36 Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol.23 N° 2, 36 - 44 .

EFECTOS DEL PROCESO DE SOLDADURA TIG EN LA RESISTENCIAA 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 - DMT2.- Departamento de Mecánica, UNESP - FE/G - DME

Av. Ariberto Pereira da Cunha, 333, Guaratinguetá - Sp, 12516-410, BrasilE-mail: jDereira@feg.unesp.br;2voorwald@feg.unesp.br;3victor@feg.unesD.br

Resumen:

El objetivo del presente trabajo consiste en evaluar los efectos del proceso de soldadura TIG en el acero ABNT 4130, elcual es bastante utilizado en estructuras aeronáuticas. Las propagaciones de fisuras debido a ensayos de fatiga se encuentranlocalizadas en tres regiones distintas: el material base, la zona afectada por el calor (ZAC) y el cordón de soldadura. Lasdimensiones de las probetas, chapas de 0,80 mm de espesor como metal base, siguen la norma ASTM 647, también basadasen ensayos de fractura de estructuras tubulares soldadas de aeronaves brasileñas T-27 Tucano. Los ensayos fueron realizadossometiendo cargas cíclicas tracción-tracción, con amplitud constante, temperatura ambiente y utilizando razón de cargaR=O, l. Los resultados indican que la propagación de fisura localizada en el cordón de soldadura es más rápida que aquellaslocalizadas en la ZAC y en el material base, respectivamente. Resultados que también fueron relacionados con la variaciónmicroestructural y la micro dureza de las regiones mencionadas.

Palabras-clave: Propagación de fisura, Fisura por fatiga, Estructuras aeronáuticas, Proceso de soldadura TIC, Aceroaeronáutica ABNT 4130

Abstraet:

fabricación o durante la operación de manutención deaeronaves (Goranson, 1993). Defectos y fallas han resulta-do en serios problemas de seguridad y en causas de acci-dentes fatales. Así, los sectores aeronáuticos de manuten-ción y inspección han dirigido su atención en mejorar latecnología utilizada en éstas funciones (Wenner y Drury,2000; Latorella y Prabhu, 2.000). La administración y ges-tión de fallas humanas se ha convertido en el aspecto másimportante y crítico en la industria aeronáutica, con el ob-jetivo de aumentar seguridad y confiabilidad en los siste-mas de aviación comercial (Wenner y Drury, 2000; Latorellay Prabhu, 2000).

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 rolIedplate containing 0,80 mm of thickness, which was determinate from previous studies of welded tubular structure failures ofT-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 themicrostructure and microhardness variations of the mentioned areas. It was observed that the fatigue crack located in theweld 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 aeronauticalsteel.

1.Introducción

Al contrario de lo que ocurrió con la navegación marí-tima y el transporte terrestre, los cuales se desenvolvieron através de los siglos, el transporte aéreo alcanzó notablesprogresos solamente en los últimos cincuenta años. Se ob-serva que, el número de accidentes aéreos por fallas, debi-do a defectos del material o causadas por micro fisuras,generalmente ha disminuido (Lange, 1993), entretanto, fa-llas humanas en su mayoría han sido responsables por granparte de los accidentes en aeronaves. La mayoría de fractu-ras de estructuras son causadas por la fatiga proveniente dediseños inadecuados, lo que origina diferentes tipos de en-talla o concentradores de tensión, producidos durante la

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Según la teoría de la Mecánica dela Fractura, impor-tapte en el estudio y control de la integridad estructural deaeronaves, una de las condiciones para la evaluación defallas o defectos es que estas se consideran en el inicio de lavida útil de los componentes. Esto debido a que, estudios yfilosofías de estrategias de diseños que consideran teoríascomo "Falla segura" y 'Tolerancia al defecto" fueron des a-rrolladas con base en normas de manutención y de calidadexigidas por normas internacionales. Éstas teorías filosófi-cas, comúnmente no consideran la fase de enucleación dela fisura, y sí, únicamente su crecimiento y propagación,monitorandolas hasta que alcancen un tamaño máximo, nocrítico, tolerable.

