Anales de Mecánica de la Fractura 28, Vol. 1 (211) ANÁLISIS NUMÉRICO Y EXPERIMENTAL DEL EFECTO DEL SHOT PEENING SOBRE LA VIDA A FATIGA DE ACEROS INOXIDABLES DUPLEX P. Sanjurjo, C. Rodríguez, I. Peñuelas Instituto Universitario de Tecnología Industrial de Asturias (IUTA), Edificio Polivalente de la EPI de Gijón. Campus de Universitario s/n, 3324 Gijón. e-mail: ppsanjurjo@uniovi.es RESUMEN En este trabajo se ha estudiado el efecto de distintas variables de shot peening (velocidad de impacto, diámetro de proyectil o grado de cobertura) sobre el perfil de tensiones residuales generado tras un tratamiento llevado a cabo sobre un acero inoxidable dúplex utilizado en la fabricación de barras de refuerzo en grandes estructuras de hormigón. En primer lugar, se aborda el problema mediante una simulación numérica. Posteriormente, se sometió el material a un tratamiento de shot peening óptimo, caracterizando el campo de tensiones residuales mediante la técnica de difracción de rayos X. Por último, se realizaron ensayos de fatiga sobre probetas del material antes y después de ser sometido al tratamiento de shot peening y se empleó un modelo estadístico para obtener las curvas S-N. De este modo, se ha podido analizar el efecto de este tratamiento sobre el comportamiento a fatiga del material. ABSTRACT In this work, the effect of different shot peening parameters (impact velocity, media diameter or percent of coverage) on the residual stresses field generated after a shot peening treatment was studied. The material choice was an AISI 225 duplex stainless steel, largely used for concrete reinforcement. So the effect of shot peening on the fatigue behavior of the material was analyzed. First, a numerical approach was made by means of finite element method. Then, experimental tests were carried out, using the X ray diffraction technique to characterize the residual stresses field. At last, fatigue test were carried out and a statistical model was employed to determine the S-N curves of the material, before and after peening treatment. PALABRAS CLAVE: Acero inoxidable dúplex, shot peening, fatiga, FEM 1. INTRODUCCIÓN En los últimos años, es cada vez más frecuente la utilización de barras de acero inoxidable como elementos de refuerzo en estructuras de hormigón sometidas a ambientes agresivos. En este contexto, las barras de refuerzo de acero inoxidable dúplex corrugado en calienteaisi 225 se revelan como una alternativa interesante, por poseer una resistencia a la tracción y una ductilidad superiores, no sólo a las fabricadas con acero inoxidable austenítico, sino también a las fabricadas con acero al carbono de alta ductilidad [1,2]. Además, puesto que estas estructuras suelen estar sometidas a la acción de cargas cíclicas, un buen comportamiento en servicio de las armaduras debe estar respaldado por una buena respuesta a fatiga [3]. Uno de los procesos más utilizados industrialmente con el fin de mejorar el comportamiento a fatiga de los componentes metálicos es el tratamiento superficial conocido como shot peening [4]. Mediante este tratamiento, gran cantidad de microesferas (de acero, vidrio o material cerámico) son impulsadas a alta velocidad sobre la superficie de un elemento metálico, originando una deformación plástica que genera un campo de tensiones residuales de compresión bajo la superficie tratada, lo que da lugar a una importante mejora en su comportamiento a fatiga. Puesto que los ensayos experimentales de shot peening son costosos, inicialmente se decide abordar el problema desde el punto de vista numérico, mediante una simulación por elementos finitos. De este modo, en este trabajo se analiza numéricamente la influencia de los principales parámetros del tratamiento de shot peening (diámetro de proyectil, velocidad de impacto y grado de cobertura) sobre el perfil de tensiones residuales generado bajo la superficie del material tratado.a continuación, se sometió el material a un tratamiento de shot peening. El campo de tensiones residuales de compresión generado fue caracterizado mediante la técnica de difracción de rayos X. Por último, se obtuvieron las curvas S-N del material antes y después de ser sometido a shot peening, lo que ha permitido conocer la influencia de este tratamiento 395
