ESTUDIO DE FATIGA POR CONTACTO EN UN ACERO AISI 316L ENDURECIDO SUPERFICIALMENTE POR DIFUSIÓN DE BORO

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1 ñ INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA MECÁNICA Y ELÉCTRICA- UNIDAD ZACATENCO ESTUDIO DE FATIGA POR CONTACTO EN UN ACERO AISI 316L ENDURECIDO SUPERFICIALMENTE POR DIFUSIÓN DE BORO TESIS QUE PARA OBTENER EL GRADO DE MAESTRO EN CIENCIAS EN INGENIERÍA MECÁNICA. PRESENTA: ING. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA DIRECTOR: DR. GERMAN ANIBAL RODRÍGUEZ CASTRO MÉXICO D. F. 2015

2 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA

3 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA

4 DEDICATORIAS. A mis padres, Silviano y Emma, por su apoyo incondicional y paciencia a lo largo de mi vida, artífices principales de todos mis logros. A mis hermanas Rosa Isela y Mónica que pese a todo han estado cuando más lo he necesitado, siendo mis cómplices en muchas ocasiones. A mis compañeros y amigos presentes y pasados con quienes compartí muchos momentos de alegría y que de una forma u otra moldearon la persona que soy. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA

5 AGRADECIMIENTOS. Al Instituto Politécnico Nacional que durante 10 años me ha formado profesionalmente, mi alma mater, mi segunda casa. Al CONACyT por brindarme su apoyo económico y recursos para realizar este trabajo de maestría. A la SEPI-ESIME Zacatenco y particularmente al Grupo de Ingeniería de Superficies por brindarme el espacio e instalaciones para llevar a cabo este trabajo. Al Dr. German Anibal Rodríguez Castro por la confianza brindada, el tiempo y dedicación invertidos, el conocimiento compartido y la paciencia hacia conmigo en la dirección de este trabajo de tesis. Al Dr. Iván E. Campos Silva por su confianza, enseñanzas y contribuciones a este trabajo pero sobre todo por la pasión hacia la formación de sus alumnos. Al Dr. Alfonso Meneses Amador por su disposición a resolver dudas y apoyarme con sus conocimientos. Al Dr. José Martínez Trinidad por su apoyo y comentarios hacia mi trabajo. Al Dr. Orlando Susarrey Huerta por el apoyo y facilidades dadas para el uso de equipo necesario para este trabajo. A todos mis compañeros y amigos del Grupo de Ingeniería de Superficies. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA

6 ÍNDICE. CONTENIDO PAG. Nomenclatura Lista de figuras Lista de tablas Resumen Abstract Introducción Antecedentes Justificación Hipótesis Objetivo general Objetivos particulares Metodología IV VI X XI XIII XIV XVI XIX XXI XXII XXII XXIV Capítulo 1. Tratamiento termoquímico de borurización Borurización Tipos de borurización Características de las capas de boruros Influencia de los elementos aleantes en las capas de boruros Borurado en el acero AISI 316L Fatiga en boruros de hierro Capítulo 2. Marco Teórico Fatiga por contacto cíclico. 15 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA I

7 2.2. Contacto mecánico Modelos de contacto mecánico Modelo de Hertz (esfera-superficie plana) Distribución de la presión de contacto y campo de esfuerzos (esfera-superficie plana) Contacto mecánico en sistemas capa-substrato Contacto mecánico en sistemas esfera-superficie plana con sistema capa/substrato Capítulo 3. Procedimiento experimental Proceso de borurado en el acero AISI 316L Material substrato Geometría y preparación de probetas antes del borurado Preparación de contenedores Condiciones de los tratamientos Caracterización de las capas de boruros en el acero AISI 316L Medición de la capa (metalografía) Identificación de compuestos mediante difracción de rayos X Análisis por espectrometría de energía dispersiva (EDS) Técnica de indentación instrumentada Esfuerzos residuales mediante la técnica de 40 indentación instrumentada Evaluación cualitativa de adherencia Ensayos de Fatiga Capítulo 4. Análisis de resultados y discusiones. 47 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA II

8 4.1. Borurado del acero AISI 316L Caracterización mecánica Fatiga por contacto Pruebas estáticas Pruebas cíclicas. 66 Conclusiones. 75 Perspectivas de trabajo. 78 Referencias. 79 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA III

9 NOMENCLATURA. a AISI ASM ASTM b CVD Cu K E E E c E s EDS E IT FeB, Fe 2 B h a h c h e h max h r H HV Hz k Radio de contacto de indentación esférica. Instituto Americano de Hierro y Acero (American Iron and Steel Institute). Sociedad Americana de Metales (American Society for Metals). Estándares Americanos para Pruebas de Materiales (American Society for Testing Materials). Espesor de capa (en teoría de contacto mecánico). Deposición Química de Vapor (Chemical Vapor Deposition). Lámpara de cobre usada durante la prueba de difracción. Módulo de elasticidad. Módulo de elasticidad de la esfera. Módulo de elasticidad de la capa. Módulo de elasticidad del substrato. Espectrometría de Energía Dispersiva (Energy-Dispersive X-ray Spectroscopy). Módulo de elasticidad obtenido por indentación instrumentada. Boruros de hierro. Distancia del punto de contacto a la superficie libre de la muestra con la carga máxima (indentación instrumentada). Profundidad de contacto (indentación instrumentada). Desplazamiento elástico que se produce durante la descarga del indentador. Profundidad máxima de indentación instrumentada. Profundidad residual de indentación instrumentada. Dureza (Hardness). Unidades de dureza, Dureza Vickers. Unidad de frecuencia, Hertz. Factor Elástico. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA IV

10 K c n P P c Tenacidad a la fractura. Longitud de onda. Coeficiente de endurecimiento por deformación. Presión aplicada en indentación esférica. Carga crítica a la que falla el recubrimiento. P c,1h900 y P c,4hi900 Cargas críticas estáticas para el tratamiento de 1 hora a 900 C y de 4 horas interrumpidas a 900 C respectivamente. P m P-N PVD R σ max σ r σ θ σ y σ z SEM u r u z ν ν c ν s W p, W e, W t XRD Z.D. Presión media de contacto esférico. Grafica de carga-número de ciclos. Deposición Física de Vapor (Physical Vapor Deposition) Radio del indentador esférico. Esfuerzo tensil máximo. Esfuerzos residuales. Esfuerzo circunferencial fuera del círculo de contacto. Esfuerzo de cedencia efectivo. Esfuerzo normal. Microscopía Electrónica de Barrido (Scanning Electron Microscope). Desplazamiento radial en zona de contacto esférico. Desplazamiento en zona de contacto esférico. Relación de Poisson de la esfera. Relación de Poisson de la capa. Relación de Poisson del substrato. Trabajo plástico, elástico y total respectivamente. Difracción de rayos X (X-Ray Diffraction). Zona de Difusión. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA V

11 LISTA DE FIGURAS. FIGURA Figura 0.1. Diagrama de flujo de la metodología a emplear para el desarrollo de este trabajo. Figura 1.1. a) Acero H13 borurado a 1000 C durante 4 horas de exposición, Genel, Figura 1.2. a) Acero H13 borurado a 1000 C durante 6 horas de exposición, morfología aserrada; b) Acero AISI 316 borurado a 1000 C durante 4 horas de exposición, morfología plana, Campos-Silva et al., Figura 1.3. Micrografía de un acero AISI 316L borurado a 1000 C y 10 horas de exposición, se observa presencia de ambas fases y morfología plana, Campos-Silva et al., PAG. XXIV Figura 2.1. Esquema de contacto mecánico entre una esfera y una superficie plana. 20 Figura 2.2. Distribución de la presión de contacto normalizada σ z P m esférico, indentador cónico y punzón cilíndrico (Fischer-Cripps, 2000). para indentador 21 Figura 2.3. Considerando P m = 1MPa, r = 1mm, a) Desplazamientos en la superficie ocasionados por indentadores esférico, cónico y cilíndrico; b) Magnitudes de los esfuerzos radiales ( σ r P m ) para indentadores esférico, cónico y cilíndrico. (Fischer-Cripps, 2000). Figura 2.4. Principales planos de esfuerzo a) En coordenadas cartesianas b) El esfuerzo circunferencial es siempre un esfuerzo principal. (Fischer-Cripps, 2000). Figura 2.5. Esquema del contacto mecánico entre un cuerpo rígido (2) y un cuerpo con un sistema capa (1) - substrato (3). (Johnson, 1985). Figura 2.6. Esquema del contacto mecánico entre un cuerpo rígido y una capa sobre un substrato rígido a) ν c =0.45, b) ν c = Figura 3.1. Probetas usadas en las pruebas de fatiga. 32 Figura 3.2. Geometría y dimensiones de los contenedores. 33 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA VI

12 Figura 3.3. Esquema del arreglo de las muestras en el contenedor y crisol para tratamientos de borurado. 34 Figura 3.4. Ciclos térmicos para efectuar el borurado interrumpido (Vega Morón, 2015). 34 Figura 3.5. Criterio usado para la medición de capas de boruros. 35 Figura 3.6. Difractometro PANalytical X PERT PRO-MRD. 36 Figura 3.7. Microscopio Quanta 3D FEG, marca FEI. 37 Figura 3.8. Equipo CSM Instruments Nanoindentation Tester NHT. 38 Figura 3.9. a) Esquema transversal de una indentación con indentador piramidal para carga y descarga completas; b) Curva carga-desplazamiento generada por indentación. Figura Esquema de las zonas de trabajo tanto elástica como plástica bajo la curva carga-desplazamiento generada por indentación Figura Principio de la prueba de indentación VDI Figura Durómetro Multitoyo AR Figura Máquina de ensayos universal marca MTS-858 Table Top System. 43 Figura a) Dispositivo para sujeción de probeta; b) Dispositivo para sujeción de indentador. Figura Montaje de los mecanismos de sujeción en la máquina de ensayos universal marca MTS-858 Table Top System. Figura Presencia de grietas radiales usadas como criterio de falla, imagen a) sin falla, b) con falla. Figura 4.1. Micrografías acero AISI 316L borurado para las condiciones a) 1 hora a 900 C; b) 4 horas interrumpido a 900 C. Figura 4.2. Patrones de difracción e identificación de fases; a) 1 hora a 900 C, b) 4 horas interrumpidos a 900 C. Figura 4.3. Distribución de elementos aleantes del acero AISI 316L usando un Escaneo lineal mediante EDS para la condición de 1 hora 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA VII

13 Figura 4.4. Distribución de elementos aleantes del acero AISI 316L usando un Escaneo lineal mediante EDS para la condición de 4 horas interrumpido 900 C. Figura 4.5. Zonas de mapeo mediante EDS para las condiciones a) 1 hora a 900 C y b) 4 horas interrumpidas a 900 C. Figura 4.6. Distribución de los elementos aleantes para las distintas zonas formadas en los recubrimientos a) 1 hora a 900 C y b) 4 horas interrumpidas a 900 C. Figura 4.7. Perfiles de dureza y Módulo de Elasticidad del acero AISI 316L borurado para las condiciones de 1 h a 900 C y 4 h interrumpido a 900 C, carga empleada de 20mN. Figura 4.8. Perfiles de trabajo plástico- elástico del acero AISI 316L borurado para las condiciones de 1 h a 900 C y 4 h interrumpido a 900 C, carga empleada de 20mN. Figura 4.9. Estado de esfuerzos residuales para las condiciones de a) 1 h a 900 C y b) 4 h interrumpido a 900 C Figura Huellas generadas por indentación Rockwell C en el recubrimiento de 1 hora 900 C. Figura Huellas generadas por indentación Rockwell C en el recubrimiento de 4 horas interrumpido 900 C. Figura Patrones de daño de acuerdo a norma VDI 3198 generadas en el acero AISI 316L borurado para a) 1 hora 900 C y b) 4 horas interrumpido a 900 C Figura Comparación de radios obtenidos de las huellas de pruebas estáticas. 64 Figura Evolución de daño causado por indentaciones estáticas en el acero AISI 316L borurado para la condición de a) 1 hora a 900 C y b) 4 h interrumpido a 900 C. 65 Figura Relación entre P m y a para a) 1 h a 900 C y b) 4 h interrumpido a 900 C. 66 R Figura Gráfica de Carga Aplicada-Numero de Ciclos (P-N) describiendo la presencia de daño bajo condiciones de fatiga por contacto esférico en los sistemas recubiertos a) 1 hora 900 C, b) 4 horas interrumpido 900 C. Figura Evolución de daño en las huellas sometidas a condiciones de fatiga por contacto esférico en el sistema recubierto ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA VIII

14 Figura Borurado 4 h interrumpido, a) Imágenes 3D obtenidas por perfilometría óptica de las huellas formadas por indentación cíclica con carga de 600 N; b) Imágenes 3D obtenidas por microscopía confocal de huellas formadas por indentación cíclica ( ciclos). Figura Evolución de la profundidad para cargas de 600N en ambas condiciones; a) 1 hora 900 C y b) 4 horas interrumpido a 900 C. Figura Perfiles de profundidad de las huellas analizadas mediante perfilometría óptica para la condición de borurado interrumpido. Figura Perfiles de profundidad de las huellas analizadas mediante perfilometría óptica para la condición de borurado continuo ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA IX

15 TABLA LISTA DE TABLAS. PAG. Tabla 1.1. Técnicas para endurecimiento superficial en aceros, Lampman (1991) en ASM Handbook, Volume Tabla 1.2. Estado de los agentes borurantes y procesos del borurado, Matuschka, Tabla 1.3. Características de las fases FeB y Fe 2 B; Sinha, 1991; Matuschka, Tabla 1.4. Comparación de propiedades de capas formadas en diferentes aceros. ( 1 Ozdemir et al., (2006); 2 Sahin y Meric, (2002); 3 Rodríguez-Castro et al., (2013); 4,8 Taktak y Tasgetiren, (2006); 5 Genel, (2006); 6 Kayali, (2013); 7 Campos-Silva et al., (2011); 9 Jiménez Tinoco, (2013); 10 Lopez-Perrusquia, (2008); 11 Ulutan et al., (2010); 12 Uslu et al., (2007). Tabla 3.1. Porcentajes en peso de elementos aleantes del acero AISI 316L, Geoge, F. y Vander Voort en ASM Handbook, Volume Tabla 3.2 Cargas empleadas en contacto cíclico y % respecto a Pc. 46 Tabla 4.1. Espesores formados mediante borurado en la superficie del acero AISI 316L. 48 Tabla 4.2. Comparación de porcentajes en peso de los elementos aleantes para las distintas zonas formadas en las capas de boruros. 52 Tabla 4.3. Valores de cargas críticas estáticas. 64 Tabla 4.4. Profundidades residuales para diferentes cargas y ciclos. 74 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA X