Entre los componentes de aeronave s más críticos estála estructura que sustenta el motor, denominada "Montantedel motor", fabricado en acero de alta resistencia ABNT4130. Este componente tiene una geometría compleja en-volviendo uniones, de diferentes tubos y con varios ángu-los, a través de soldadura. Además de sustentar el motor dela aeronave, mantiene fijo el tren de aterrizaje de la narizen la otra extremidad. Por tanto, es un componente muyimportante para la seguridad del vuelo. Las exigencias ae-ronáuticas son extremamente rígidas en su fabricación, prin-

Montante del Motor

cipalmente en el control de la calidad del cordón de solda-dura, el cuál es inspeccionado 100% a través de Ensayosno destructivos, La Figura 1 muestra el Montante del mo-tor de una aeronave modelo T-27 Tucano. El material utili-zado en la fabricación de esta estructura, ABNT 4130, co-nocido como acero de medio carbono y liga baja, posee buenasoldabilidad en la condición recosida o normalizada (ASM,1982; Philip, 1978).

El proceso de soldadura utilizado en la fabricación deeste tipo de estructura aeronáutica es el Tungsten Inert Gas(TIC), adecuado para materiales de espesor fino y por per-mitir control preciso de las variables del proceso; y tam-bién, de la forma final del cordón, resultando en una solda-dura de calidad y sin defectos. Una de las alternativas delproceso de soldadura TIO es el proceso a plasma, el cualpermite la unión de materiales que tengan hasta 10 mm deespesor en una única pasada. Entretanto, su costo inicialaun es elevado (Modenesi, et al, 2000).-El objetivo de este estudio consiste en analizar la influen-cia del proceso de soldadura en la resistencia a la propaga-ción de fisuras debido a la fatiga, en el acero aeronáuticaABNT 4130 en tres regiones distintas: Material base, Zonaafectada por el calor (ZAC) y en el Cordón de soldadura.

Fig. 1. Montante del motor de la aeronave T-27 Tucano.

2. Procedimiento experimental

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 especificadose fundamenta en un estudio realizado, donde se constata

que una de las uniones críticas del montante de motor esformada por tubos de 1,58 mm y 0,80 mm de espesor. Latabla 1 presenta la composición química de este material.Así, las probetas, con y sin cordón de soldadura, para losensayos de tracción y propagación de fisuras son de estematerial (Material base), el cual tiene dureza de 60 HRA•

Tabla 1: Composición química del acero de alta resistencia ABNT 4130.

Composición (%) C Si Mn Cr !VÍo '0

Pmáx. Smáx.Especificación 0,28-0,33 0,15-0,30 0,40-0,60 0,80-1,10 0,15-0,25 0,035 0,040Chapa #0,80 0,32 0,28 0,57 0,93 0,18 0,013 0,008

38 Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vo1.23N° 2.

2.2 Procedimiento de soldadura

El proceso de soldadura de estructuras aeronáuticas,Tungsten Inert Gas (TIG), es realizado conforme la normaaeronáutica EMBRAER NE 40-056 TIPO 1, utilizandoargonio comercial (99,95% de pureza). Este proceso es efec-tuado con metal de adición especificado por la nonna AMS6457 B - Turballoy 4130.

Las soldaduras en las probetas fueron realizadas enjun-tas de topo, sin chaflán debido a la pequeña espesura, yseparados de aproximadamente 0,3 mm. La especificacióndel sistema utilizado para la soldadura es SQUARE WAVETIG 355 - LINCON, refrigerada a agua. Los parámetrosutilizados en el proceso de soldadura se presentan en latabla 2.

La dirección de la soldadura siempre fue transversal alde laminación de la placa, induciendo a la fisura apropagarse en este sentido, y de esta forma, simular la si-tuación real a la cual está sometido el montante de motor.

