian su geometría
con el trefilado, disminuyendo su profundidad hasta la
desaparición total en algunos casos [5]. Además, en
ambos aceros hay inclusiones (sulfuros, silicatos,
óxidos...), algunas de las cuales se encuentran en la
superficie del alambre (figura 4).
Figura 4. Inclusiones en el alambrón, dentro del
alambre (arriba) y en su superficie (abajo).
Figura 5. Iniciación a partir de un defecto superficial,
alambrón (arriba) y acero de pretensado (abajo).
Figura 3. Superficie del material,
alambrón (arriba) y acero de pretensado (abajo).
Los resultados muestran que las fisuras de fatiga en los
aceros perlíticos se inician en la superficie del alambre a
partir de algunos de estos pequeños defectos (figura 5).
El tamaño de los defectos disminuye con el trefilado,
según lo hace la sección del alambre. En el alambrón
los iniciadores de la fatiga son principalmente defectos
superficiales con pequeña relación de aspecto (pérdidas
de material en zonas periféricas) mientras que en el
pretensado son los huecos creados por, probablemente,
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la existencia de partículas próximas a la superficie del
alambre (cf. figura 5). La profundidad máxima de estos
defectos superficiales es de ~120 μm en el alambrón y
de ~25 μm en el acero de pretensado. La iniciación de
las fisuras de fatiga desde estos defectos se debe al
hecho de que actúan como concentradores de tensiones.
En aceros de alta resistencia el crecimiento de fisuras de
fatiga puede producirse desde defectos causados por el
propio proceso de trefilado. La figura 6 muestra un
defecto superficial posiblemente generado por una
partícula dura en la superficie del alambre durante el
trefilado, debido a que aparece un rastro longitudinal en
la superficie del alambre, alineado con la dirección de
trefilado. La figura 6 (abajo) muestra una ampliación
del defecto superficial desde otro ángulo, mostrando
marcas de arañazos longitudinales, pruebas del pre-daño
generado por una inclusión (partícula dura) durante las
deformaciones plásticas producidas por el trefilado.
Figura 7. Fractografía de iniciación de fatiga,
alambrón (arriba) y acero de pretensado (abajo).
4. SIMULACIÓN
Para los ensayos Whöler se emplearon probetas lisas
sometidas a fatiga con carga de amplitud constante, con
nivel de tensión de aproximadamente la mitad del límite
elástico (∆σ=σY/2), hasta producir su fractura (figura 8).
Figura 6. Defecto superficial causado por el
trefilado (arriba) y ampliación del defecto (abajo).
Las fisuras de fatiga generadas por defectos exhiben
una apariencia fractográfica de microdesgarros dúctiles
(figura 7), que puede clasificarse como de tipo tearing
topography surface o TTS [12]. Tales microdesgarros
son menos rugosos en el periodo de iniciación (figura 7)
que en la fase de propagación [11] y tienen un espaciado
marcadamente menor en el acero de pretensado que en
el alambrón, de forma que decrece su tamaño con el
trefilado a la vez que lo hace la microestructura. El
modo de microfractura TTS se ha relacionado con la
fragilización por hidrógeno en el acero perlítico y puede
ser considerado como un modo de propagación lento en
los procesos de fractura asistida por hidrógeno con una
fisuración subcrítica de 1 μm/s o menor [13].
244
Figura 8. Superficies de fractura en ensayos Whöler,
alambrón (izqda.) y acero de pretensado (dcha.).
Con estos ensayos se estimó la vida en fatiga Nf. Los
resultados experimentales del acero de pretensado fueron
similares a los de otros trabajos [3,4]. Además, se
realizó una estimación numérica del número de ciclos
necesarios para la propagación de la fisura Np,
empleando como base un modelo simple propuesto por
otros autores [14,15], considerando la ley de Paris [16],
da
 C K m
dN
(1)
donde ∆K viene dado por (Y es el factor de intensidad
de tensiones FIT adimensional),
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K  Y  πa
(2)
El número de ciclos para la propagación se calculó
siguiendo la expresión derivada de la ley de Paris,
Np 
aC
1
C  
m
m/2
Y
a0
da
am/2
(3)
m
donde a0 y aC son respectivamente los tamaños de fisura
inicial y final, relacionándose el primero con el umbral
de fatiga [2] y el último con el instante crítico de fallo
(KImax=KIC, de acuerdo al criterio local de fractura). El
camino de propagación de la fisura se muestra en la
figura 9. Durante este crecimiento la fisura de fatiga
exhibe una forma elíptica en el régimen de Paris.
El efecto tamaño se tuvo en cuenta durante la fase de
propagación, ya que cambia la evolución geométrica
durante la fatiga. Shin y Cai [17] observaron que cuando
el diámetro de la muestra disminuye, la velocidad de
propagación en el borde de la fisura es distinta a la del
centro, mientras que para diámetros mayores es igual.
Por tanto, el efecto tamaño afecta a la evolución del
frente de fisura (y así a la relación de aspecto).