16 RESUMEN. En el presente trabajo se realiza un estudio de la vida a fatiga en un acero AISI 316L endurecido superficialmente por el método de borurización en polvo de forma continua e interrumpida. Se llevó a cabo la caracterización de las capas de boruros en la superficie del material mediante técnicas de microscopía óptica para dos tiempos de tratamiento (1 hora continua y 4 horas interrumpidas) a una temperatura de 900 C obteniéndose capas de 5 µm (4 horas interrumpido) hasta 12 μm (1 hora continuo). Mediante la técnica de difracción de rayos x (XRD) se evaluó la presencia de compuestos característicos en las capas de boruros, siendo FeB, Fe 2 B y CrB los compuestos con mayor presencia. Con la técnica de EDS se estudió la distribución de los elementos aleantes en las diferentes zonas del sistema capa/substrato, se observó un comportamiento similar en la distribución de elementos aleantes para ambas condiciones a excepción del boro (B) lo que se atribuye a la presencia de un sistema monofase (Fe 2 B/substrate). Para la caracterización mecánica de las capas se usaron distintas técnicas. La técnica de indentación instrumentada se usó para determinar propiedades mecánicas de las capas como dureza (H), módulos de elasticidad (E), trabajos plástico y elástico (W p, W e ) y por último se obtuvo el estado de esfuerzos residuales de las mismas hallándose un estado de esfuerzos tensil en la fase FeB (únicamente tratamiento continuo) y compresivos en la fase Fe 2 B. La dureza máxima fue de 2680 HV en la parte más superficial del tratamiento continuo correspondiente a la fase FeB, en ambos casos la dureza disminuye conforme se acerca al substrato. Para el caso del módulo de elasticidad el comportamiento es igual al de la dureza, con valores más altos en el tratamiento continuo y un máximo de 26.3 GPa. Con el uso ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XI

17 de la norma VDI 3198 se evaluó cualitativamente la adherencia de las capas formadas en ambas condiciones estableciéndose en base a esta norma una adherencia HF3 para la condición de 1 hora y HF2 para la condición interrumpida, ambos casos se consideran dentro de un rango con adherencia aceptable. Para las condiciones de formación de boruros establecidas se llevaron a cabo pruebas estáticas usando un indentador esférico de nitruro de silicio (Si 3 N 4 ) y 6 mm de diámetro con el fin de determinar la carga crítica (P c ) a la cual el recubrimiento falla, dichas pruebas se llevaron para cargas desde 100 a 2000 N. Una vez establecida la carga crítica (P c ) para ambas condiciones se realizaron las pruebas dinámicas usando el mismo indentador utilizando 4 niveles de esfuerzo (300 N, 400 N, 500 N y 600 N) y ciclajes de 1, 10, 100, 1000, 10000, 40000, y ciclos. A partir de las huellas generadas se determina si el recubrimiento falló o no (tomando como criterio de falla la presencia de grietas radiales) y se representó su comportamiento en la gráfica P-N. La condición de 4 horas interrumpido presento una mejor resistencia a la fatiga atribuible al estado de esfuerzos residuales (compresivos en su superficie) resultantes de un sistema monofrase (Fe 2 B/substrate) en la capa. Con el fin de evaluar el daño acumulado en las huellas formadas se usó la técnica de perfilometría óptica, microscopia óptica y microscopia confocal. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XII

18 ABSTRACT. The present study evaluates the contact fatigue life of borided AISI 316L steel. The boriding of AISI 316L steel was carried out by 2 powder-pack process (continuous and interrupted during 1 and 4 h, respectively). Both process were developed at 900 C. Optical microscopy was used to determine the effect of thermochemical treatments. The observations confirm the presence of mono- and bilayer systems produced by the interrupted (4 h) and continuous process (1 h), respectively. By X-ray diffraction (XRD) was evaluated the presence of boride phases (FeB, Fe 2 B and CrB), whereas the EDS technique was used to study the distribution of alloying elements in the different areas of the layer/substrate system. Instrumented indentation test was performed to obtain the hardness (H) and Young s modulus (E) gradients and the plastic and elastic works (Wp, We). The maximum hardness was 2680 HV in the continuous treatment corresponding to the FeB phase, in both cases the hardness decreases as approaches the substrate. In the case of modulus behavior it is equal to the hardness, with higher values in the continuous treatment and a maximum of 26.3 GPa. In addition, residual stresses in the layer/substrate system were calculated using two different formulations resulting in a state of compressive stresses mostly in the Fe 2 B phase and tensile in the FeB phase. The VDI 3198 norm was used to evaluate qualitatively the adherence of the borides layers on the substrate, it is established based on this standard a HF3 adherence to the condition of 1 hour and HF2 for the interrupted condition, both are considered within a range with acceptable adhesion. Static indentations were performed using a spherical indenter (Si 3N 4 and 6 mm in diameter) in order to obtain the critical load (Pc) when radial cracks are formed for both conditions. The critical loads determined were 800 N and 700N for interrupted and continuous boriding, respectively. Fatigue tests were carried out using 4 different load levels (300 N, 400 N, 500 N y 600 N) from 10 to 100,000 cycles at 6 Hz. The fatigue prints were analyzed by optical and confocal microscopy and optic perfilometry. P-N graphics shows a better fatigue resistance in the interrupted treatment. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XIII

19 INTRODUCCIÓN. En la actualidad se requiere que componentes ingenieriles y herramentales incrementen su vida útil bajo condiciones de fatiga en medios agresivos (posible presencia de fenómenos de desgaste, abrasión oxidación, corrosión, entre otros), conduciendo a la creación de nuevos materiales que cumplan con esta premisa o a la modificación de los ya existentes. Con la intención de modificar los materiales existentes se realizan tratamientos térmicos volumétricos y tratamientos superficiales (aquellos que modifican únicamente la superficie). Mediante el uso de tratamientos termoquímicos superficiales es posible mejorar sustancialmente el compartimento mecánico y químico del material, como un aumento en la dureza, resistencia al desgaste, resistencia a la corrosión y a la oxidación, entre otros. Dentro de los tratamientos superficiales se encuentra el borurado. Sus aplicaciones son amplias debido a la vasta gama de metales que incluyen aleaciones ferrosas, aleaciones base níquel y aleaciones base cobalto (Sen et al., 2005). Durante el proceso de borurización tradicional o continuo en el acero AISI 316L se forma en la superficie un sistema FeB/Fe 2 B altamente frágil (Ozdemir et al., 2009) y que reduce la aplicabilidad de este proceso en componentes bajo solicitudes de fatiga. Una forma de reducir la fragilidad de los boruros formados en la superficie del acero AISI 316L es logrando la formación de una sola fase mediante el borurado interrumpido (Buijnsters et al., 2003). Este proceso es realizado en etapas utilizando ciclos de enfriamiento que inhiben el proceso de difusión de átomos de boro en la superficie del material evitando la formación o disminuyendo la presencia de la fase FeB (Vega Morón, R., 2015). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XIV

20 El fenómeno de fatiga es un proceso demasiado complejo gobernado por una gran cantidad de parámetros relacionados entre sí tales como cargas, frecuencia, condiciones ambientales, temperatura, entre otros (ISSC Committee III.2, 2009). Este trabajo de investigación analiza el daño producido en los sistemas formados por el borurado continuo (FeB/Fe 2 B/substrato) y el borurado interrumpido (Fe 2 B/substrato) utilizando impacto repetitivo en la superficie del acero AISI 316L con el fin de comprender el efecto de la capa de boruros en la vida a fatiga. El trabajo está dividido en: Capítulo 1. Se describe el proceso termoquímico de borurización, se mencionan los tipos de borurado y se profundiza en el método empleado en este trabajo; posteriormente se establecen las principales características de las capas formadas a partir del tratamiento; se mencionan las características del borurado en el acero AISI 316L y finalmente se aborda el tema de fatiga en capas de boruros. Capítulo 2. Se hace una revisión literaria referente a la teoría de contacto así como los principales modelos existentes haciendo énfasis en la teoría de Hertz puesto que establece las bases para las demás. Así mismo se describe el fenómeno de contacto entre un indentador esférico y una superficie plana con sistema capasubstrato. Capítulo 3. En este capítulo se describe el procedimiento experimental bajo el cual se desarrolló el trabajo. Se presentan los parámetros experimentales correspondientes al tratamiento y a la caracterización de la capa mediante XRD, EDS, técnica de indentación instrumentada y adhesión, del mismo modo los concernientes a las pruebas de fatiga. Capítulo 4. Se presentan los resultados y discusiones obtenidos de las pruebas experimentales (difractogramas, perfiles de dureza, esfuerzos residuales, gráficas P-N, entre otros) con el fin de describir y explicar el fenómeno de fatiga por contacto en el acero AISI 316L borurado. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XV

21 ANTECEDENTES. El proceso de borurado ha sido estudiado por el grupo de Ingeniería de Superficies del Instituto Politécnico Nacional y otros investigadores (Matuschka, 1980; Dearnley et al., 1986; Gunes et al., 2011; Atık et al., 2003; Martini et al., 2004; entre otros). Estos trabajos se han llevado a cabo en diferentes materiales y se enfocan principalmente en la cinética de crecimiento, la caracterización físico-química de capas, evaluación tribológica y de propiedades mecánicas estáticas. Se han propuesto diferentes metodologias con el fin de obtener un sistema Fe 2 B/substrato ya que sería menos frágil que un sistema FeB/Fe 2 B/substrato, esto es deseable para aplicaciones como desgaste o fatiga. Matuschka (1980) propone obtener una capa con solo una fase (Fe 2 B) a través de un proceso de recocido por difusión a un material con una capa bifásica previamente formada. Este autor menciona que la fase más rica en boro (FeB) se descompone en favor de la fase Fe 2 B lo que conlleva a un crecimiento de esta última; como consecuencia se mejora la tenacidad a la fractura del recubrimiento con este proceso. Por su parte Gopalakrishnan et al. (2002) propusieron una modificación al tratamiento de borurado por empaquetamiento en polvo, esta modificación consiste en interrumpir el proceso de difusión de boro en la superficie del material mediante el uso de ciclos térmicos de enfriamiento, el nombre que le dio a esta variante es el de borurado interrumpido. Con el uso del borurado interrumpido lograron obtener únicamente la fase Fe 2 B en la capa formada sobre un acero AISI 1045 por consiguiente un cambio en la morfología de la capa que repercutió en una mejora bajo condiciones de desgaste y corrosión ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XVI

22 Con respecto al borurado llevado a cabo en aceros inoxidables austeníticos, a continuación se mencionan algunos trabajos: Campos-Silva et al. (2010) realizaron un estudio sobre la cinética de crecimiento de las capas de boruros formadas en la superficie de un acero AISI 316 se estableció un modelo de difusión con el fin de estimar los espesores de capa, al mismo tiempo se obtuvieron los valores de energía de activación. En el trabajo de Kayali et al. (2013) se evaluó la resistencia a la corrosión y desgaste en una aleación 316L borurada, se concluyó que el endurecimiento superficial influye positivamente a la resistencia al desgaste y al mismo tiempo disminuye el coeficiente de fricción. También se ha evaluado la adhesión del sistema-capa substrato formada por borurado en un acero AISI 316 mediante la prueba de indentación interfacial, en este trabajo se obtiene el valor de la tenacidad a la fractura aparente de la interfaz de las fases FeB/Fe 2 B (Campos-Silva et al.,2011). Jiménez-Tinoco (2015) estudió la adherencia tanto cualitativa como cuantitativamente del sistema capa/substrato de un acero AISI 304. El análisis cuantitativo se hizo con la técnica de scratch y el análisis cualitativo se realizó usando la norma VDI Los resultados muestran un decremento de la fuerza de adhesión para tiempos largos de tratamientos. Vega-Morón (2015) realizó un estudio de desgaste usando la técnica de multipass scratch para determinar los mecanismos de falla y cargas críticas para un acero AISI 316L endurecido por difusión de boro continua e interrumpida concluyendo que en el borurado interrumpido los mecanismos de falla disminuyen y el coeficiente de fricción es menos abrupto, esto lo atribuye a la sola presencia de la fase Fe 2 B y a la presencia de esfuerzos residuales compresivos. Sin embargo un fenómeno de gran impacto en el rendimiento de componentes ingenieriles es la fatiga. Es común que la fatiga se haga presente en materiales ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XVII

23 cerámicos. Varios autores han llevado a cabo pruebas sobre materiales recubiertos con diferentes tipos de compuestos, ya sea mediante CVD o PVD. Estos trabajos analizan la evolución del daño ocasionado por impacto cíclico en la superficie del material modificado para evaluar el rendimiento a fatiga que presentan (Heinke et al., 1995; Lugscheider et al., 1999; Ramírez et al., 2009). Por su parte Sandoval Juarez (2015) realizó un estudio numérico-experimental de la resistencia a fatiga en recubrimientos base boro en un substrato base cobalto (Co-Cr-Mo ASTM F-75) mediante la técnica de impacto cíclico. A partir de la difusión de boro en el substrato obtiene una capa bifásica de boruros CoB/Co 2 B con espesores de 5 a 27 μm; estos boruros de cobalto a pesar de tener la misma estructura cristalina difieren en propiedades tales como estado de esfuerzos residuales, durezas, entre otras. El autor concluye que hay acumulación de daño más pronunciado para espesores más gruesos; al aumentar la carga y número de ciclos el daño se volvió más severo. No existen antecedentes de estudios de fatiga mediante impacto repetitivo en boruros de hierro por lo que este trabajo cobra relevancia al generar un antecedente respecto al comportamiento a fatiga de recubrimientos duros base boro sobre un acero austenítico al comparar el desempeño de un sistema FeB/Fe 2 B/substrato y el de un sistema Fe 2 B/substrato. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XVIII

24 JUSTIFICACIÓN. Es bien sabido que el estudio del fenómeno de fatiga y sus principales consecuencias como el desgaste y fractura son de gran importancia en la industria con el fin de prevenir fallas y alargar la vida útil de elementos reduciendo principalmente costes de mantenimiento. El proceso de borurización logra incrementar algunas propiedades mecánicas y químicas de los materiales tratados mediante la formación de capas de boruros. El espesor y características de dichas capas están en función de las condiciones empleadas durante el tratamiento tales como tiempo, temperatura, el potencial de boro presente en la mezcla usada además de las propiedades intrínsecas del material base. En un acero AISI 316L mediante el borurado continuo se forma un sistema FeB/Fe 2 B cuyas durezas rondan los 2000 HV y con presencia de esfuerzos residuales tensiles en la fase FeB y compresivos para Fe 2 B. Este sistema ha sido considerado como frágil y por ende su formación no es recomendada en componentes sometidos a fatiga e incluso en condiciones estáticas. Una forma de evitar la fragilidad es utilizar materiales en los cuales los esfuerzos residuales sean de compresión en su parte superficial (Jiménez-Piqué et al.,2005). Al usar el borurado interrumpido se modifica el sistema FeB/Fe 2 B/substrato, se evita la formación de la fase FeB, o cuando menos se disminuye considerablemente la presencia de la misma. Una de las características de la capa Fe 2 B es que posee esfuerzos residuales compresivos lo que conduce a una menor fragilidad en la superficie del material. Además, al llevar a cabo el borurado en la superficie del acero AISI 316L se modifican la alta dureza, los esfuerzos residuales, la morfología, el espesor y la ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XIX