Tabla 2: Parámetros de soldadura (horizontal).

Parámetros Chapa #tJ,89Tensión 12v

Corriente 75APropagación 192 mm/min

Caudal 51tlminAporte térmico (heat input) 28 kJ/cm

Temperatura de precalentamiento 1000CDiámetro del electrodo 1,6 mm.-

Antes del proceso de soldadura las probetas fueron fija-das a una contra-placa de cobre (backing bar) para evitarcontaminación atmosférica en la raíz del cordón de solda-dura, lo que origina porosidad. Enseguida, se limpiaroncon solvente de clorato para retirar los restos de óxidos.Después del proceso de soldadura, no se realizaron trata-mientos térmicos para alivio de tensiones ni mejorías delas propiedades mecánicas del material, con el mismo obje-tivo de simular las condiciones reales de las estructurasaeronáuticas originales.

2.3 Ensayos de tracción

Las probetas para ensayos de tracción siguen la normaASTM E 8M (chapas). Los ensayos fueron realizados enuna Máquina Universal de Ensayos, ..f\lIecánicos, tipo MTS,modelo 81O.23M, de 250 kN de capacidad, dotada de clip-gauge y con velocidad de deformación de 0,5 mm/min. Laprecarga aplicada fue de 0,1 kN.

La obtención de las probetas es conforme la direcciónde laminación de la chapa, correspondiente al proceso defabricación de los tubos aeronáuticos.

Las probetas utilizadas fueron,• 03 probetas de chapa #0,80 (TM - Tracción en el Ma-

terial 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 propagaciónde fisuras son ilustradas en la figura 2 y divididas en tresgrupos:

• GRUPO 1: Probeta con entalla central (midletension), sin cordón de soldadura

• GRUPO TI: Probeta con entalla en el cordón de sol-dadura (región central)

• GRUPO ID: Probeta con entalla en la Zona Afecta-da por el Calor (ZAC)

Esta entalla es artificial y ejecutada por electro-erosión(EDM), formando un losango com 5mm de diagonal ma-yor y 3 mm de diagonal menor, de forma a criarconcentradores de tensión en los vértices de los ángulosagudos, puntos donde se inician las fisuras. También, lasprobetas tienen 40 mm como referencia desde las extremi-dades 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 aproximadamentelmm, la distancia entre la entalla y el borde de la soldadu-ra, dentro de la ZAC que es de aproximadamente 3 mm. Seobserva que, cuando la entalla está mas cerca de la solda-dura, mas crítica es la sección y por tanto menos resistentea la propagación de fisuras. Esto se observa en el análisismetalográfico, ya que el tamaño granular es mayor cuandomás se aproxima de la soldadura.

Los ensayos fueron realizados en la Máquina Universalde Ensayos Mecánicos MTS 81O.23M, con carga cíclicatracción-tracción, razón de carga R=O,1, con amplitud cons-tante, temperatura ambiente y frecuencia de 10 Hz. La con-fección de la entalla central, necesaria para generarprefisura, fue realizada de acuerdo con la norma ASTM647, por electro-erosión. La prefisura de fatiga fue desarro-llada con la misma razón de carga R=O,1 Yfrecuencia de 5Hz. Todas las probetas fueron sometidas a tratamiento su-perficial con lija de granulometría 600 (máx.), en las fasesy laterales, siguiendo el sentido de la laminación, resultan-do en rugosidad media Ra=0,73±0,12 um, La tensión apli-cada en todas las probetas fue de 200 MPa.

Para la monitoracion de los ensayos, desde la enuclea-ción, crecimiento de la prefisura y lecturas periódicas co-rrespondientes a la etapa de propagación estable de la fisu-ra, fue utilizado un microscopio óptico acoplado a una es-cala graduada con precisión de 0,01 mm.

M. P. Nascimento -col I Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales. 39

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2.5 Análisis metalografica

Fig. 2: Probeta de propagación de fisura.

