En la tabla 3.1 se muestran los resultados del análisis químico para los elementos principales de las diferentes probetas.
Tabla 3.1 Composición química de las aleaciones, % masa.
Aleación C Si Mn Cu Cr Ni S P 1 3.67 2.48 1.12 2.59 0.13 0.10 0.010 0.15 2 3.77 2.67 0.44 1.29 0.16 0.10 0.010 0.17 3 4.26 2.07 0.43 0.51 0.14 0.098 0.008 0.11 4 3.87 2.03 1.03 0.76 0.13 0.089 0.008 0.064 5 3.94 2.60 0.45 1.07 0.13 0.091 0.010 0.055 6 5.40 2.81 1.06 0.92 0.19 0.065 0.006 0.08 7 4.20 2.15 1.02 2.22 0.14 0.099 0.008 0.19 8 4.38 2.54 1.05 1.83 0.14 0.094 0.006 0.095 9 4.21 2.47 0.95 1.31 0.14 0.10 0.008 0.11 10 4.25 2.61 1.11 1.83 0.14 0.10 0.007 0.027 11 4.21 2.47 1.15 1.96 0.14 0.10 0.007 0.18
De la observación de la tabla 3.1 queda claro que la presencia de relativamente altos contenidos de cobre hace un efecto grafitizante que puede favorecer las propiedades antifricción.
La presencia de cromo y manganeso en las aleaciones aumenta su resistencia al desgaste y su dureza, fijando la matriz perlítica. El hecho que el manganeso, al igual
que el cromo sean formadores de carburos, sus contenidos por encima de determinados valores puede llevar a la formación de estos compuestos y con ello a la disminución de las inclusiones de grafito, pero en los niveles que aparecen no existe posibilidad alguna de tal efecto.
3.2- Análisis metalográfico
En las figuras 3.1 - 3.11 y tabla 3.2 se advierte la presencia de grafito laminar recto con una distribución uniforme y de tamaño de 60 a 120 µm en todas las aleaciones. Solo la aleación 2 muestra el por ciento de grafito ligeramente superior al resto. O sea que en sentido general no se advierten diferencias marcadamente visibles entre las aleaciones estudiadas, lo cual hace evidente que la composición química, en los rangos evaluados, no imprime modificaciones desde el punto de vista del tipo y distribución de las inclusiones de grafito.
Tabla 3.2 Resultados de la caracterización metalográfica.
Aleación Tipo Forma Tamaño (µm) Distrib. % grafito
1 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
2 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 8-12
3 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
4 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
5 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
6 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
7 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
8 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
9 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
10 Laminar Recta 60-120 Uniforme de 5-8
Fotos estructura metalográfica
Figura 3.1 Estructura metalográfica de la probeta 1(100X y 500X).
Figura 3.3 Estructura metalográfica de la probeta 3 (100X y 500X).
Figura 3.5 Estructura metalográfica de la probeta 5 (100X y 500X).
Figura 3.7 Estructura metalográfica de la probeta 7 (100X y 500X).
Figura 3.9 Estructura metalográfica de la probeta 9 (100X y 500X).
Figura 3.11 Estructura metalográfica de la probeta 11(100X y 500X).
En todos los casos se hace visible la presencia de una matriz perlítica, la cual junto a la presencia de inclusiones de grafito brinda excelentes propiedades de resistencia al desgaste adhesivo en pares de deslizamiento con acero.
3.3- Análisis de dureza
Los valores de microdureza de la matriz y de dureza de cada una de las aleaciones se muestran en la tabla 3.3. Desde el punto de vista de la microdureza de la matriz todas las aleaciones son similares. Desde el punto de vista de la dureza en la figura 3.12 se observa una dependencia de carácter creciente con el contenido de Cu. Ello que en un primer análisis es contradictorio por el efecto grafitizante del cobre en la solidificación primaria, se explica a partir del hecho que este favorece la estabilización de la perlita en la matriz, ya que disminuye la temperatura eutectoide y como se sabe la responsable del aumento de la dureza en una fundición gris es la matriz perlítica. Lo anterior se manifiesta en la figura 3.13 donde se observa una cierta tendencia de aumento de la microdureza de la matriz con el aumento del contenido de cobre. Todo lo planteado se corresponde con lo abordado en el capítulo I, donde se declara que para valores de cobre inferiores a 3 % en fundiciones grises, todo incremento del cobre conduce a un aumento de la dureza.