25 porosidad de la capa provocando un efecto combinado que es importante evaluar bajo condiciones de fatiga. Por lo antes mencionado se propone el estudió del fenómeno de fatiga por impacto cíclico con el fin de comprender el efecto de la fase FeB formada en un acero AISI 316L y de los esfuerzos residuales (σ r ) en el desempeño bajo condiciones de fatiga; es de suma importancia para proponer las condiciones de borurización en elementos ingenieriles sometidos a desgaste cíclico. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XX

26 HIPÓTESIS. El proceso de borurado modifica las propiedades físicas, químicas y mecánicas de la superficie en la que es usado este proceso, en el caso del borurado interrumpido realizado en el acero AISI 316L incrementará la resistencia a fatiga por contacto mediante la disminución de la fase más frágil FeB y por la presencia de esfuerzos residuales compresivos. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XXI

27 OBJETIVO GENERAL. Evaluar el comportamiento a fatiga por contacto de recubrimientos duros base boro formados en un acero AISI 316L utilizando la prueba de impacto repetitivo para determinar el efecto de los sistemas FeB/Fe 2 B/substrato y Fe 2 B/substrato. OBJETIVOS PARTICULARES. 1. Endurecer superficialmente el acero AISI 316L mediante el método de borurado por empaquetamiento en polvo considerando el proceso continuo durante 1 hora a una temperatura de 900 C con el fin de formar un recubrimiento duro base boro con sistema FeB/Fe 2 B/substrato. 2. Realizar el proceso de borurado interrumpido con un tiempo total de 4 horas a 900 C para formar una capa de boruros compuesta por un sistema Fe 2 B/substrato respectivamente 3. Caracterizar las superficies de los materiales mediante técnicas de microscopía óptica para obtener los espesores, morfología de capa, la interfaz y zona de difusión. 4. Caracterizar físico-químicamente mediante la técnica de difracción de rayos X (DRX) para determinar los compuestos presentes en el recubrimiento, por otro lado, usar la técnica de espectrometría de energía dispersiva (EDS) para determinar la diferencia de la distribución elementos aleantes debido a los procesos de borurización. 5. Caracterizar mecánicamente mediante la técnica de indentación instrumentada para obtener valores característicos de la capa formada en la ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XXII

28 superficie tales como dureza (H), módulo de elasticidad (E), trabajo plástico y trabajo elástico (W p y W e ). 6. Determinar la magnitud y tipo de los esfuerzos residuales (σ r ) presentes en los recubrimientos formados en el acero AISI 316L borurado (continuo e interrumpido) con sistemas FeB/Fe 2 B/substrato y Fe 2 B/substrato empleando 2 formulaciones para capas duras basadas en datos obtenidos a partir de indentación instrumentada con el fin de determinar su influencia en la vida a fatiga. 7. Obtener las gráficas P-N y severidad de daño presente en la superficie del acero AISI 316L borurado (continuo e interrumpido) ocasionado por la prueba de impacto cíclico con la finalidad de comprender el sistema más favorable. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XXIII

29 METODOLOGÍA. Figura 0.1. Diagrama de flujo de la metodología a emplear para el desarrollo de este trabajo. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XXIV

30 La metodología que se empleó en este trabajo de investigación se describe de la siguiente forma: 1. El endurecimiento de la superficie del acero AISI 316L fue realizado mediante borurado por empaquetamiento en polvo con tiempos de 1 hora a 900 C de forma continua y 4 horas en el proceso interrumpido a 900 C. La observación y medición de las capas de boruros FeB y Fe 2 B, así como la microestructura del material base fueron efectuadas por microscopía óptica usando un microscopio modelo Olimpus GX-51 y el software analizador de imágenes Image Pro-Plus v Para la determinación de los compuestos presentes en la capa superficial se utilizó un difractómetro de la marca PANalytical modelo X Pert PRO MRD con un tubo de rayos X con radiación de Cu K y para el análisis de datos se usó el software Match! V2.0. Utilizando el método de Bragg-Bretano se determinaron las fases presentes y se obtuvieron los difractogramas. 3. Para analizar la distribución de los elementos aleantes del acero AISI 316L sobre la capa de boruros se utilizó un microscopio electrónico de barrido Quanta 3d FEG con el cual se lleva a cabo el análisis de espectrometría por dispersión de energía. 4. La caracterización mecánica de la capa se hizo mediante pruebas de indentación instrumentada con el equipo Nanoindentation Tester NHT marca CSM Instruments, la carga usada de 20mN con un indentador tipo Berkovich. Mediante el método de Oliver-Pharr y la curva carga-desplazamiento se determinaron parámetros como la dureza, módulo de elasticidad del recubrimiento, trabajo plástico y elástico y el estado de esfuerzos residuales de las capas. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XXV

31 5. Se diseñó y manufacturaron los dispositivos sobre los cuales estarán montados las probetas y el indentador esférico, los cuales estarán instalados en la unidad de carga de una máquina de ensayos universal hidráulica modelo MTS-858 Table Top System. El material empleado para ambos dispositivos fue un acero AISI Para obtener la carga crítica (P c ) en la cual el recubrimiento falla (tomando como criterio la presencia de grietas radiales) se hicieron indentaciones con cargas iniciales de 100 N hasta llegar a los 2000 N, con incrementos de 100 N. Dichas indentaciones fueron hechas en una máquina de ensayos universal hidráulica modelo MTS-858 Table Top System. Las huellas generadas fueron analizadas mediante microscopía óptica en un microscopio modelo Olimpus GX-51 y el software analizador de imágenes Image Pro-Plus v Las pruebas de fatiga por contacto fueron realizadas bajo carga controlada. La carga siempre fue menor a las cargas críticas obtenidas previamente (P c,1h900 y P c,4hi900 ) con magnitudes desde 300 N hasta 600 N (rango de 40% a 85% de P c,1h900 y de 37.5% a 75% de P c,4hi900 ); para todos los casos la frecuencia fue de 6Hz. Estas pruebas fueron realizadas en una máquina de ensayos universal modelo MTS-858 Table Top System. Las huellas generadas fueron analizadas mediante microscopia óptica usando un microscopio modelo Olimpus GX-51 y el software analizador de imágenes Image Pro-Plus v6.0, microscopía confocal en un equipo confocal de barrido láser LSM 710, y perfilometría óptica en un equipo Contour GT-K. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA XXVI

32 CAPÍTULO 1. TRATAMIENTO TERMOQUÍMICO DE BORURIZACIÓN. Los tratamientos térmicos superficiales proveen una buena alternativa para modificar solamente una parte del material, en este caso la superficie, a diferencia de los tratamientos volumétricos que influyen en todo el material. La forma de llevar a cabo estos tratamientos superficiales ha sido planteada por la Sociedad Americana de Metales (ASM, American Society for Metals) y la divide de dos maneras posibles (Lampman, 1991); véase Tabla 1.1: Aquellos métodos que involucran la adición de material formando una o varias capas. Aquellos métodos que no involucran la adición de material, por tanto no generan recubrimientos, sin embargo, modifican la estructura superficial y sub-superficial. El endurecimiento de la superficie de aceros tiene como principal ventaja el que aceros con bajo o medio contenido de carbono puedan ser tratados y aplicados en lugares o situaciones donde aleaciones más costosas son requeridas, pero con costos menores que estas últimas. Otro punto a favor del endurecimiento superficial radica en evitar los problemas de la distorsión y el agrietamiento asociado con el endurecimiento de secciones gruesas Borurización. El uso del borurado ha provisto mejoras sustanciales en situaciones donde se presentan condiciones de resistencia por desgaste, abrasión, oxidación, corrosión ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 1

33 y fatiga entre otras aplicaciones siendo una alternativa a procesos similares como el nitrurado, el carburizado, carbonitrurado o nitrocarburizado. Tabla 1.1. Técnicas para endurecimiento superficial en aceros, Lampman (1991) en ASM Handbook, Volume 04. Adición de material, capas. Tratamiento de superficie y sub-superficie Recubrimientos Chapado electroquímico CVD (Deposición Química de vapor) Películas delgadas mediante PVD (Deposición física de vapor) y atomización Mezcla iónica Métodos de endurecimiento por difusión Carburizado Nitrurado Carbonitrurado Nitrocarburizado Borurado Proceso Toyota Difusión Titanio-Carbono Revestimientos Soldadura Rociado térmico Métodos de endurecimiento selectivo Endurecimiento por flama Endurecimiento por inducción Endurecimiento laser Carburación, Nitruración o Borurado selectivo Mediante arco eléctrico La borurización es un tratamiento termoquímico aplicado a una gran variedad de materiales metálicos ferrosos o no ferrosos, también en metales con elementos base distintos tales como las superaleaciones base níquel (Sista et al., 2013, Muhammad et al., 1999) o base cobalto (Knotek et al., 1977) el proceso involucra temperaturas desde los 700 C hasta los 1100 C y tiempos de 1 hasta más de 12 horas. Este tipo de tratamiento involucra el proceso de difusión de átomos de boro en los espacios intersticiales del material substrato con el fin de modificar la superficie del material mediante la formación de capas de boruros, de una o varias fases, logrando ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 2

34 al mismo tiempo modificar las características físicas, químicas y mecánicas para su posterior aplicación. Este tipo de procedimiento de endurecimiento superficial trae consigo ventajas y desventajas, estas son mencionadas y enlistadas por Sinha (1991) como se muestra a continuación. Ventajas: Dureza extremadamente alta en la superficie. La combinación de una superficie extremadamente dura y un bajo coeficiente de fricción hacen que sea bastante útil en casos de mecanismos de desgaste como adhesión, tribo-oxidación, abrasión y fatiga. La dureza se mantiene a elevadas temperaturas. La compatibilidad del proceso con una amplia gama de aceros, incluidos algunos que son de difícil endurecimiento como lo son los altamente aleados. Aumenta la vida o servicio de las partes sometidas a fatiga bajo ambientes agresivos tales como oxidación y corrosión, La oxidación es moderada arriba de 850 C. Desventajas: El crecimiento en volumen resultante del tratamiento es del 5 al 25% de la capa generada, dependiendo de los elementos aleantes del material base. Sin embargo esta puede preverse para cumplir con tolerancias requeridas. El lapeado de diamante ese el único proceso mediante el cual puede ser removida parte del recubrimiento ya que otro proceso ocasionaría fracturas en la capa. En el caso de fatiga de contacto por rodadura el rendimiento es pobre comparado con carburizado o el nitrurado a grandes cargas de contacto (2000 N). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 3

35 Cuando es necesario endurecer y templar posterior al borurado es necesario hacerlo en vacío o con atmosfera inerte para preservar la integridad de la capa Tipos de borurización. El tratamiento termoquímico de borurado puede ser llevado a cabo de diferentes formas dependiendo del estado del agente borurante (compuesto rico en boro) usado en el proceso de difusión, estos agentes se pueden encontrar en estado sólido, líquido o gaseoso; véase Tabla 1.2. Tabla 1.2. Estado de los agentes borurantes y procesos del borurado, Matuschka, Estado Composición Proceso BF 3, BCl 3 puro o con hidrógeno A la temperatura de tratamiento Gaseosa B 2 H 6 + Hidrógeno los agentes borurantes difunden (CH 3 ) 3 B/(C 2 H 5 ) 3 B en la pieza calentada por inducción o dentro de un horno Líquida Sólida Na 2 B 4 O 2 (+NaCl/+B 2 O 3 ) HBO 2 + NaF Boro o compuestos sólidos de boro en fluoruros fundidos Electrólisis Cátodo: Pieza a trabajar Ánodo: Grafito o platino Electrólisis Cátodo: Pieza a trabajar Ánodo: Agente borurante en fluoruros fundidos B 4 Cl(+NaCl/BaCl 2 + NaBF 4 ) Inmersión en sales Na 2 B 4 O 7 + B 4 C Solución acuosa de Na 2 B 4 O 7 Calentamiento por inducción en la solución acuosa B 4 C + Na 3 AlF 6 + silicato etílico Calentamiento por inducción Ferroboro+Na 3 AlF 6 + después de aplicar la pasta silicato de sodio Boro amorfo (+activador) Calentamiento en horno, Ferroboro(+activador) empacando la pieza en polvo o B 4 C+activador (parcialmente) en pasta Más recientemente se desarrolló el llamado el borurado por plasma, el cual resulta ser más eficiente que el borurado líquido y gaseoso. Este tipo de borurado permite ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 4

36 tener un mayor control sobre el tamaño de capa deseado así como en la composición del mismo. Los costos son menores a comparación de otros tipos de borurado ya que en este proceso la temperatura y tiempo de tratamiento se reducen considerablemente. El inconveniente y causa de que no sea el más usado es que es un proceso que desprende demasiados residuos tóxicos (Sinha, 1991) La borurización sólida se puede llevar a cabo mediante agentes borurantes de pasta o en polvo. En este trabajo se usara el método de borurado sólido con polvo, este método es relativamente fácil de realizar ya que no requiere una atmosfera inerte y por otro lado se puede cambiar la composición de la mezcla según se requiera. Existen polvos comerciales para borurar los cuales en su composición incluyen un agente donante de boro, mayoritariamente usado el carburo de boro (B 4 C), un diluyente y otros compuestos que actúan de activadores Propiedades de las capas de boruros. Factores como el potencial de boro, temperatura y tiempo de tratamiento producen en la mayoría de casos capas con 2 fases características (FeB y Fe 2 B) en la superficie del material; sin embargo, variando estos factores es posible obtener una capa formada de solo una fase (Fe 2 B). La fase FeB es más rica en boro y por ende más dura y al mismo tiempo más frágil (Campos-Silva et al., 2009). Propiedades básicas de ambas fases del borurado se enlistan en la Tabla 1.3. Como se ha mencionado, las capas formadas en aceros a partir del borurado presentan 2 fases características FeB y Fe 2 B, con su respectiva zona de difusión (Figura 1.1). La morfología de la capa es dependiente de los elementos presentes en el substrato, para el caso de aceros de baja aleación adquiere una morfología aserrada (Figura 1.2 a) y a medida que los elementos de aleación o el contenido de carbono asciende el aserramiento de la capa disminuye (Figura 1.2 b). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 5