La análisis metalografica fue realizada en las probetasde propagación de fisuras (COPPE/UFRJ). Las muestrasfueron embutidas a frío, lijadas con papel de granulometríadecreciente (de 100 hasta 1000) Y polidas con solución desílice coloidal en suspensión, tipo OPU, en paño tipo DPPLUS. El reactante químico utilizado para revelación de lamicro estructura del material fue Nital a 2%, aplicado por5 segundos.

2.6 Análisis de la superficie de fractura

La análisis de la superficie de fractura de las probetasde propagación de fisuras fueron realizadas por microscopiaelectrónica de barredura, especificado por LEO 1450 VPcon tensión de aceleración de 20 kV.

2.7 Micra dureza Vickers

Las medidas de micro dureza Vickers fueron realizadasa través del MICROMET 2004 de la BUEHLER, con cargade 100 g.

2.8 Determinación de tensiones residuales

El método utilizado para la determinación de las ten-siones residuales, resultantes del proceso de soldagemlretrabajos realizados, fue difraction de Rayos-X con dobleexposición, siendo las dos líneas de difracción registradasen filme. El ajuste del nivel de potencia de alimentacióndel tubo, el cual utiliza dos ánodos de cromo-(A, Ka=2,29092Á) para la producción de los feixes, fueCrcontrolado y monitorado. Así, en este proceso, los feixesdifractados por los planos cristalográficos interceptarn elfilme siguiendo líneas cónicas. La profundidad de penetra-ción efectiva de la radiación del Fe es de aproximadamente5 um.

El equipamiento de rayos-X utilizado, portátil, usa ten-sión de la fonte de 25 kV Ycorriente de 1,5 mA.

3. Resultados y Discusiones

3.1 Análisis química del cordón de soldadura

La análisis de la composición química del cordón desoldadura 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 COf-

dón de soldadura es semejante a la especificada para elmaterial base. Preferiblemente, el cordón de soldadura debecontener los mismos elementos químicos del material base.Entretanto, fue constatada la presencia de cobre en la com-posición 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 propieda-des mecánicas y la tenacidad de la zona afectada por el ca-lor (ZAC) de un acero estructural micro ligado al Nióbio(Nb), a través de la adición de Cu y Ni en su composiciónquímica.

No fueron encontrados elementos químicos intersticialescomo Oxigeno y Nitrógeno, indicadores de contaminacióndel cordón de soldadura durante el proceso de soldadura.

3.2 Ensayos de tracción

La tabla 4 presenta los resultados de los ensayos de trac-ción, según las normas ASTM-8M, de forma a caracterizarel material.

Todas las probetas de tracción, soldadas, fracturaronexactamente en la misma región, comprendida entre el finde la ZAC y la matriz. Analizando los resultados conteni-dos en la tabla 4 se observa la caída de la tenacidad, del

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Tabla 3: Composición química del cordón de soldadura.

Cnmnesíeíán C Mn Pmáx. Smax. Si Mo Cr CuEspecificación 0,28-0,33 0,40-0,60 0,035 0,040 0,15-0,30 0,15-0,25 0,80-1,10 ~---_.-

Materialdesoldadura 0,30 0,50 0,004 0,003 0,25 0,179 0,91 0,042Material base #0,80 0,32 0,57 0,013 0,008 0,28 0,18 0,93 ..•-........

Tabla 4: Caracterización del acero ABNT 4130.

El valor del CARBONO EQUIVALENTE es 0,42%, qué está en el acuerdo a la norma EMBRAER NE-40-056, a cual especifica 0,44% máximo.

Resultados de los Ensayos de Tracción - Acero ABNT 4130Grupos-CDP's Flnencia 0,2% (MPa) Lim. Res. (MPa) Along. (%)

TM 741,4±O,02 831,35+13,70 10,17±O,14TS 683,5±30,7 772,75±24,35 4,65±2,89

limite de fluencia y del limite de resistencia a la traccióndespués de la soldadura, Las probeta s del tipo TM presen-taron, entre sí, mayor alargamiento en su limite de fluencia.Entretanto, en ambos casos, la relación entre el limite defluencia y las respectivas tensiones máximas permanecie-ron en torno de 0,89, ideal para las estructuras especialescomo las aeronáuticas.