El factor de intensidad de tensiones adimensional Y
empleado fue el calculado por Astiz [18], para el punto
central del frente de fisura mediante el método de los
elementos finitos, que depende de a/D y a/b con los
coeficientes Cij (tabla 2).
i
4
3
 a  a
Y   Cij    
D b
i 0j 0
Tabla 2. Coeficientes Cij de la ecuación (4).
1.0
Alambrón
0.8
a/b
(4)
i 1
1.2
0.6
0.4
Acero de pretensado
0.2
0.0
0.0
j
0.2
0.4
0.6
0.8
1.0
a/D
Figura 9. Cambios geométricos del frente de fisura
durante la propagación de la fisura de fatiga.
El frente de fisura se caracterizó como una elipse de
semiejes a y b, estando su centro en la superficie del
alambre. A partir de los ensayos experimentales [11] y
extrapolando los resultados a tamaños más pequeños de
fisura, donde el frente de fisura muestra una apariencia
cuasi-circular (figura 10), se obtuvo una relación entre
la profundidad de fisura relativa (profundidad de fisura
dividida entre en diámetro, a/D) y la relación de aspecto
(relación entre los semiejes de la elipse, a/b), figura 9.
i
0
2
3
4
j=0
1.118
1.405
3.891
8.328
j=1
-0.171
5.902
-20.370
21.895
j=2
-0.339
-9.057
23.217
-36.992
j=3
0.130
3.032
-7.555
12.676
La solución de la ecuación (3) se obtuvo de manera
incremental, garantizando su convergencia mediante
una adecuada elección del incremento de fisura ∆a
(suficientemente bajo).
El número de ciclos asociado con la iniciación de la
fisura Ni puede ser estimado como sigue [14,15],
Ni  N f  N p
(5)
donde la definición común de iniciación en realidad se
refiere tanto a la nucleación como a la propagación de
fisuras cortas.
La tabla 3 muestra la vida en fatiga Nf obtenida
experimentalmente para un rango de tensiones de
aproximadamente la mitad del límite elástico de cada
material. Tanto en el alambrón como en el acero de
pretensado la vida en fatiga está en torno a unos 300000
ciclos, lo que indica que el proceso de trefilado mejora
el rendimiento en fatiga al tiempo que se incrementa la
resistencia del material. Además, gran parte de la vida
en fatiga (en número de ciclos) está relacionada con la
fase de propagación en el alambrón y con la fase de
iniciación en el acero de pretensado.
Tabla 3. Vida en fatiga (iniciación y propagación).
Figura 10. Fisura corta generada a partir de
un defecto superficial (en forma de hueco),
acero de pretensado.
Acero
∆σ
(MPa)
Nf
(ciclos)
Np
(ciclos)
Ni
(ciclos)
Alambrón
347
308200
253700
54500
Pretensado
790
312910
57655
255255
245
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El acero de pretensado muestra una curva de Paris por
debajo de la del alambrón (menor parámetro C) [11], de
forma que se produce un retardo en la propagación de la
fisura con el proceso de trefilado. También la tenacidad
de fractura es mayor en el acero de pretensado que en el
alambrón [10]. Esto indica que el trefilado es
beneficioso, pues mejora el rendimiento en fatiga y en
fractura. Más aún, el acero de pretensado es siempre la
mejor opción debido a una clara reducción en tamaño
de los defectos superficiales (que actúan como
iniciadores de fisura) y a los cambios microestructurales
inducidos por el proceso de trefilado (por ejemplo la
orientación de las capas de cementita que actúan como
barreras frente al movimiento de dislocaciones). Ambas
características contribuyen a retrasar la iniciación del
crecimiento de las fisuras.
5. CONCLUSIONES
Las siguientes conclusiones pueden deducirse de los
resultados experimentales del crecimiento de fisuras por
fatiga desde defectos superficiales en el acero perlítico:
(i) Las fisuras de fatiga en los aceros perlíticos se
inician en la superficie del alambre a partir de
pequeños defectos. En el alambrón los iniciadores
de fatiga suelen ser defectos superficiales por
pérdidas de material, mientras que en el acero de
pretensado son principalmente los huecos creados
por partículas próximas a la superficie del alambre.
(ii) Las fisuras de fatiga creadas a partir de defectos
superficiales exhiben una apariencia fractográfica
consistente en microdesgarros dúctiles que pueden
ser clasificados como tearing topography surface o
TTS, mostrando un espaciado marcadamente menor
en el acero de pretensado que en el alambrón.
(iii) El número de ciclos necesario para la iniciación de
la fisura de fatiga en el acero de pretensado es
bastante mayor que en el alambrón (con ∆σ=σY/2).
Los cambios en los defectos superficiales y la
disposición microestructural producida por el
trefilado mejoran su rendimiento en fatiga.
AGRADECIMIENTOS
Los autores desean agradecer el apoyo económico de las
siguientes instituciones: MCYT (MAT2002-01831),
MEC (BIA2005-08965), MICINN (BIA2008-06810 y
BIA2011-27870) y JCYL (SA067A05, SA111A07 y
SA039A08). Además, agradecen el suministro de acero
por parte de TREFILERÍAS QUIJANO S.A.
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