37 Tabla 1.3. Características de las fases FeB y Fe 2 B; Sinha, 1991; Matuschka, Propiedades FeB Fe 2 B % peso en boro 16.23% 8.83% Estructura cristalina Ortorrómbica, 4 átomos de Fe y 4 de B por celda Tetragonal centrada al cuerpo con 12 átomos por celda Parámetros de celda unitaria a = A, b = A, c = A a = A, c = A Densidad 6.75 g/cm g/cm 3 Microdureza 1900 a 2100 HV 1800 a 2000 HV Módulo de elasticidad. 590 GPa. 285 a 295 GPa. Resistencia a la fatiga Aumenta 33% para capas mayores a 40μm Figura 1.1. a) Acero H13 borurado a 1000 C durante 4 horas de exposición, Genel, Una de las principales características de este tipo de capas es la elevada dureza que alcanzan, de alrededor de 2000 HV. Otra característica de estas capas es la presencia de porosidades si es que no se regula la atmosfera en la que es realizado el tratamiento, esta porosidad acarrea consigo un decremento en sus propiedades ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 6

38 a mecánicas. Por otro lado la misma aserración ayuda a la adherencia del sistema capa-substrato. b Figura 1.2. a) Acero H13 borurado a 1000 C durante 6 horas de exposición, morfología aserrada; b) Acero AISI 316 borurado a 1000 C durante 4 horas de exposición, morfología plana, Campos-Silva et al., En la Tabla 1.4 se enlistan y comparan las propiedades de capas formadas en diferentes aceros. La fase más rica en boro FeB es indeseable debido a que es más frágil que la fase Fe 2 B. Ambas fases presentan esfuerzos residuales; de tensión para el caso de FeB y compresión en la fase Fe 2 B (Sinha, 1991). Una forma de mejorar el comportamiento a fatiga por contacto es utilizar materiales en los cuales los esfuerzos residuales sean de compresión (Jiménez-Piqué et al., 2005) como en la fase Fe 2 B. Debido a las diferentes características o morfología de boruros formadas en diferentes aceros se han desarrollado sistemas para la identificación y/o clasificación de las capas de boruros como la propuesta por Kunst y Shaaber (1967) citados en Matuschka (1980), este sistema diferencia y asigna una clasificación dependiendo del tipo de morfología. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 7

39 Tabla 1.4. Comparación de propiedades de capas formadas en diferentes aceros. ( 1 Ozdemir et al., (2006); 2 Sahin y Meric, (2002); 3 Rodríguez-Castro et al., (2013); 4,8 Taktak y Tasgetiren, (2006); 5 Genel, (2006); 6 Kayali, (2013); 7 Campos-Silva et al., (2011); 9 Jiménez Tinoco, (2013); 10 Lopez-Perrusquia, (2008); 11 Ulutan et al., (2010); 12 Uslu et al., (2007). Substrato Fases Dureza K c (MPa m) Interfaz Formadas (HV) Hierro FeB/Fe 2 B FeB 2400 FeB - Aserrada puro 1,2 Fe 2 B Fe 2 B 1700 Fe 2 B AISI D2 3 FeB/Fe 2 B FeB 2250 FeB Aserrada 3.02 Fe 2 B Fe 2 B 1800 Fe 2 B AISI H13 4,5 FeB/Fe 2 B FeB 2000 FeB Aserrada Fe 2 B Fe 2 B 1700 Fe 2 B 4.46 AISI FeB/Fe 2 B FeB Aserramiento de FeB, plana en Fe 2 B Fe 2 B 1650 AISI FeB/Fe 2 B FeB 2100 FeB/Fe 2 B Plana Fe 2 B Fe 2 B 1600 (interfaz) 4.45 AISI 304 8,9 FeB/Fe 2 B FeB 2200 FeB/Fe 2 B Plana Fe 2 B Fe 2 B 1600 (promedio) 4.08 AISI FeB/Fe 2 B FeB 1850 FeB - Aserramiento de ,11 Fe 2 B Fe 2 B Fe 2 B 2000 Fe 2 B 3-4 AISI FeB/Fe 2 B FeB 1500 FeB/Fe 2 B 3.2- Aserrada Fe 2 B Fe 2 B 1300 (promedio) 5.1 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 8

40 Influencia de los elementos aleantes en la formación de la capa de boruros. La influencia que ejercen los elementos aleantes en el proceso de borurado es significativa ya que no solo afectan la morfología de capa sino también el espesor y otras características como la dureza (Carbucicchio y Palombarini, 1987). El aumento en el contenido de carbono causa una reducción en el espesor de capa; otros elementos que al incrementar su contenido provocan la reducción de espesor son el cromo, tungsteno, molibdeno y vanadio. El caso del cromo, además de afectar el espesor, al incrementar su contenido ocasiona una disminución en la aserración, lo mismo pasa con el tungsteno, molibdeno, manganeso, níquel y vanadio. El silicio y el aluminio no son solubles en las capas de boruros, además son empujados desde la superficie durante la difusión del boro y se desplazan por abajo de la fase Fe 2 B en el sustrato formando boruros de silicio. Los materiales con un alto contenido de silicio no son aptos para la borurización por las altas temperaturas y los tiempos de exposición largos (Sinha, 1991; Matuschka, 1980) Borurado en el acero AISI 316L. El acero AISI 316L es un acero de bajo contenido de carbono y altamente aleado, sus principales aplicaciones son en partes biomédicas, recipientes a presión, válvulas, intercambiadores de calor, etc., las características principales de esta aleación son la buena resistencia a la corrosión y oxidación. Se han realizado varios estudios para evaluar la cinética de crecimiento de capas en este tipo de aceros logrando estimar de forma precisa el espesor de capa a partir de los parámetros de tratamiento establecidos, obteniéndose los valores de coeficientes de difusión (Ozdemir et al., 2008). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 9

41 La morfología de capa tiende a ser plana ya que presenta poca aserración debido al alto contenido de elementos aleantes. La capa generada está formada por las fases FeB y Fe 2 B así como su correspondiente zona de difusión como se muestra en la Figura 1.3 (Campos-Silva et al., 2010). FeB Fe 2 B Zona de Difusión Figura 1.3. Micrografía de un acero AISI 316L borurado a 1000 C y 10 horas de exposición, se observa presencia de ambas fases y morfología plana, Campos-Silva et al., Cabe mencionar que es posible inhibir el crecimiento de la capa FeB modificando la composición de la mezcla empleada (alrededor del 5% de carburo de boro) (Buijnsters et al., 2003) o usando un tratamiento interrumpido de 4 horas totales (Vega Morón, 2015). Campos-Silva et al. (2011) evaluaron la tenacidad a la fractura interfacial mediante indentación Vickers del sistema FeB/Fe 2 B formado por borurado en el acero AISI 316. Se concluyó que la resistencia a la fractura en la interfaz está en función del espesor de la capa FeB, a medida que esta fase se profundiza la capacidad a resistir la iniciación y propagación de grietas en la interfaz aumenta. Por otro lado los esfuerzos residuales compresivos disminuyen a medida que la fase FeB es de mayor tamaño. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 10

42 Kayali et al. (2013) comparó el desempeño de la aleación bajo condiciones de corrosión en distintos medios (HCl, NaCl y NaOH). Como resultado de los experimentos el borurado mejoró considerablemente la resistencia a la corrosión del material en el medio HCl, mientras que para los otros 2 medios no se observó mejora aparente. Al aumentar el tiempo de inmersión en el ambiente corrosivo la resistencia a la corrosión aumenta para los 3 casos. Kayali et al. (2013) concluyeron que el borurado mejora el comportamiento de esta aleación bajo condiciones de desgaste debido a que el coeficiente de fricción disminuye en los especímenes borurados. En cuanto a la resistencia a la corrosión el borurado actúa aceptablemente aunque no como se prevé. Vega-Morón (2015) uso el borurado interrumpido con el fin de inhibir el crecimiento de la fase FeB, evaluó el desgaste usando la técnica de multipass scratch para determinar los mecanismos de falla y cargas críticas concluyendo que en el borurado interrumpido los mecanismos de falla disminuyen y el coeficiente de fricción es menos abrupto, esto lo atribuye a la sola presencia de la fase Fe 2 B y a la presencia de esfuerzos residuales compresivos. Bernabé Molina (2015) diluyo la fase FeB mediante un recocido por difusión, posteriormente determinó la adherencia para los sistemas FeB/Fe 2 B/substrato y Fe 2 B/substrato mediante la técnica de scratch. Se reportó un incremento en las cargas críticas y un modo de fallo tipo cohesivo para las muestras recocidas, para las muestras con sistema FeB/Fe 2 B/substrato (sin pos tratamiento de recocido por difusión) se observaron modos de falla de tipo adhesivo. Propiedades de magnetismo y protección contra la radiación fueron evaluadas en el acero AISI 316L borurado mediante empaquetamiento en polvo. Para una capa con presencia de ambas fases se logró un incremento en ambas propiedades (Akkurt et al., 2011) ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 11

43 1.5. Fatiga en boruros de hierro. Es bien conocido que la óptima capa de boruros no es necesariamente la de mayor espesor: El espesor siempre debe de ser el adecuado dependiendo de la aplicación. Por ejemplo, es conocido que para casos de desgaste erosivo lo más conveniente es la formación de capas muy gruesas, por otro lado en situaciones de desgaste adhesivo lo recomendable son capas cuyo espesor sea delgado (Fichtl, 1981). Como se ha mencionado para aplicaciones industriales en donde el desgaste erosivo y corrosivo actúan simultáneamente es preferible evitar el crecimiento de la capa FeB, dejando únicamente la fase Fe 2 B. Los componentes de máquinas que trabajan bajo cargas cíclicas están sometidos a la amenaza de fallas por fatiga, es por esto que con el fin de disminuir los riesgos de este tipo de fallas se ha recurrido a la implementación de tratamientos termoquímicos y/o a tratamientos superficiales para mejorar el rendimiento a fatiga de los materiales. En cuanto a aplicaciones del borurado bajo condiciones de fatiga se ha concluido que dependiendo de la distribución de esfuerzos residuales así como la fragilidad de las capas formadas se reduce la resistencia a la fatiga (Gurevich y Pirogova, 1968; Rodriguez-Castro et al., 2013). Sin embargo en otros estudios se establece que la resistencia a fatiga aumenta, atribuyéndolo la presencia de esfuerzos residuales compresivos en la parte más superficial del recubrimiento (Kaidash y Pokhmurskii, 1966). Muchas veces la iniciación de grietas ocurre en la superficie del material, e influye su comportamiento en la vida a fatiga. Es por eso que la aplicación de recubrimientos mediante tratamientos termoquímicos mejoran las propiedades superficiales de los materiales brindando una mejora sustancial en la vida del material. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 12

44 Se han llevado a cabo estudios de fatiga en materiales endurecidos superficialmente por diversos procesos termoquímicos, los más estudiados son los procesos de nitrurado y carburizado (Genel et al., 2000; Akita y Tokaji, 2006; Genel, 1999). En estos estudios se ha logrado mejorar la resistencia a fatiga considerablemente con la aplicación de estos tratamientos, debido principalmente a que se incrementa la dureza superficial del material y a la generación de altos esfuerzos residuales de compresión cercanos a la superficie y bajos esfuerzos residuales tensiles cercanos al núcleo (Genel et al., 2000). Las capas con morfología aserrada son menos favorables en cuanto a la resistencia a la fatiga que las capas más densas ya que este tipo de morfología promueve la formación de grietas bajo la superficie. Pruebas metalográficas en probetas de viga rotatoria mostraron grietas incipientes en las proximidades de las puntas de aserración (Matuschka, 1980). Gurevich y Pirogova (1968) realizaron un estudio de resistencia a la fatiga mediante la prueba de viga rotatoria en un acero 38KhS (medianamente aleado); establecen que el borurado conduce a la aparición de esfuerzos residuales compresivos en la parte más superficial y tensiles debajo de la zona borurada. Por este motivo el borurado reduce la resistencia a fatiga del material atribuyendo estos resultados a la fragilidad de las capas de boruros y a la distribución de esfuerzos residuales presentes. Kaidash y Pokhmurskii (1966) evaluaron el efecto del borurado en la resistencia a fatiga y corrosión-fatiga en distintos aceros (AISI 1045, AISI 1020) mediante la prueba de viga giratoria. Las capas formadas constaron de ambas fases (FeB y Fe 2 B) con esfuerzos residuales compresivos en la parte más superficial y tensiles a mayor profundidad de capa. Los resultados de las pruebas mostraron que para las probetas boruradas se logró un incremento del 15% en la resistencia a fatiga mientras que para las pruebas de corrosión-fatiga se obtuvo un incremento del 35%. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 13

45 Los resultados son atribuidos a los esfuerzos compresivos superficiales los cuales inhiben la nucleación y crecimiento de grietas. En el caso de fatiga por contacto ha sido estudiado en recubrimientos cerámicos mediante procesos de deposición. Se ha observado que el daño ocasionado generalmente comprende la generación de grietas en la superficie y alrededor de la indentación; para daños más pronunciados se encuentran fallas cohesivas y adhesivas hasta llegar al desprendimiento de la capa (Tarrés et al., 2009). El efecto combinado de los esfuerzos residuales y las características intrínsecas de las capas de boruros, entre otros factores, suponen una mejora en el rendimiento a cargas cíclicas, con este trabajo se pretende realizar este estudio con amplios intereses en el ámbito. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 14

46 CAPÍTULO 2. MARCO TEÓRICO Fatiga por contacto cíclico. La ASTM (1991) define el fenómeno de fatiga de la siguiente forma: Proceso de cambio estructural permanente y progresivo que ocurre en un material sometido a condiciones que producen esfuerzos fluctuantes y deformaciones en algún punto o puntos y que puede culminar en grietas o fractura completa después de un número suficiente de dichas fluctuaciones. En muchos casos de ingeniería las superficies de dos cuerpos distintos entran en contacto, un ejemplo podrían ser los engranes, esto ocasiona que se generen esfuerzos y deformaciones (contacto mecánico). En la gran mayoría de los casos el contacto es de naturaleza cíclica lo que conlleva a la acumulación de estos esfuerzos y deformaciones, en otras palabras a un fenómeno de fatiga por contacto, esto a su vez ocasiona fallas en la superficie de los cuerpos. La fatiga por contacto, es una falla generada por indentación cíclica en la superficie, este tipo de fallas se encuentra comúnmente en rodamientos, engranes, levas, válvulas, rieles, y acoplamientos de engranes. La principal diferencia de la fatiga por contacto comparándola con la fatiga estructural por flexión o torsional es que la primera resulta de un contacto con estado de esfuerzos Hertziano. El estado de esfuerzos localizado es cuando superficies curvas entran en contacto bajo una carga normal a otra superficie (Glaeser y Shaffer, 1991). La geometría de contacto y el movimiento de los elementos involucrados producen tensiones alternantes en la sub-superficie acumulando deformación plástica a medida que los ciclos de carga aumentan hasta que se genera una grieta. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 15