3.2 Ensavos de propagación de fisuras

Las figuras de 3 a 6 presentan los resultados de los en-sayos de propagación de fisura, localizadas en las tres re-giones citadas (Material base, ZAC y Cordón de soldadu-ra) y representadas a través de curvas a vs. N, donde a es lalongitud de fisura y N es el número de ciclos. Con los resul-tados obtenidos se determinaron las constantes e y n paraestas regiones a través de la ecuación de Paris y Erdogan,1963.

da = C(AKr (1)dN

donde, da/dN es la tasa de propagación de fisura; e y n sonconstantes del material; y M es el rango del factor de in-tensidad de tensiones.

Estas constantes fueron determinadas con el auxilio delsoftware RPCA - Research on fatigue cracks Propagationunder Constant Amplitude load (Pastoukhov e Batista,1995), que permite el ajuste de la propagación estable defisura (región II del gráfico da/dN vs. M0 entre las curvasteóricas y experimentales. Así, fueron realizadas varias si-mulaciones de forma a obtenerse el menor error posible.La tabla 5, a seguir, presenta las mejores simulaciones en-contradas para los casos en estudio. Las figuras 3 a 5, aseguir, presentan las simulaciones realizadas en funciónde los resultados experimentales obtenidos.

Tabla 5: Resultado de las simulaciones realizadas con el empleo del software RPCA.

M~ior~$ simulaciones (s()rtwar~ RPCA 206)Gmpo C n Error Error (%)PT.M 1,052E-IO 1,764 -4,00E-4 0,04ns 4,208E-ll 2,041 1,22E-2 1,22ni 2,692E-1O 1,661 1,22E-Z 1,22

Las figuras 3 a 5 muestran el ajuste de curvas de laevolución de los resultados experimentales y teóricos, loque implica que los valores de e y n son adecuados.

La figura 6 presenta las curvas a vs. N, registradas enfunción de los resultados obtenidos de los ensayos de pro-pagación de fisura (trincas), representativas de todas lascondiciones en estudio. Se observa una mayor resistencia ala propagación de fisura localizada en el material base, se-guida por las fisuras localizadas en el cordón de soldadurae ZAC, respectivamente, a pesar del aumento da espesuradecurrente del cordón de soldadura (todavía, en estado detensión llana). Entretanto, la diferencia entre la propaga-ción de fisura contenida en el cordón de soldadura y en laZAC fue pequeña.

Como observado en los ensayos de tracción, el procesode soldadura reduce el alargamiento del material y, conse-cuentemente, su tenacidad, conforme los resultados obteni-dos. Mediciones de micro dureza realizadas en las tres re-giones resultaron en 397,73 ± 37,63 HV en el cordón desoldadura, 355,58 ± 22,19 en la ZAC y 266,80 ± 17,79 enel metal base. Se constata, por tanto, la mayor dureza atri-buida al cordón de soldadura. Se sabe que una fisura sepropaga mas rápidamente en materiales mas duros debidoa la menor dimensión de la zona deformada plásticamentedelante de la punta de esta fisura.

Este comportamiento también está relacionado a loscambios micro estructurales resnlrames del proceso de sol-dadura. O sea, la mayor ión de fisura localizada

M. P. Nascimento y col.! Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales.

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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 estaúltima con relación al material base, está también relacio-nada a la variación de sus respectivas micro estructuras.

La figura 7 presenta micro estructuras encontradas enel material base, ZAC y en el cordón de soldadura, respec-tivamente.