Tabla 3.3 Valores de microdureza (Hv300) y dureza (HB) de las aleaciones. aleación Microdureza (Hv) Dureza (HB) 1 2 3 4 5 Promedio Desviación estándar 1 369,5 358,4 310,9 353 347,7 347,9 22,2 229 2 287,4 347,7 335 344,2 326,2 328,1 24,2 207 3 308 319,9 347,7 340,8 332,6 329,8 16 197 4 362 291,3 363,9 381,2 316,9 343,1 37,5 207 5 283,5 330,9 363,9 347,7 342,5 333,7 30,5 207 6 375,3 306,6 313,9 363,9 318,4 335,6 31,6 179 7 330,9 363,8 413 318,4 347,7 354,8 36,8 235 8 375,3 356,6 397,7 327,7 375,3 366,5 26,1 217 9 395,6 302,3 367,6 393,5 314,4 354,7 43,9 229 10 362,6 363,9 375,3 340,8 337,5 356 16,2 229 11 321,5 375,3 298,1 342,5 391,4 345,8 38,2 229
Figura 3.12 Gráfica de dureza contra por ciento de cobre
3.4- Análisis de desgaste
En la tabla 3.4 se observan los resultados de ensayos de desgaste con lubricante contaminado. A primera observación se advierten diferencias en la pérdida de masa entre las aleaciones. Las aleaciones 8, 9, 10 y 11 experimentan la mayor pérdida de masa, siendo la 4 y la 6 las de menores pérdidas de masa (mayor resistencia al desgaste). Por su parte, la tabla 3.5 muestra los resultados de ensayos de desgaste con lubricante sin contaminar. En este caso, se advierten menores diferencias en la pérdida de masa entre las aleaciones. No obstante, las aleaciones 9, 1, 2, 7 y 11 experimentan la mayor pérdida de masa, siendo la 4 y la 6 las de menores pérdidas de masa (mayor resistencia al desgaste). O sea que en ambos casos la mayor resistencia al desgaste corresponde a las aleaciones 4 y 6.
Tabla 3.4 Valores de pérdida de masa alcanzados con lubricante contaminado.
Aleación Masa inicial (g) Masa final (g) Carga administrada (kg) Pérdida de masa en (g) K 1 7.4726 7.4628 10 0.0098 5,2848E-05 2 7.4998 7.4932 10 0.0066 3,2172E-05 3 7.2491 7.2393 10 0.0098 4,5463E-05 4 7.0158 7.0123 10 0.0035 1,7061E-05 5 7.3384 7.3315 10 0.0069 3,3634E-05 6 6.919 6.9142 10 0.0048 2,0233E-05 7 7.4206 7.4133 10 0.0073 4,0398E-05 8 7.5617 7.547 10 0.0147 7,5118E-05 9 7.7533 7.7431 10 0.0102 5,5005E-05 10 7.1249 7.1136 10 0.0113 6,0937E-05 11 7.4526 7.4393 10 0.0133 7,1722E-05
Tabla 3.5 Valores de pérdida de masa alcanzados con lubricante sin contaminar. Aleación Masa inicial (g) Masa final (g) Carga administrada (kg) Pérdida de masa en (g) K 1 7.2431 7,2403 10 0,0028 1,5099E-05 2 7.3434 7,3405 10 0,0029 1,4136E-05 3 7.1177 7,1151 10 0,0026 1,2062E-05 4 6.8206 6,8184 10 0,0022 1,0724E-05 5 7.1992 7,1965 10 0,0027 1,3161E-05 6 6.8243 6,8219 10 0,0024 1,0116E-05 7 7.3467 7,3438 10 0,0029 1,6048E-05 8 7.3104 7,3078 10 0,0026 1,3286E-05 9 7.6647 7,6615 10 0,0032 1,7256E-05 10 7.0300 7,0273 10 0,0027 1,456E-05 11 7.3406 7,3377 10 0,0029 1,5639E-05
En las figura 3.14 y 3.15 se muestra el comportamiento de la pérdida de masa en función del contenido de cobre, ensayado con aceite contaminado (con partículas abrasivas) y sin contaminar. En la figura 3.14 se hace visible una cierta tendencia a aumentar el desgaste con el aumento del contenido de Cu. Ello a su vez es contradictorio con lo mostrado en la figura 3.12 y 3.13, donde el cobre hace crecer la dureza y microdureza de la matriz (es clásicamente adoptado que el aumento de la dureza hace disminuir el coeficiente de fricción y consecuentemente el desgaste, V=k(W*L/HB)), donde (K) es el coeficiente de desgaste, (L) es el recorrido en (m), (W) la carga aplicada en (kgf) y (HB) la dureza Brinell. Ya para el caso del ensayo sin contaminación del lubricante (figura 3.15), la pérdida de masa varío en un entorno de valores, con tendencia constante.
El hecho que el desgaste aumente con el aumento del contenido de cobre en el caso de la figura 3.14 se puede vincular a la presencia de partículas abrasivas dentro del lubricante que hacen que opere el desgaste abrasivo, junto al adhesivo.
Toda vez que en el caso del desgaste con aceite sin contaminar también manifiesta ciertas variaciones es probable que esté operando en ambos casos el efecto del régimen de lubricación: una carga relativamente baja, junto a una considerable velocidad angular puede haber aumentado la presión hidrodinámica de la cuña de lubricante haciendo que se pase a un estado de lubricación elastohidrodinámica que reduce los contactos de las asperezas en comparación a la lubricación límite y consecuentemente las superficies no entran en contacto. Esto permite concluir que debe ser realizado un estudio posterior que considere el efecto de los parámetros de ensayo (velocidad, carga y recorrido) y que se realice una valoración comparativa con un ensayo sin lubricación. Este último podría también ser cumplimentado con la determinación del coeficiente de fricción que obviamente se vincula al desgaste y las pérdidas energéticas.