47 Para materiales recubiertos superficialmente el daño empieza con la presencia de grietas en el recubrimiento y para daños mucho más marcados se llega a la delaminación del recubrimiento Contacto mecánico. Los problemas de contacto son el centro de la mecánica de sólidos debido a que el contacto es el principal método para aplicar cargas a un cuerpo deformable, de ahí que las concentraciones de esfuerzos resultantes sean comúnmente los puntos críticos del cuerpo en cuestión. Al revisar aplicaciones en ingeniería en las que la mecánica de sólidos gobierna el fenómeno, la gran mayoría de los cuerpos sólidos son sometidos a esfuerzos al ser presionado o puesto en contacto contra otro cuerpo. Cuando hacemos énfasis en que el contacto entre sólidos generalmente constituye concentraciones de esfuerzos y por consecuente fallas en el material, el contacto mecánico cobra relevancia (Barber y Ciavarella, 2000). Para poder entender el fenómeno de fatiga por contacto de mejor forma es necesario comprender lo que es el contacto mecánico cuyas bases fueron planteadas por Heinrich Hertz (1986). En el estudio realizado por Hertz se consideran dos cuerpos elásticos en contacto y sin la influencia de la fricción o alguna otra fuerza que actúe en la superficie de los sólidos, es decir, que solo considera el esfuerzo de contacto. En la teoría de la elasticidad se supone que las causas de las deformaciones son causadas por las fuerzas que actúan en todo el volumen del cuerpo, debido a las presiones aplicadas en la superficie. El contacto mecánico describe dichas fuerzas y deformaciones y establece una formulación matemática para casos específicos como lo es el de un indentador esférico y una superficie plana, en la cual se enfoca este trabajo. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 16

48 El fenómeno de contacto mecánico ya sea estático o cíclico se presenta en incontables casos ingenieriles y en diferentes áreas como la automotriz y la aeronáutica. Ejemplos de esto se encuentran en embragues, frenos, cojinetes, rodamientos, motores de combustión, entre muchos más (Popov, 2010) Modelos de contacto mecánico. El contacto mecánico clásico es asociado principalmente a Hertz. Los modelos de contacto existentes establecen sus bases en el trabajo hecho por Hertz, dichos modelos difieren uno de otro debido a los parámetros que toman en cuenta del fenómeno de contacto. Entre más parámetros son tomados en cuenta las soluciones para casos específicos son bastante complejas. Los modelos existentes toman en cuenta 6 problemas que definen el comportamiento del contacto mecánico (Barber y Ciavarella, 2000). Estos son: 1. Fricción. Cuando hay fricción en la interfaz del contacto son introducidas condiciones adicionales. La condición más simple de fricción es la de Coulomb la cual dice que cualquier punto del área de contacto puede estar adherida o en deslizamiento. 2. El límite elástico de los cuerpos y el desgaste. Al llevarse a cabo el contacto entre dos cuerpos que excedan el límite elástico, el comportamiento difiere de forma importante a la solución de Hertz. A partir de estos dos primeros tipos de problemas surgen los modelos de contacto mecánico mayormente usados, el modelo JKR que toma en cuenta el contacto adhesivo y el modelo DMT que considera del mismo modo la adhesión agregando las fuerzas de Van der Walls (Popov, 2010). 3. Problemas en los que el material es anisotrópico. Ejemplo de esto son los materiales cristalinos, materiales multi-grano altamente distorsionados y materiales compuestos. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 17

49 4. Problemas elastodinámicos. En estos problemas al incluir movimiento y tiempo es necesario tomar en cuenta la inercia. 5. Efecto de la rugosidad superficial. 6. Problemas termoelásticos. Si la temperatura de alguno de los objetos en contacto difiere del otro, las deformaciones termoelásticas afectaran la distribución de presiones de contacto y la extensión del mismo Modelo de Hertz (esfera- superficie plana). Como se mencionó Hertz estableció las bases para otros modelos de contacto ya que plantea una solución general para las siguientes condiciones (Fischer-Cripps, 2000): Los esfuerzos y desplazamientos satisfacen las ecuaciones diferenciales para cuerpos elásticos. Los esfuerzos desaparecen a grandes distancias desde la superficie de contacto. Los cuerpos están en contacto sin la presencia de fricción En la superficie de los cuerpos la presión normal fuera del área del contacto es 0 mientras que dentro de esta área la magnitud es igual pero con sentido opuesto. La distancia entre las superficies de los cuerpos en contacto es cero dentro del área de contacto y mayor a cero fuera de esta área. Hertz establece soluciones particulares para el caso de contacto entre esferaesfera, cilindro-cilindro, esfera-superficie plana, cilindro-superficie plana, conosuperficie plana, entre otros. Para el caso de contacto entre una esfera y una superficie plana Hertz determino que debido a la forma del indentador esférico la zona de contacto es circular. Tomando las consideraciones anteriores estableció una ecuación para determinar ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 18

50 el radio de la zona de contacto a partir de la carga aplicada, el radio del indentador y las propiedades elásticas del material, dicha ecuación es: a 3 = 4 3 kpr E (1) De donde a es el radio de la zona de contacto, P es la presión aplicada, R el radio del indentador, E el modulo elástico del material evaluado y por último k que es factor elástico dado por: k = 9 16 [(1 ν2 ) + E E (1 ν 2)] (2) Siendo ν la relación de Poisson de la superficie plana mientras que E y ν son el módulo de elasticidad y relación de Poisson de la esfera. Hertz encontró que el esfuerzo tensil máximo ocurre en la orilla del área de contacto, la ecuación que plantea es: σ max = (1 2ν) P (3) 2πa 2 Este esfuerzo, actuando en dirección radial fuera del área de contacto, es usualmente considerado el causante de la generación de grietas Hertzianas. Combinando las ecuaciones (1) y (3) se puede expresar el esfuerzo máximo en términos del radio del indentador. La presión de contacto media (P m ) está dada por: σ max = [ (1 2ν)P ] ( 3E 2 ) 3 1 2π 4k P 3 R 2 3 (4) P P m = (5) πa 2 La presión de contacto media es un parámetro de normalización útil ya que como se muestra en la ecuación (1) el área de contacto es proporcional a P 2 3 y por otro ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 19

51 lado P m es proporcional a P 1 3; por lo que substituyendo la ecuación (5) en (1) se obtiene: P m = ( 3E 4πk ) a R (6) A partir de esta ecuación podemos considerar P m como un esfuerzo de indentación y por otro lado a como deformación por indentación. La relación entre P R m y a R indica la existencia de una respuesta esfuerzo-deformación que en una condición completamente elástica produce una respuesta lineal Distribución de la presión de contacto y campo de esfuerzos (esfera-superficie plana). Hertz dedujo que una distribución de presiones de perfil elipsoidal satisface las condiciones de frontera del problema de contacto y encontró que para el caso de contacto entre un cuerpo esférico y una superficie plana (Figura 2.1) la distribución de presiones se puede expresar de la siguiente manera: σ z = 3 1 R2 2 (1 P m 2 a 2) para R a (7) Figura 2.1. Esquema de contacto mecánico entre una esfera y una superficie plana. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 20

52 De donde σ z es el esfuerzo normal. De esta ecuación se puede deducir que la presión máxima se da justo en el centro de la indentación (a = 0), con una magnitud σ z = 1.5P m (Figura 2.2). Figura 2.2. Distribución de la presión de contacto normalizada σ z P m indentador cónico y punzón cilíndrico (Fischer-Cripps, 2000). para indentador esférico, El desplazamiento de la superficie del cuerpo que está dentro del círculo de contacto con respecto a la superficie original, están dados por la expresión siguiente: u z = 1 ν2 3 P E 2 m De donde u z es el desplazamiento. π 4a (2a2 R 2 ) para R a (8) Para el caso de puntos fuera del círculo de contacto la expresión cambia del siguiente modo: u z = 1 ν2 3 P E 2 m π 2a [(2a2 R 2 ) sin 1 a R + R2 a R 1 a2 2 (1 R 2) ] para R a (9) Dentro del círculo de contacto la distribución de esfuerzos radial en la superficie se obtiene con la expresión siguiente: σ r = 1 2ν a 2 P m 2 R2 [1 (1 R2 3 2 a 2) 3 ] 2 1 R2 2 (1 a 2) para R a (10) ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 21

53 Y fuera del círculo de contacto queda de la siguiente forma: σ r = 1 2ν a 2 P m 2 R 2 para R > a (11) Donde σ r es el esfuerzo radial. Los desplazamientos calculados con las ecuaciones (8) y (9) son mostrados en la Figura 2.3 a); mientras que los esfuerzos radiales calculados con las ecuaciones (10) y (11) se muestran en Figura 2.3 b) (Fischer-Cripps, 2000). Hertz obtuvo las expresiones para desplazamientos de puntos en la superficie debajo del indentador, estos en dirección radial, las expresiones obtenidas son las siguientes: u r = (1 2ν)(1+ν) 3E a 2 R 3 3 P 2 m [1 (1 R2 2 a 2) ] para R a (12) De donde u r es el desplazamiento radial de un punto en la superfice. a) b) Figura 2.3. Considerando P m = 1MPa, r = 1mm, a) Desplazamientos en la superficie ocasionados por indentadores esférico, cónico y cilíndrico; b) Magnitudes de los esfuerzos radiales ( σ r P m ) para indentadores esférico, cónico y cilíndrico. (Fischer-Cripps, 2000). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 22

54 Para el caso de una presión uniforme estos desplazamientos radiales están dados por: u r = (1 2ν)(1+ν) 3E a 2 3 R 2 P m para R > a (13) El esfuerzo circunferencial fuera del círculo de contacto (σ θ ) es siempre de igual magnitud al esfuerzo radial, pero de sentido opuesto. σ θ = σ r para R > a (14) Para calcular los campos de esfuerzos en el interior de la superficie plana se usan las siguientes ecuaciones: σ r = 3 P m 2 {1 2ν a 2 3 R z [1 ( 2 )3 ] + ( z z 1 ν u 1 [u 2 a 2 +u u u 2 + (1 + ν) a u 1 )3 a 2 u + 2 u 2 +a 2 z 2 tan 1 ( a ) 2]} (15) u 1 2 σ r = 3 P m 2 {1 2ν 3 a 2 R z 2 [1 ( )3 ] + u 1 2 z u 1 2 a 2 +u [2ν + u 1 ν 1 u 2 (1 + ν) a tan 1 ( a )]} (16) u 1 2 σ z = 3 ( z P m 2 u 1 )3 ( a2 u 2 u 2 +a 2 z 2) (17) 1 2 τ rz = 3 ( Rz2 P m 2 u 2 +a 2 z 2) u (a2 ) (18) a 2 +u Siendo u = 1 2 [(R2 + z 2 a 2 ) + [(R 2 + z 2 a 2 ) + 4a 2 z 2 ] 1 2] (19) Para encontrar los esfuerzos principales en el plano rz se usan las siguientes expresiones: σ 1,3 = σ r+σ z 2 ± ( σ r σ z ) 2 + τ 2 rz (20) σ 2 = σ θ (21) τ max = 1 2 [σ 1 σ 3 ] (22) ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 23

55 Por último el ángulo θ p entre el eje y la normal del plano sobre el cual σ 1 está actuando se obtiene con la ecuación siguiente, ver Figura 2.4 (Fischer-Cripps, 2000): tan θ p = σ r σ z 2τ rz ± [( σ r σ z ) 2 1/2 + 1] 2τ rz (23) De donde el signo ± es el que τ rz tenga. a) b) Figura 2.4. Principales planos de esfuerzo a) En coordenadas cartesianas b) El esfuerzo circunferencial es siempre un esfuerzo principal. (Fischer-Cripps, 2000) Contacto mecánico en sistemas capa-substrato. El contacto de los sólidos que tienen capas superficiales cuyas propiedades elásticas difieren del sustrato ocurre con frecuencia en la práctica. De acuerdo a Bantle y Matthews (1995) para recubrimientos cerámicos es posible obtener una aproximación burda de los esfuerzos y desplazamientos en la zona de contacto usando la teoría de Hertz. Sin embargo, se debe de aclarar que debido al hecho de que las superficies recubiertas no son completamente elásticas y totalmente homogéneas los esfuerzos y desplazamientos reales no son iguales al calculado. Basados en la teoría de Hertz, para el caso de un material isotrópico, un fenómeno de esfuerzo compresivo ocurre en el centro de la indentación, y para una situación ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 24

56 elástica, el máximo esfuerzo cortante se da a una profundidad de a (radio de la zona de contacto). Para capas delgadas o recubrimientos, la mayor parte de la presión de indentación pasa a través de la capa al substrato, es ahí donde la mayoría de los esfuerzos surgen en forma de cortante. Sin embargo, en sistemas recubiertos con una alta dureza la distribución de esfuerzos es completamente diferente. El problema básico de contacto entre 1 cuerpo rígido y un sistema capa-sbustrato se ilustra en la Figura 2.5. Si el espesor (b) de la capa es grande comparado con el diámetro de la zona de contacto (2a), la influencia del substrato es despreciable por lo que esfuerzos y deformaciones se pueden calcular con la teoría de Hertz básica (Johnson, 1985). Para esta sección se tomará en consideración que b 2a siendo la que encaja con este trabajo. Figura 2.5. Esquema del contacto mecánico entre un cuerpo rígido (2) y un cuerpo con un sistema capa (1) - substrato (3). (Johnson, 1985). El comportamiento del contacto depende de la adhesión de la capa al substrato por lo que existen varios tipos de comportamiento, los cuales son (Johnson, 1985): ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 25