Se observa que el material base contiene una micro es-tructura de granos alargados, formada por ferrita y perlita,iguiendo el sentido de la laminación de la chapa (figuraa). De esta forma, la fisura contenida en el material base

debe encontrar mayor resistencia al propagarserransversalmente a los granos de ferrita y perlita, debido a

barreras micro estructurales ofrecidas por los contornosde los granos. De las Figuras 7b y 7c es posible observar elprincipio 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 desoldadura, figuras 7e y 7f, una micro estructura heterogénea,formada básicamente por la ferrita de segunda fase, ema-

do dos contornos de granos, y desarrolladas en varioslanos cristalográficos debido a la velocidad de

41

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CICLOS (N)Fig. 4: Curva a vs. N: Fisura en el material de soldadura

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oaosmFig. 6: Curvas a vs. N: Fisura de los casos de estudio

resfriamiento. La región ZAC presenta una micro estructu-ra densa, formada también por ferrita de segunda fase, peroconteniendo granos menores comparativamente al cordónde soldadura. Entretanto, como observado en la figura 6, ladiferencia de la propagación de fisura entre ambas regio-nes, ZAC y cordón de soldadura, fue mínima.

Se observa, también en las figuras 7b, 7c, 7d, 7e y 7f, laausencia de cavidades, lo que implica en la no-contamina-ción del cordón de soldadura por oxigeno, durante el pro-ceso de soldadura.La figura 8, a seguir, presenta las superficies de fracturasdel material base (a), ZAC (b) y cordón de soldadura (c),respectivamente, obtenidas por microscopia electrónicade barredura.

La figura 8a, correspondiente a la superficie de la frac-tura del material base, presenta un mecanismo de fracturadúctil, o sea, se observa la presencia de cavidades (dimples),conteniendo inclusiones en su interior.

La figura 8b, ·correspondiente a la superficie de la frac-tura de la ZAC, presenta un mecanismo de fractura mixta,

42 Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vol. 31 02.

a) Región: Material base (lOOOx).

(e) Región de transición: Material base - ZAC (lOOOx)

(e) Región de soldadura (500x)

(b) Región de transición: Material base - ZAC (200x).

(d) Región de transición: Material base - ZAC (200x)

Fig. 7: Micro estructuras típicas: Material base; ZAC y Región de la soldadura

(f) Región de soldadura (500x).

M. P. Nascimento y col. / Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales.

con la presencia de dimples, conteniendo, también, inclu-siones en su interior, y algo como facetas de clivagem. No-tase, también, la presencia de un grano en el lado inferiorinferior izquierdo y superior derecho de la fractografia, in.dicativo de un sistema mixto de fractura transgranular yintergranular.

La figura Se, correspondiente a la superficie de la frac-tura del cordón de soldadura, presenta un mecanismo defractura frágil, conteniendo facetas de clivaje. Notase, tam-bién, la presencia de granos situados en los lados inferiorizquierdo y superior derecho de la fractografia, indicativode un sistema mixto de fractura transgranular yintergranular.

3.4 Análisis de tensiones residuales

Es bien conocido que las tensiones residuales están pre-sentes en los componentes soldados. Entretanto, Chiarelliet al (1999) constataron que en las probetas de relativa-mente pequeñas dimensiones estas tensiones son despre-ciables. Los autores (Chiarelli et al, 1999) también consta-taron, en estudios realizados en el acero Fe 510 DI, el mis-mo comportamiento de la fisura al propagarse tanto en elmaterial base cuanto en la región de la soldadura.

También es basiante conocido que la martensítica norevenida es un micra constituyente frágil. Entretanto, cuan-do sometida a tratamiento de revenimiento aumenta la re-sistencia con tenacidad, condición ideal en materiales deaplicaciones aeronáuticas. Por otro lado, cuando se trata defatiga, la cual presupone tiempo para la propagación defisuras antes de la ruptura final brusca por tracción, otrosfactores se tienen que considerar. Entre estos factores me-rece especial atención las tensiones residuales en el mate-rial, independiente del origen / inductores. De esta forma,es posible que un componente conteniendo micro estructu-ra martensítica no revenida presente buena resistencia a lafatiga / propagación de fisuras, en el caso en que altas ten-siones residuales compresivas estén presentes. Así, en estetrabajo, también se han levantado las tensiones residualescontenidas en las tres regiones envolvías (material-base,ZAC y metal de soldadura), con resultados presentados enla Figura 9.