En el capítulo I fue abordada en detalle la influencia de los elementos de aleación. Es evidente que los efectos son altamente complejos y que no se pueden ver de forma aislada, sino como un sistema. En el caso particular del cobre puede tener múltiples efectos simultáneos. De una parte es grafitizante en la solidificación, de otra es estabilizador de la perlita en la transformación eutectoide y al mismo tiempo su solubilidad es limitada a solo 0,35 %. De ello se hace evidente que en todas las aleaciones obtenidas se ha superado el límite de solubilidad (tabla 3.1) y es probable que el cobre haya segregado como fase independiente. Esto último, no detectado en la caracterización realizada, podría ser también objeto de estudios posteriores.
Figura 3.14 Gráfica de pérdida de masa en función del por ciento de cobre (lubricante contaminado).
Figura 3.15 Gráfica de pérdida de masa en función por ciento de cobre (lubricante sin contaminar)
Con el propósito de visualizar mejor la comparación, en la figura 3.16 se muestra el comportamiento de la pérdida de masa en función del contenido de cobre para las dos condiciones de ensayo, con lubricante contaminado y sin contaminar. Se advierte que en el caso del ensayo con lubricante contaminado el crecimiento de la pérdida de masa
es favorecido por el aumento del cobre en todo el rango de composición evaluado. En cambio, para el ensayo con lubricante sin contaminar el comportamiento es relativamente estable frente al contenido de cobre. Esto podría ser atribuible, como ya lo hemos referido, a que el cobre de un lado favorece la formación de grafito, a que del otro estabiliza la perlita y de otro su solubilidad es limitada y puede influir también como fase independiente.
Figura 3.16. Comparación del comportamiento al desgaste en función del contenido de cobre en las condiciones de lubricación contaminada y sin contaminar.
En base a la relación de la pérdida de volumen (V), (V= m/ρ, donde (m) es la pérdida de masa en g y (ρ) es la densidad de la aleación ensayada (6.9 g/cm3)) con la carga, el recorrido y la dureza se ha determinado el coeficiente de desgaste para cada una de las aleaciones, cuyo valor se reporta en la tabla 3.4 y 3.5 para cada uno de los ensayos. Este coeficiente es una propiedad del material que refleja su comportamiento al desgaste, siendo que los menores valores favorecen el desempeño de la aleación. De este modo, las aleaciones 4 y 6 con menores coeficientes de desgaste (1,7061E-05
y 2,0233E-05 para la lubricación contaminada y 1,0724E-05 y 1,0116E-05 para la
lubricación sin contaminar) son las aleaciones de mejor desempeño frente al desgaste adhesivo. El hecho que coincidan las aleaciones 4 y 6 como las mejores en las dos condiciones ensayadas da criterio de que bajo las condiciones reales de cojinetes de deslizamiento tendrán el mejor desempeño durante toda su vida útil, inclusive luego de determinado nivel de desgaste.
CONCLUSIONES GENERALES
1. Existen diferencias significativas en la composición, siendo la mayor entre los contenidos de Cu y Mn. Estas diferencias no imprimen cambios notables en la microestructura, siendo en todos los casos matriz perlítica con grafito laminar recto de distribución uniforme y con por cientos similares de inclusiones de grafito.
2. La dureza y microdureza tiende a crecer con el contenido de Cu, a causa del efecto de este elemento sobre la matriz como estabilizador de la perlita, pese a su efecto grafitizante durante la cristalización.
3. El desgaste tiende a aumentar con el aumento del contenido de cobre y consecuentemente en el sentido de aumento de la dureza en el ensayo con lubricante contaminado, lo cual podría estar asociado a la presencia de desgaste abrasivo junto al adhesivo. Ya para el caso del ensayo con lubricante sin contaminar la pérdida de masa no varía prácticamente con el aumento del cobre, lo cual se atribuye al efecto multivariado del cobre como grafitizante, estabilizador de la perlita y su baja solubilidad, junto al efecto sinérgico de otros elementos.
4. Desde el punto de vista de resistencia al desgaste, las aleaciones que mejor responden a las condiciones ensayadas son la 4 y la 6 y por tanto, son las recomendadas para la fabricación de cojinetes de deslizamiento en pares con acero. Estas presentan un coeficiente de desgaste de 1,7061E-05y 2,0233E-05 para la lubricación contaminada y 1,0724E-05 y 1,0116E-05 para la lubricación
RECOMENDACIONES
1. Realizar un estudio posterior que considere: variaciones de carga, de velocidad y de recorrido; así como la ausencia de lubricante para establecer criterios más acertados de comparación de desempeño.
2. Determinar experimentalmente la densidad y el coeficiente de fricción de las aleaciones para realizar el análisis de desgaste volumétrico con un mayor rigor científico.
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