57 La capa puede mantener contacto con el substrato en todo momento, pero puede ser libre para deslizarse sin limitación por fricción. La capa puede estar unida al substrato. El deslizamiento puede ocurrir cuando el esfuerzo cortante en la interfaz supera el límite de fricción entre la capa y el substrato. La capa, inicialmente en contacto completo con el sustrato, puede levantarse o desprenderse parcialmente del sustrato bajo la acción de la carga. La mayoría de los trabajos relacionados al contacto en presencia de recubrimientos toman en cuenta las siguientes restricciones: El espesor (b) es menor al diámetro de la zona de contacto (diámetro de huella), esto es b 2a. Se asume un contacto libre de fricción. El recubrimiento en todo momento está firmemente adherido al substrato Contacto mecánico en sistemas esfera - superficie plana con sistema capa/substrato. El caso en el que un cuerpo rígido entra en contacto con un recubrimiento elástico sobre un substrato rígido (Figura 2.6) ha sido estudiado con 2 variantes, para una capa que está unida al substrato rígido y para una capa que puede deslizarse sobre el substrato sin fricción (Johnson, 1985). La diferencia de estos 2 casos radica cuando el material de la capa es incompresible, esto es cuando la relación de Poisson de la capa o recubrimiento es ν c = 0.5. Si b a es razonable asumir que las deformaciones a través de la capa son homogéneas por lo tanto el esfuerzo σ x es uniforme a lo largo de la capa. Considerando el caso donde no hay fricción en la interfaz de la capa y el substrato rígido donde σ x = 0. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 26

58 En deformación plana: u z = 1 ν2 E σ z = 1 ν2 P(x) (24) E a) b) Figura 2.6. Esquema del contacto mecánico entre un cuerpo rígido y una capa sobre un substrato rígido a) ν c =0.45, b) ν c =0.5 La deformación por compresión en el elemento está dado por: Dado que la presión debe ser cero en x = ±a, esto da: u z = (δ x 2 /2R)/b (25) δ = a2 2R y P(x) = ( E a3 1 ν2) ( ) (1 2Rb x2 /a 2 ) (26) Por lo que la carga aplicada queda: P = 2 ( E (a3 3 1 ν2) ) (27) Rb En el caso en que la capa está completamente unida al sustrato y las secciones planas permanecen así, la deformación u x es cero. En tal caso. u x = 1 ν2 {σ E x + ν P(x)} = 0 (28) 1 ν ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 27

59 u z = 1 ν2 ν { P(x) σ E 1 ν x} (29) De lo anterior podemos eliminar σ x y sustituyendo u z de la ecuación (24). Finalmente P(x) = (1 ν)2 1 2ν E a 2 1 ν 2 2Rb (1 x2 /a 2 ) (30) P = 1 3 (1 ν) 2 1 2ν E a 3 1 ν 2 Rb (31) Para casos en donde ambos, tanto la capa como el substrato son deformables, la formulación es diferente, dichas formulaciones fueron obtenidas mediante modelos numéricos como el elemento finito, esto con el fin de generalizar las soluciones encontradas. Cuando la capa y substrato son deformables el contacto está en función de las propiedades elásticas (E c, ν c y E s, ν s ; módulo de elasticidad y de Poisson para capa y substrato respectivamente), espesor de capa (b) y la profundidad de la indentación (h). Liu et al. (2004) proponen un módulo que involucra dichos parámetros (E p ) dado por la siguiente expresión: De donde: E p = E c 1 (λ+κ+4κα 2 H 2 )e 2αH +ακe 4αH 1+4καHe 2αH λκe 4αH (32) λ = 1 4(1 ν c ) 1 + μ(3 4ν c ) κ = 1 (μ 1)/μ + (3 4ν c ) μ = E c (1 ν s )/E s (1 ν c ) α = Ra y H = b a (33) De donde a es calculada mediante la teoría de Hertz básica, ecuación (1). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 28

60 Por otro lado Hsueh et al. (2004) establecen que en este tipo de casos el contacto se rige por 2 parámetros la relación espesor de capa y radio de contacto ( b a ) y la relación entre los módulos de elasticidad ( E c E s ). Para calcular los valores del radio de contacto y la profundidad de indentación obtienen lo siguiente: a b a c = 1 1 ( E 1 c Es ) 3 C1( b C2 a ) 1+C3( E (1 ( Ec c Es ) Es )C 4 ) 1+C 5 ( b a )+C 6( b a )3 (34) Donde las constantes fueron determinadas en base a simulaciones numéricas: C 1 = ; C 2 = ; C 3 = ; C 4 = ; C 5 = y C 6 = Y por último el desplazamiento está dado por: En donde: (35) h c = hα 3 (36) α = {1 + E 1 c(1 + ν s ) πe s (1 + ν 2 c ) [(3 2ν 1 s )λ 1 + λ 2 ] π(1 + ν c ) [(3 2ν s )λ 1 + λ 2 ]} λ 1 = π 2 b2 (1 + a 2) b b2 (1 + a a 2) sin 1 [ b 1 b2 2 (1 + a a 2) ] (37) λ 2 = π 3b2 (1 + ) 3b 2 a 2 a 3b2 (1 + ) a 2 sin 1 [ b 1 b2 2 (1 + a a 2) ] Estos trabajos solo se enfocan en la obtención de parámetros propios del contacto como el radio de contacto y la profundidad de indentación. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 29

61 CAPÍTULO 3. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL. El procedimiento experimental para este trabajo se divide en los siguientes puntos: Proceso de borurización por empaquetamiento en polvo en el acero austenítico AISI 316L empleando los tratamientos continuo e interrumpido. Caracterización de las muestras boruradas mediante microscopía óptica. Caracterización físico-química del recubrimiento mediante las técnicas de difracción de rayos x (XRD, por sus siglas en ingles) y espectrometría de energía dispersiva (EDS). Caracterización mecánica mediante técnica de indentación instrumentada para obtener propiedades de las capas de boruros. Evaluación cualitativa de adherencia de las capas usando la norma VDI 3198 Obtención de esfuerzos residuales mediante indentación instrumentada. Ensayos de indentación estática y cíclica para evaluar la vida a fatiga por contacto en el material recubierto Proceso de borurado en el acero AISI 316L. En base a lo fundamentado en el capítulo 1 de este trabajo se empleó el proceso de borurado, tanto interrumpido como continuo, esto con el fin de efectuar el endurecimiento superficial del acero AISI 316L; se eligió el método de empaquetamiento en polvo mediante Ekabor 2. Con el fin de inhibir el crecimiento de la fase FeB se usó el método de borurado interrumpido. Este método se lleva a cabo en etapas, usando ciclos de enfriamiento, dichos ciclos inhiben la difusión de átomos de boro en la superficie del material lo ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 30

62 que resulta en eliminar la presencia de la fase FeB o disminuyéndola en gran medida (Gopalakrishnan et al., 2002; Vega Morón, 2015) Tanto en el borurado interrumpido como en el continuo, existen variables experimentales a tomar en cuenta, principalmente son: La composición química del polvo (Ekabor 2) y del acero AISI 316L. La geometría de las probetas. El medio donde se lleva a cabo el proceso (control de atmosfera). El tiempo y temperatura del borurado Material sustrato. El material empleado es un acero inoxidable austenítico AISI 316L que es un acero susceptible para ser endurecido superficialmente mediante la técnica de borurado. La composición química de este acero es detallada en la Tabla 3.1. Este es un acero de bajo contenido de carbono y altamente aleado con cromo y níquel, es aplicado en la industria textil, química, biomédica, entre las principales. Algunas de las características de este acero son su elevada resistencia al desgaste, a la corrosión por picaduras y hendiduras y a la oxidación a elevadas temperaturas. Tabla 3.1. Porcentajes en peso de elementos aleantes del acero AISI 316L, Geoge, F. y Vander Voort en ASM Handbook, Volume L C Cr Ni Mn Si P S Otros % peso Mo, 0.10 N ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 31

63 Geometría y preparación de probetas antes del borurado. El acero AISI 316L se recibió del fabricante en una presentación en barra con perfil redondo de 1 in de diámetro; la barra se seccionó en probetas cilíndricas con un espesor de 5 mm (Figura 3.1), esto con el fin de que el espesor sea el suficiente para que las deformaciones ocasionadas por las pruebas de indentación estática y cíclicas se desarrollen por completo. Figura 3.1. Probetas usadas en las pruebas de fatiga. Al realizar los cortes necesarios para obtener los especímenes cilíndricos el acabado superficial generalmente resulta bastante rugoso. Es importante tener un acabado en la superficie de las probetas lo más fino posible antes de someterlas al tratamiento. Para obtener el acabado deseado se usaron hojas abrasivas de carburo de silicio (SiC) con diferentes tamaños de grano (desde 80 hasta 2000), posteriormente se pulieron usando un paño micro-cloth y alúmina (Al 2 O 3 ) como abrasivo con un tamaño de partícula de 0.05 μm Preparación de contenedores. Tanto para el borurado continuo como para el interrumpido se usaron contenedores que asemejan la geometría de las probetas, estos contenedores fueron fabricados ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 32

64 de un acero inoxidable AISI 304 con el fin de que resistiesen las temperaturas de los tratamientos (Figura 3.2). Figura 3.2. Geometría y dimensiones de los contenedores. El contenedor se saturo previamente para garantizar que durante el tratamiento solo existiera difusión del agente borurante hacia la probeta y no hacia las paredes. La saturación se llevó a cabo llenando los contenedores con el agente borurante (Ekabor 2) y someterlos a una temperatura de 1100 C durante 10 horas. En la Figura 3.3 se observa el arreglo de las probetas, los contenedores y el crisol (para los tratamientos interrumpidos). Para el borurado interrumpido, una vez con el contenedor dentro del crisol este último se llenaba de arena sílice Condiciones de los tratamientos. Los tratamientos concernientes al borurado continuo o tradicional fueron llevados a cabo a 900 C en una mufla de la marca Felisa durante una 1 hora de exposición y para el caso del borurado interrumpido un total de 4 horas de exposición a 900 C; ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 33

65 Figura 3.3. Esquema del arreglo de las muestras en el contenedor y crisol para tratamientos de borurado. En el caso del borurado interrumpido se repitieron las condiciones propuestas por el trabajo de Vega Moron (2015), este tipo de borurado es llevado a cabo en varios ciclos térmicos (Figura 3.4). El enfriamiento por cada vez que se interrumpió el proceso de difusión se llevó a cabo en aire hasta alcanzar la temperatura deseada de 600 C, la medición de dicha temperatura se efectuó usando un termómetro modelo Oaklon Temp10k. Figura 3.4. Ciclos térmicos para efectuar el borurado interrumpido (Vega Morón, 2015). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 34

66 3.2. Caracterización de las capas de boruros en el acero AISI 316L Medición de capa (metalografía). Posterior al borurado los especímenes usados para la medición de las capas formadas se cortaron transversalmente para así montarlas en baquelita, se lijó dicha sección transversal con papel lija partiendo desde el tamaño de grano N 80 hasta el N 2000, finalmente se pulió usando un paño micro-cloth y alúmina (Al 2 O 3 ) como abrasivo con un tamaño de partícula de 0.05 μm. El reactivo usado para el revelado de las capas fue vilella, este consta de 100 ml de etanol, 5 ml de ácido clorhídrico y 1 gr de ácido pícrico, las muestras se sumergieron alrededor de 1 minuto para un revelado óptimo. Las micrografías fueron tomadas en un microscopio Olympus GX51 y para la medición de espesores se usó el software Image Pro-Plus V6.0. El criterio de medición se describe en la figura 3.5 tomándose al menos 50 mediciones para obtener un valor estadístico de mayor confiabilidad. Figura 3.5. Criterio usado para la medición de capas de boruros. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 35

67 Identificación de compuestos mediante difracción de rayos X. Con la intención de verificar las fases formadas por el tratamiento de borurado tanto interrumpido como continuo se realizó un análisis por difracción de rayos X. Por esta técnica se pueden determinar los parámetros de red, la composición química (fases) de manera cualitativa y cuantitativamente, tamaño de cristal y esfuerzos residuales, principalmente. La identificación de fases presentes se llevó a cabo en un difractometro de rayos X modelo X PERT PRO-MRD de la marca PANalytical (Figura 3.6), realizando pruebas desde 30 hasta los 130 en el ángulo 2ϴ utilizando radiación Co-Kα =1.789 Å. Figura 3.6. Difractometro PANalytical X PERT PRO-MRD Análisis por espectrometría de energía dispersiva (EDS). La espectroscopia de energía dispersiva de rayos X es una técnica donde se emplea un microscopio electrónico de barrido (SEM) con el fin de analizar químicamente la composición del elemento a estudiar. El uso de esta técnica permite detectar la presencia de elementos e incluso fases presentes en un material. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 36

68 La técnica consiste en hacer incidir un haz de electrones sobre la superficie del material a analizar, una vez que los electrones impactan, la superficie del material desprende electrones (electrones retrodispersados). Un detector de rayos X se encarga de analizar los rayos X emitidos por la muestra por lo que por cada fotón de rayos X que incide, el detector genera una señal proporcional a la energía del fotón y por ende característica de cada elemento o fase. La técnica fue llevada a cabo sobre la sección transversal de las muestras boruradas, tanto para el tratamiento continuo como para el interrumpido. El equipo que se uso fue un microscopio electrónico de barrido Quanta 3D FEG (Figura 3.7) con el fin de analizar la difusión y presencia de los elementos aleantes del acero AISI 316L borurado. Figura 3.7. Microscopio Quanta 3D FEG, marca FEI Técnica de indentación instrumentada. El equipo Nanoindentation Tester NHT marca CSM Instruments (Figura 3.8) fue usado para este trabajo, este equipo cuenta con un indentador de diamante tipo Berkovich. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 37

69 Se hicieron indentaciones a lo largo de la capa a 5 profundidades distintas para ambas condiciones y tres repeticiones para obtener un valor promedio y de mayor confiablidad; la carga empleada fue constante de 20 mn con una velocidad de carga/descarga de 100 nm mm 1 con 10 segundos de pausa alcanzada la carga deseada. Figura 3.8. Equipo CSM Instruments Nanoindentation Tester NHT. Mediante el método de Oliver y Pharr (1992), las curvas de carga-desplazamiento obtenidas fueron analizadas (Figura 3.9). Se evaluó la evolución de la dureza y módulo de elasticidad a lo largo de las capas empleando las fórmulas a continuación mencionadas. En la Figura 3.9; h r es la profundidad residual, h max es la profundidad máxima de indentación, h e desplazamiento elástico que se produce durante la descarga del indentador, h a la distancia del punto de contacto a la superficie libre de la muestra con la carga máxima y por ultimo h c es la distancia vertical a lo largo de la cual se hace el contacto, mejor llamada profundidad de contacto. Para obtener la dureza: H = P max 24.5h c 2 (38) ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 38

70 Donde P max es la carga empleada y el producto 24.5h c 2 representa el área de contacto proyectada por el indentador Berkovich y la profundidad de indentación h c. Figura 3.9. a) Esquema transversal de una indentación con indentador piramidal para carga y descarga completas; b) Curva carga-desplazamiento generada por indentación. El módulo de elasticidad de indentación (EIT) se obtiene por medio de: E IT = 1 v s 2 1 Er 1 v i 2 (39) E i Donde E IT es el módulo de elasticidad del material de prueba; E i el módulo de elasticidad del indentador (1141 GPa); E r el módulo reducido de contacto de indentación; v i la relación de Poisson del indentador (0.07) y v s la relación de Poisson para el material de prueba (v s 0.3 para boruros de hierro). Los trabajos tanto elástico como plástico fueron obtenidos de igual modo con esta técnica. Siendo W T = W p + W e, de donde W T es el trabajo total, W p el trabajo plástico de deformación por indentación y W e el trabajo elástico reversible de ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 39