En el resumen, se observa en el Figura 9 que todas lasáreas presentaron las tensiones residuales compresivas. Lastensiones residuales compresivas observado en el materialbase es debido, ciertamente, al proceso de la laminación.Respecto al metal de él suelda y ZAC, las tensiones respec-tivas se relacionan a la contribución de la energía de solda-dura empleada (la tensión, corriente, velocidad de la depo-sición) que afectan la velocidad y la forma de resfriamiento.Ciertamente, el núcleo del metal de la suelda debe contenertensiones residuales tractivas, por er la última área pararefrescar abajo. También, las deformaciones micra estruc-turales de la transformación martensítica (el volumen de laestructura cristalina es más grande) induce a las tensionesresiduales compresivas.

43

(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 delCordón de soldadura.

44 Revista Latinoamericana de Metalurgia y Materiales, Vo1.23 o

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MATBASE lAC

REGiÓN

SUELDA

Fig. 9: Perfil de las tensiones residuales

Sin embargo, la tensión residual compresiva más gran-de verificadas en el área de la suelda parece no haber teni-do el gran efecto en las tensiones existentes en la punta dela fisura de este caso, tal vez debido a la menor dimensiónde la zona deformada plásticamente delante de la punta deesta fisura (la dureza más grande) como ya mencionado.

4. Conclusiones

Los resultados indicaron ser la región de soldadura lade menor resistencia a la propagación de fisuras, seguidapor el ZAC y, finalmente, por el material base.

i. El proceso de soldadura TIG redució el limite deresistencia a la tracción, así como la tensión de fluencia yla tenacidad del acero ABNT 4130.

ii. La fisura localizada en la región de la soldadurase propagó mas rápidamente con relación a las demás re-giones analizadas en este estudio. Entretanto, su velocidadfue poco superior con relación a la fisura localizada en laZAC. Este comportamiento puede ser atribuido a la mayordureza y, talvez, a la micro estructura de granos gruesos,compuesta de ferrita de segunda fase (Widmanttaten) cons-tatada en esta región.

lll. La zona afectada por el calor provocado por el pro-ceso de soldadura (ZAC) ofreció resistencia poco mayor ala propagación de fisura, comparativamente a la región desoldadura. También a esta región fue asociado el menorvalor de micro dureza, comparativamente a la región de lasoldadura.

iv. El material base presentó mayor resistencia a lapropagación de fisura. Este comportamiento también fueasociado a los valores de micro dureza, menores con rela-ción a las demás regiones, así como su micro estructura,constituida de granos pequeños y alargados en el sentidotransversal 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 soldadu-ra; e = 2.692E-1O y n = 1,661, para fisura propagándoseen la región de la ZAC; y e= 1,052E-1O Yn = 1,764, para

fisura propagándose en el material base (ABNT 4130), pro-porcionaron un buen ajuste entre las curvas a x N teóricas yexperimentales.

Se verifica que las tensiones residuales de tracción tie-nen solamente una pequeña influencia sobre la tensiónmedia, no afectando la variación de la tasa de propagaciónde fisura (L'lK). Además, las tensiones residualescompresivas no solamente disminuyen la tensión mediareduciendo L'lK, así como, disminuye la tasa de propaga-ción de fisura (daldN). En este trabajo, entretanto, las ten-siones residuales compresivas observadas no reducirán latasa de propagación de fisura, talvez, por ter habido relaja-ción.

5. Agradecimientos

Los autores agradecen a la FAPESP (Proceso 99111948-6) y FUNDUNESP por el apoyo.

References

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