71 indentación. El trabajo se puede entender como el área bajo la curva en este caso formada por la gráfica carga-desplazamiento resultante de una indentación Figura 3.10). Figura Esquema de las zonas de trabajo tanto elástica como plástica bajo la curva carga-desplazamiento generada por indentación Esfuerzos residuales mediante la técnica de indentación instrumentada. Para evaluar el estado de esfuerzos residuales se usaron dos formulaciones a continuación presentadas: F = )0.5 Eh 2 (σ y σ )0.5 y σ ) 0.5 y σ E x {1 [3.51 ( E ( E ] ( r σ )} (40) y F = )0.52 Eh 2 (σ y σ )0.48 y σ ) 0.52 y σ E x {1 ± [5.667 ( E ( E ] ( r σ )} (41) y Donde σ r es el esfuerzo residual, F la carga aplicada, E el módulo de elasticidad, σ y es el esfuerzo de cedencia efectivo (calculado con σ y = (σ y K) n siendo n el ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 40

72 coeficiente de endurecimiento por deformación, K el coeficiente de deformación a su vez calculado por K = σ y ( E σ y ) ) y h max. La ecuación (40) fue propuesta por Chen et al, (2008) para un amplio rango de materiales y sistemas capa/substrato mientras que la ecuación (41) propuesta por Menenes Amador, A. (2011) está enfocada para capas formadas por boruros de hierro Evaluación cualitativa de adherencia. La norma alemana VDI 3198 es usada para medir de forma cualitativa la adhesión de capas delgadas, esta norma parte de un ensayo de dureza Rockwell C. El principio de la prueba se muestra en la Figura 3.11, el cual consiste en indentar una superficie plana con un recubrimiento generando una deformación plástica masiva y fractura o delaminación del recubrimiento; a partir del tipo y nivel de falla generado se puede evaluar la adhesión y fragilidad del sistema en base a un patrón de adherencia definido por la norma (Vidakis et al., 2003). Figura Principio de la prueba de indentación VDI ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 41

73 Los tipos de fallas que se forman en este tipo de indentaciones son el astillamiento y la delaminación, además de una combinación de ambos. El equipo usado para realizar este ensayo fue un durómetro Multitoyo AR-20 (Figura 3.12); un indentador cónico de punta de diamante Rockwell C con radio de punta de 200 µm y ángulo de 120. Se realizaron 6 indentaciones para cada condición con una carga de 150 Kg. Figura Durómetro Multitoyo AR-20. Las observaciones para su clasificación de daño se realizaron mediante microscopía óptica en un microscopio Olympus GX Ensayos de Fatiga. Las pruebas de fatiga se diseñaron de tal modo que se evalué la evolución del daño ocasionado por cargas repetitivas en los recubrimientos base boro formados en la superficie el acero AISI 316L. La prueba consiste en la aplicación de cargas tanto estáticas como dinámicas en la superficie plana de las muestras boruradas ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 42

74 mediante el uso de un indentador esférico. La teoría de este tipo de contacto (esfera - superficie plana con sistema capa/substrato) fue descrita en el capítulo 2. Para la aplicación de las cargas se usó una máquina de ensayos universal marca MTS-858 Table Top System (Figura 3.13) cuya capacidad de carga es de hasta 2.5 KN con una frecuencia máxima de 10 Hz. Figura Máquina de ensayos universal marca MTS-858 Table Top System. Se diseñó un dispositivo para sujetar la probeta y otro para sostener el indentador esférico (Figura 3.14), dichos diseños se hicieron en base a la experimentación hecha por Sandoval Juarez (2015). Estos dispositivos se montaron en la máquina de ensayos universal como se muestra en la Figura El indentador usado en las pruebas es de un material cerámico, nitruro de silicio (Si 3 N 4 ), con un diámetro de 6 mm. Como se mencionó en el Capítulo 2 de este trabajo si el espesor (b) de la capa es grande comparado con el diámetro de la zona de contacto (2a), la influencia del ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 43

75 substrato es despreciable por lo que esfuerzos y deformaciones se pueden calcular con la teoría de Hertz básica (Johnson, 1985). Sin embargo, para este trabajo el espesor de capa es mucho menor al diámetro de zona de contacto (b 2a) por lo que la influencia del substrato es importante. a b Figura a) Dispositivo para sujeción de probeta; b) Dispositivo para sujeción de indentador. Figura Montaje de los mecanismos de sujeción en la máquina de ensayos universal marca MTS-858 Table Top System. Para las pruebas se realizaron las siguientes consideraciones: Los cuerpos están en contacto sin la presencia de fricción, debido a que las cargas son aplicadas de forma normal a la superficie. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 44

76 La capa en todo momento está unida al substrato. Las fuerzas de inercia son despreciables. El nivel del daño que se puede presentar en el recubrimiento sometido a las indentaciones cíclicas puede ir desde la aparición de grietas radiales hasta la delaminación de la capa. Para este trabajo el criterio de falla usado es la presencia de grietas radiales (Figura 3.16). Figura Presencia de grietas radiales usadas como criterio de falla, imagen a) sin falla, b) con falla. Para obtener la carga crítica (P c ) en la cual el recubrimiento falla se hicieron indentaciones estáticas con cargas iniciales de 100 N hasta llegar a los 2000 N y tres replicas por carga; la carga se aplicó a razón de 10 N/s hasta alcanzar la carga deseada. Posteriormente las huellas generadas fueron analizadas mediante microscopía óptica en un microscopio modelo Olympus GX-51. Las pruebas de fatiga por contacto fueron realizadas bajo carga controlada. La carga siempre fue menor a las cargas críticas estáticas obtenidas previamente. Las cargas dinámicas fueron de magnitudes de 300, 400, 500 y 600 N, véase Tabla 3.2 Se mantuvieron las cargas para ambos recubrimientos con el fin de evaluar el daño ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 45

77 para las mismas condiciones; para todos los casos la frecuencia fue de 6Hz y tres indentaciones por cada nivel de esfuerzo. Para todas las cargas usadas se usaron ciclajes de 10, 100, 1000, 10000, 40000, y Relación P/P c Carga (P) %P c,1h900 %P c,4hi Tabla 3.2 Cargas empleadas en contacto cíclico y % respecto a Pc. Estas pruebas fueron realizadas en una máquina de ensayos universal modelo MTS-858 Table Top System. Las huellas generadas fueron analizadas mediante microscopia confocal con el equipo LSM 710 marca Carl Zeiss, perfilometría óptica con el equipo ContourElite GT de la marca Bruker, y microscopía óptica usando un microscopio modelo Olympus GX-51. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 46

78 CAPÍTULO 4. ANÁLISIS DE RESULTADOS Y DISCUSIONES. 4.1 Borurado del acero AISI 316L El análisis óptico realizado a la sección transversal de las muestras boruradas del acero AISI 316L para las dos condiciones aplicadas en este trabajo muestran una morfología de capa compacta y tendencia plana, con espesores en el rango de 5 a 12 μm, aproximadamente. La morfología característica de las capas obtenidas es resultado de la elevada presencia de elementos aleantes de este acero, principalmente la presencia de cromo (Cr). La alta cantidad de estos elemento aleantes hacen más lento el proceso de difusión. Para la condición de borurado con tiempo de exposición de 1 h continuo se pueden distinguir la presencia de tres zonas claramente distintas, estas zonas son: una capa formada principalmente por la fase FeB que por ser más cercana a la superficie es más rica en boro, inmediatamente debajo de esta fase se puede apreciar otra capa conformada por la fase Fe 2 B y por ultimo una zona de difusión (Figura 4.1 a). En el caso del tratamiento de 4 h interrumpido muestra un cambio en la morfología a comparación de la otra condición ya que solo presenta dos zonas; la primera compuesta por la fase Fe 2 B seguida de la zona de difusión (Figura 4.1 b); la razón de esto es que al interrumpir cada determinado tiempo la difusión de boro mediante la disminución de la temperatura se inhibe el crecimiento de la fase más rica en boro (FeB). Gopalakrishnan et al. (2002) mencionan que ocurre un cambio de fase de FeB a Fe 2 B. Esto es similar a lo que ocurre en un tratamiento de recocido por esferoidización donde el material se enfría y calienta por determinados tiempos a ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 47

79 temperaturas que rondan la temperatura crítica a la que comienza la difusión (700 C para los boruros). Figura 4.1. Micrografías acero AISI 316L borurado para las condiciones a) 1 hora a 900 C; b) 4 horas interrumpido a 900 C Cuando se extrae la muestra de la mufla la temperatura desciende por lo que el proceso de difusión y formación de la fase más superficial (FeB) se detiene, al descender la temperatura la energía de activación se interrumpe, por lo que la fase con energía de activación menor (Fe 2 B ) se ve beneficiada en cuanto a su formación. Al mismo tiempo se observó una disminución en el espesor de capa obtenido con el tratamiento interrumpido debido a los procesos de enfriamiento que no permiten una difusión continua del boro hacia el substrato, véase Tabla 4.1. Tabla 4.1. Espesores formados mediante borurado en la superficie del acero AISI 316L Temperatura Tiempo de Espesor FeB Espesor total ( C) tratamiento (h) (μm) (μm) ± ± C 4 - interrumpido ± 0.33 ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 48

80 Mediante la técnica de difracción de rayos X se obtuvieron los difractogramas para ambas condiciones (Figura 4.2). Se identificó la presencia de compuestos característicos como lo son la fase de boruro de hierro (FeB), diboruro de hierro (Fe 2 B) y una tercera fase de boruro de cromo (CrB), así como Fe atribuida al substrato. La formación de estos compuestos obedece principalmente a la elevada presencia de elementos aleantes del substrato. a) b) Figura 4.2. Patrones de difracción e identificación de fases; a) 1 hora a 900 C, b) 4 horas interrumpidos a 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 49

81 Se observó una disminución en la intensidad de los picos correspondientes a la fase FeB para el tratamiento interrumpido. Esto se debe a que el porcentaje en peso de esta fase se ve reducido y aunque hay formación de cristales de la fase FeB no se formó una capa compacta. Se corrobora lo anterior mediante microscopia óptica, donde no se puede apreciar la presencia de una capa compacta de esta fase. El análisis por espectrometría de energía dispersiva (EDS) muestra la distribución de los elementos aleantes del acero AISI 316L después de realizar el tratamiento de borurado. Se realizó un escaneo lineal a lo largo de la capa para determinar la distribución de elementos. La Figura 4.3 muestra la distribución de elementos en un escaneo lineal para la condición de 1 hora continua. Se observa que el hierro (Fe) al ser el elemento principal del material substrato se encuentra en mayor medida en ambas fases y en la zona de difusión. El segundo elemento con mayor porcentaje (véase Tabla 3.1, Capitulo 3) es el cromo (Cr), seguido por el níquel (Ni); el comportamiento de estos elementos es similar ya que a medida que se acerca al centro del material estos disminuyen su porcentaje en peso. Sin embargo, para el caso del níquel es importante señalar que se encontró una alta concentración de este elemento en la zona de difusión lo que indicaría una difusión de átomos del sustrato hacia el exterior durante el proceso de borurado. Elementos con menor presencia como el molibdeno (Mo) y manganeso (Mn) se mantienen relativamente estables en la zona de compuestos y substrato. Como resultado del tratamiento de borurización, los átomos difundidos de boro (B) se presentan en mayor medida en la zona correspondiente a la fase FeB y va disminuyendo conforme se acerca al substrato. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 50

82 B C Ni Cr Fe Figura 4.3. Distribución de elementos aleantes del acero AISI 316L usando un Escaneo lineal mediante EDS para la condición de 1 hora 900 C Si B Ni Fe Cr Figura 4.4. Distribución de elementos aleantes del acero AISI 316L usando un Escaneo lineal mediante EDS para la condición de 4 horas interrumpido 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 51

83 Para el caso del tratamiento de 4 horas interrumpido (Figura 4.4) el comportamiento de los elementos aleantes difiere en cuanto al porcentaje de intensidad de los elementos, pero el comportamiento a lo largo de la capa en comparación de la condición de 1 h continuo se mantiene. Es atribuible a los ciclos de enfriamiento que interrumpían la difusión del boro hacia el sustrato y de los elementos aleantes hacia el exterior del material. El hierro es el elemento con mayor presencia, se observa que este disminuye en la zona de difusión en comparación a la zona de Fe 2 B. Del mismo modo que en la condición de 1 hora el níquel aumenta su presencia en la zona de difusión y el cromo disminuye a medida que se adentra más hacia el substrato. Elementos como el molibdeno y el manganeso se mantienen relativamente constantes. Con el fin de obtener un promedio de los porcentajes en peso de los elementos aleantes a lo largo de las capas formadas se realizaron mapeos para distintas zonas como se muestra en la Figura 4.5. Los resultados se muestran en la Tabla 4.2 y Figura 4.6 para los elementos aleantes con mayor presencia Tabla 4.2. Comparación de porcentajes en peso de los elementos aleantes para las distintas zonas formadas en las capas de boruros (véase Figura 4.5) Elemento/ Zona 1 h 900 C FeB 4 hi 900 C 1 h 900 C Fe 2 B 4 hi 900 C Zona de Difusión 1 h 900 C 4 hi 900 C Substrato 1 h 900 C % wt % wt % wt % wt 4 hi 900 C Boro (B) Cromo (Cr) Manganes o (Mn) Hierro (Fe) Níquel (Ni) Molibdeno (Mo) ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 52

84 FeB Fe 2 B Zona de difusión Substrato a) Fe 2 B Zona de difusión Substrato b) Figura 4.5. Zonas de mapeo mediante EDS para las condiciones a) 1 hora a 900 C y b) 4 horas interrumpidas a 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 53

85 a) b) Figura 4.6. Distribución de los elementos aleantes para las distintas zonas formadas en los recubrimientos a) 1 hora a 900 C y b) 4 horas interrumpidas a 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 54

86 Para ambas condiciones el aumento en la concentración de cromo en el sustrato, la cantidad de (Fe, Cr)B aumenta en la capa más superficial; por lo tanto, el alto contenido de cromo en el acero AISI 316L facilita su movilidad hacia la superficie y por ende la formación de boruros, en comparación con el níquel cuya presencia es menor. El cromo tiende a insertarse preferentemente y de forma sistemática en la fase más superficial, debido a que el cromo tiene un número atómico más bajo que el hierro. Por el contrario, la difusión de níquel en boruros de hierro es difícil debido a su número atómico es mayor que el hierro y se inserta en la fase de contenido de boro más bajo (Fe 2 B) y en mayor medida a la zona de difusión. La presencia de una capa delgada rica en Ni se confirma por debajo de la fase Fe 2 B (zona de difusión) con un valor de wt. %. La concentración de cromo en la zona de difusión es mayor que en la zona de boruros ( wt. %), Lo que confirma una zona rica en Cr formada por precipitación en los límites de grano. A partir de la Tabla 4.2 observamos que la cantidad tanto del hierro como del cromo aumentan en la zona de difusión para el tratamiento interrumpido, mientras que el molibdeno, manganeso y níquel tienen un comportamiento similar en las mismas zonas de análisis. El caso de mayor discrepancia ocurrió con el boro ya que aunque en la zona de Fe 2 B se tiene el mismo porcentaje en la zona de difusión y zona cercana al substrato se tiene una disminución notable en el tratamiento interrumpido, esto debido a los ciclos de enfriamiento realizados durante el tratamiento de borurado los cuales inhiben la difusión de átomos de boro en la superficie del material, por consiguiente se inhibe el crecimiento de la fase FeB y una menor presencia de boro en las zonas ya mencionadas. 4.2 Caracterización Mecánica. Las durezas determinadas en los boruros de hierro formadas en acero AISI 316L resultan ser altas, ya que la presencia de cromo aumenta la dureza de las capas ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 55

87 formadas en acero AISI 316L. Este resultado se confirma por la dureza alcanzada, cuyos rangos están entre HV para la fase FeB (solo para el caso de borurado continuo) y de para la fase Fe 2 B. La dureza varía dependiendo de la composición del substrato manifestando los valores más altos en los aceros con elementos de aleación tales como Cr, V, W y Mo. En el acero AISI 316L a medida que se acerca al sustrato el valor de la dureza va decreciendo hasta estabilizarse alrededor del valor de dureza del material substrato. Este comportamiento se observa en las dos condiciones tanto para dureza como para el módulo de elasticidad, véase Figura 4.7. A una profundidad alrededor de 2.5 μm, se observa que la dureza y el módulo de elasticidad son más elevados para la condición de 1 h a 900 C, esto es GPa y GPa, respectivamente. Mientras que para la condición interrumpida se obtuvo 22.3 GPa para dureza y para el módulo de elasticidad; esto es atribuible a que a esta profundidad la indentación se realiza sobre la fase FeB en el tratamiento continuo, mientras que para la condición de 4 h a 900 C al no haberse formado por completo esta fase los valores son característicos de la fase Fe 2 B que es más dúctil. Esto corrobora el hecho de que se logró evitar o cuando menos disminuir la formación de la fase FeB con el tratamiento interrumpido. La Figura 4.8 resume los valores de trabajo por indentación obtenidos para ambas condiciones. El trabajo plástico es un parámetro que nos indica la capacidad de un material a absorber y disipar energía, entre más alto sea el valor el material es más apto para soportar cargas, mientras que el trabajo elástico nos indica la capacidad de acumular energía durante la deformación elástica. Al observar los datos obtenidos se aprecia que el trabajo plástico para la condición interrumpida tiene un valor de pj en la parte más superficial, en contraparte el valor para el tratamiento continuo es de pj, considerablemente menor; esto indica que el recubrimiento formado mediante el tratamiento interrumpido tiene una ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 56

88 capacidad mayor para absorber y disipar energía lo que lo hace más apto para soportar cargas. Figura 4.7. Perfiles de dureza y Módulo de Elasticidad del acero AISI 316L borurado para las condiciones de 1 h a 900 C y 4 h interrumpido a 900 C, carga empleada de 20mN ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 57

89 Figura 4.8. Perfiles de trabajo plástico- elástico del acero AISI 316L borurado para las condiciones de 1 h a 900 C y 4 h interrumpido a 900 C, carga empleada de 20mN Los esfuerzos residuales obtenidos con las formulas (40) y (41) mencionadas en el capítulo 3 de este trabajo muestran una diferencia en la distribución de esfuerzos ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 58

90 residuales para las dos condiciones usadas, borurado continuo e interrumpido, Figura 4.9. Del mismo modo hay una diferencia en las magnitudes obtenidas por estas formulaciones, esto es atribuible a que la fórmula (40) es usada para una amplia variedad de recubrimientos, mientras que la ecuación (41) fue formulada especialmente para este tipo de capas (base boro). a) b) Figura 4.9. Estado de esfuerzos residuales para las condiciones de a) 1 h a 900 C y b) 4 h interrumpido a 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 59

91 En ambas formulaciones el valor del esfuerzo residual para la indentación más superficial (aproximadamente 2.5 μm de la superficie) es compresivo para la condición de 4 h 900 C, mientras que para la misma profundidad en la condición de continuo es de tipo tensil. Esto es debido a que para esa profundidad en el caso del tratamiento de 4h se calcula para la fase Fe 2 B, mientras que para el tratamiento de 1h se calcula para la fase FeB cuya característica son los esfuerzos residuales tensiles. Se puede observar de igual forma que a medida que hay un cambio de fase un cambio de signo en los esfuerzos es percibido en las 2 condiciones (ambas formulaciones). Los esfuerzos residuales obtenidos por la indentación muestran una tendencia a ser tensiles cuando se alcanza el substrato y disminuir a valores aproximadamente iguales a cero cuando se acerca al núcleo. Los resultados pueden explicarse considerando lo siguiente: durante el enfriamiento, la contracción del sustrato prevalece en el sistema, que somete a la fase Fe 2 B (7.85x10-6 C -1 ) a esfuerzos de compresión ya que el coeficiente de expansión térmica del sustrato es mayor (18x10-6 C -1 ). Lo mismo se aplica entre la fase FeB y la fase Fe 2 B, donde el coeficiente de expansión térmica de la primera es 23x10-6 C -1, resultando en un estado de esfuerzos equilibrado. Los esfuerzos residuales en la capa son causados principalmente por el espaciado reticular y el desajuste de expansión térmica entre la capa y el substrato (Rodríguez-Castro et al., 2015). En los trabajos de Bernabé Molina (2015) y Corpus-Mejía (2015) se obtuvieron los esfuerzos residuales únicamente con la formula (40) encontrando un estado de esfuerzos similar al que se obtuvo, tensil en la fase FeB y comprensivo en Fe 2 B. Con estos resultados se puede corroborar de nueva cuenta que con el borurado interrumpido se logró evitar la formación de la fase FeB obteniéndose así esfuerzos residuales compresivos en la parte más superficial de la capa. Para el caso del ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 60

92 borurado continuo con presencia de ambas fases predominaron los esfuerzos residuales tensiles. Como se mencionó en el capítulo anterior, se empleó la metodología descrita por la norma VDI 3198 para realizar una evaluación cualitativa de la adherencia capa/substrato en ambas condiciones. La Figura 4.10 muestra las indentaciones realizadas en la condición de borurado continuo mientras que las pruebas hechas en el recubrimiento formado por 4 horas de forma interrumpida se muestran en la Figura El daño resultante de las indentaciones en ambos recubrimientos presenta agrietamiento en la periferia de la huella lo que evidencia la fragilidad de ambas condiciones, existe una mayor presencia de grietas en el tratamiento interrumpido sin llegar a delaminación lo que evidencia un comportamiento más dúctil que la condición de 1 hora en donde a pesar de que las grietas son menos frecuentes hay un cierto grado de delaminación de la capa (Figura 4.12 a). Figura Huellas generadas por indentación Rockwell C en el recubrimiento de 1 hora 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 61

93 Figura Huellas generadas por indentación Rockwell C en el recubrimiento de 4 horas interrumpido 900 C Según el patrón de daño establecido en la norma VDI 3198 (Capitulo 3, Figura 3.11) la adherencia es aceptable para las dos condiciones, se asignó un nivel de daño HF3 para el tratamiento continuo y HF2 para la condición interrumpida (Figura 4.12). Aunque esta prueba es del tipo cualitativa es posible decir que se percibe una mejor adherencia en el borurado interrumpido ya que las indentaciones no ocasionaron una delaminación tan clara como en las del tratamiento continuo, esto debido 2 factores: el primero es la presencia de esfuerzos residuales tensiles en la superficie del tratamiento continuo mientras que en el tratamiento interrumpido estos esfuerzos son del tipo compresivo lo que brinda un comportamiento más dúctil y apto para cargas estáticas; y segundo a que el espesor del tratamiento interrumpido es menor al del continuo, este último con presencia de la fase más dura y a la vez frágil (FeB). ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 62

94 Figura Patrones de daño de acuerdo a norma VDI 3198 generadas en el acero AISI 316L borurado para a) 1 hora 900 C y b) 4 horas interrumpido a 900 C 4.3 Fatiga por contacto Pruebas estáticas. La Figura 4.13 muestra la evolución de los diámetros en función de las cargas estáticas, usadas para las pruebas cíclicas. Hay una tendencia de que a medida que se aumenta la carga el diámetro de la huella aumenta; por otra parte los diámetros obtenidos en el borurado interrumpido son de menor magnitud y el agrietamiento se presentó para cargas más altas que en la condición de borurado continuo. Tomando en cuenta el criterio de falla y la metodología establecidos en el capítulo 3 (Figura 3.14) se determinaron las cargas críticas a las cuales se presentan las primeras grietas radiales (Figura 4.14). Los valores encontrados se muestran en la Tabla 4.3. La carga critica para el tratamiento continuo (P c,1h900 ) resultó ser de menor magnitud en comparación a la de la condición interrumpida (P c,4hi900 ), esto se puede atribuir a la mayor fragilidad de la capa formada por el sistema FeB/Fe 2 B/substrato formada en la condición de 1 hora. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 63

95 Figura Comparación de radios obtenidos de las huellas de pruebas estáticas Tabla 4.3. Valores de cargas críticas estáticas. Tiempo de Espesor FeB Espesor total Carga crítica tratamiento (h) (μm) (μm) (P c ) 1- continuo 5.01 ± ± interrumpido ± 0.33 P c,1h N P c,4hi N En base a lo establecido en el capítulo 2 con la ecuación (5) se obtiene la presión media P m, dicho parámetro se puede considerar como un esfuerzo de indentación y por otro lado a R (radio de huella/radio de indentador) como deformación por indentación. La relación entre P m y a R indica la existencia de una respuesta esfuerzo-deformación que en una condición completamente elástica produce una respuesta lineal; Figura ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 64

96 Se puede observar que para ambas condiciones hay una tendencia lineal hasta antes de la aparición de grietas radiales (cargas posteriores a P c,1h900 y P c,4hi900 ), después de la aparición de grietas el comportamiento se vuelve inestable. a) Primeras grietas radiales b) Primeras grietas radiales Figura Evolución de daño causado por indentaciones estáticas en el acero AISI 316L borurado para la condición de a) 1 hora a 900 C y b) 4 h interrumpido a 900 C ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 65

97 a) b) Figura Relación entre P m y a para a) 1 hora a 900 C y b) 4 h interrumpido a 900 C R Pruebas cíclicas. Una vez que se obtuvieron P c,1h900 y P c,4hi900 se realizaron las pruebas cíclicas con cargas menores a estas, esto en base a la metodología propuesta en el capítulo 3. La presencia de fatiga se hace evidente en las dos condiciones debido a la presencia de grietas radiales causadas por cargas menores a las críticas. Los resultados se muestran en las gráficas P-N (Figura 4.16) en las cuales se observa el efecto de fatiga en ambos recubrimientos. Para el tratamiento de 1 hora la carga menor a la que se presentan las grietas radiales es de 300 N a partir de los ciclos en adelante, lo que contrasta con el recubrimiento de 4 horas interrumpido ya que el daño se produce a partir de los 400 N y ciclos. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 66

98 a) b) Figura Gráfica de Carga Aplicada-Numero de Ciclos (P-N) describiendo la presencia de daño bajo condiciones de fatiga por contacto esférico en los sistemas recubiertos a) 1 hora 900 C, b) 4 horas interrumpido 900 C. En general se puede apreciar que la presencia de daño se generó para cargas inferiores y menos número de ciclos en la condición de borurado continuo en ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 67

99 comparación al tratamiento interrumpido, esto es atribuible a la fragilidad generada por un sistema FeB/Fe 2 B/substrato, principalmente por la presencia de la fase FeB. El mejor comportamiento bajo condiciones de fatiga de la condición interrumpida es al mismo tiempo resultado de un espesor menor (5.49 µm de capa total) en comparación a la otra condición (12.18 µm). Existe la evidencia para afirmar que a medida que el espesor de capa es mayor, la resistencia a la fatiga disminuye (Sandoval-Juarez, 2015; Knotek, 1992) El análisis de las huellas generadas por las pruebas de fatiga arroja resultados que evidencian la acumulación de daño con el paso de los ciclos de carga (Figura 4.17) además de un aumento en la presencia de grietas para la condición continua. Otro factor que nos permite analizar el daño acumulado es la profundidad residual de las huellas después de las pruebas cíclicas. Para esto se emplearon las técnicas de perfilometría óptica y microscopía confocal, el uso de estas dos técnicas nos permite hacer una reconstrucción en 3 dimensiones de las huellas analizadas (Figura 4.18), las imágenes obtenidas evidencian la acumulación de daño (profundidad residual y diámetro de huella) con el paso de los ciclos de carga. En la Figura 4.19 se muestra el comportamiento de la profundidad en ambas condiciones para diferente número de ciclos y misma carga, es notable que las profundidades más altas (19.81 μm para el tratamiento continuo y de 25.6 μm para el interrumpido) se presentaron para el mayor número de ciclos (500000), hay una tendencia a disminuir la profundidad a medida que la aplicación de ciclos de carga disminuye, este comportamiento es similar para ambas condiciones. Para todos los casos (cargas y ciclajes) las profundidades de huella exceden el espesor de capa en el tratamiento interrumpido por lo que hay una influencia del substrato; en el caso del borurado continuo esto sucede solamente para cargas de 500 N y 600N con sus respectivos ciclajes. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 68

100 4 h interrumpido 1 h continuo Carga 300 N 600 N 300 N 600 N Ciclos Figura Evolución de daño en las huellas sometidas a condiciones de fatiga por contacto esférico en el sistema recubierto. ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 69

101 . a) b) Figura Borurado 4 h interrumpido, a) Imágenes 3D obtenidas por perfilometría óptica de las huellas formadas por indentación cíclica con carga de 600 N; b) Imágenes 3D obtenidas por microscopía confocal de huellas formadas por indentación cíclica ( ciclos) ORLANDO VASQUEZ DE LA ROSA 70