Anales de Mecánica de la Fractura 28, Vol. 1 (211) en el comportamiento a dúplex AISI 225. fatiga del acero a inoxidable En la tabla 2 se recogen los valores de lass propiedadess mecánicas más significativas obtenidas tras los ensayoss de barra Hopkinson. 2. MATERIALES UTILIZADOS Para la realización de este trabajo se utilizó un acero inoxidable dúplex tipo AISI 225 (W Nr.14462), suministradoo en forma de barras corrugadas fabricadas por laminación en caliente. En la tabla 1 se recogen n los valores medios de las propiedades mecánicas a tracción de las barras, obtenidos mediante ensayos estáticoss de tracción. Tabla 1.Propiedades mecánicas a tracción obtenidas mediante ensayos estáticos E ys us A n K [GPa] [MPa] [MPa]] [%] 166 63 793 51.196 114.78 Con el fin de caracterizar el comportamiento del material a altas velocidades de deformación, se llevaron a cabo ensayos de barra Hopkinson a compresión [5]. El dispositivo utilizado para la realizaciónn de los ensayos estuvo compuesto por dos barras de acero a de 1 m de longitud y 222 mm de diámetro, entre laa cuales se coloca una probeta cilíndrica de 1 mm de diámetro y 5 mmm de altura del material objetoo de estudio. El proyectil,, de 28 mm de longitud, se hizo impactar contra la probeta a una velocidad de 16 m/ s, obteniéndose una velocidad de deformación del material de 85 s -1. Se realizaron 3 ensayos de barra Hopkinson, cuyas curvas características se recogenn en la figuraa 1 junto conn la correspondiente al ensayo estático de tracción. Comoo se puede apreciar, mientras el límite elástico estático ess de 63 MPa, cuando la velocidad de deformación asciende a 85 s -1 alcanza un valorr de 934 MPa, sin embargo, la velocidad de deformaciónn parece no afectar demasiado a la ley de comportamientoo plástico del material. Tabla 2.Propiedades mecánicas a compresión obtenidass mediante ensayos dinámicos ys [MPa] n K 934.833 1527.8 3. SIMULACIÓN NUMÉRICA Para obtener un modelo 3D que simule numéricamentee el tratamiento de shot peening, se utilizó el códigoo ABAQUS EXPLICIT 6.7.1.. En la modelización dell material, además de la curva de comportamientoo estático, se consideró ttambién la curva de comportamientoo dinámico. Los proyectiles esféricos,, modelados como sólidos rígi gidos, se hicieron impactarr perpendicularmente sobre una superficie de 2 mm 2. A continuación, se varió la velocidad de impacto, el diámetro de proyectil y el grado de cobertura alcanzado,, conn el fin de analizar los efectos de dichas variacioness sobre el campo de tensiones residuales generado tras el tratamiento. El mallado utiliz izado para la simulación se muestra en la figura 2. Se trata de una malla compuestaa por 178182 elementos de tipo C3D8R. En E la zona de impacto los elementos tienenn un tamaño de.4 mm.. En la figura 3 se s muestra el aspecto de laa zona centrall de la probeta tras haber alcanzado una cobertura dell 98% % como consecuencia dell impacto aleatorio de 48 proyectiles. 14 12 1 8 6 4 2 Tracciónn Hopkinson 1 Hopkinson 2 Hopkinson 3 Figura 2. Aspecto de la mallaa utilizada en la simulación.1.2.3.4.55.6.7 Deformación (%).8 Figura 1. Comportamiento estático vs ComportamienC nto dinámico Figura F 3. Simulación de la zona central de d la probeta tras alcanzar una cobertura de 98% 9 396
Anales de Mecánica de la Fractura 28, Vol. 1 (211) Para analizar la influencia de la velocidad de deformación del material, en primer lugar se modeló el material teniendo en cuenta sólo el comportamiento estático y a continuación, se modeló considerando también los resultados de los ensayos dinámicos de barra Hopkinson. El perfil de tensiones resultantes para ambos casos se muestra en la figura 4. Se observa cómo, si bien los perfiles son similares, cuando se tiene en cuenta el efecto de la velocidad de deformación sobre el material, la tensión máxima de compresión aumenta sensiblemente. proyectil también induce mayores tensiones residuales de compresión, afectando a un mayor espesor de material, si bien la tensión residual de compresión en la superficie se reduce notablemente. -2-4 - 6-2 -8 D= 1.2 mm D=.6 mm - 4-6 - 8-1.4.8 1.2 Estático Estático+Hopkinson Figura 4. Influencia del tipo de caracterización del material sobre el perfil de tensiones residuales A continuación, se estudió la influencia de la velocidad de impacto sobre el perfil de tensiones residuales. El resultado se muestra en la figura 5. Como se puede apreciar, un incremento en la velocidad de impacto se traduce una mayor tensión máxima de compresión, así como en una mayor profundidad de la zona afectada por el tratamiento. - 1.4.8 1.2 Figura 6. Influencia del diámetro de proyectil sobre el perfil de tensiones residuales Por último, se estudió la influencia del grado de cobertura sobre el perfil de tensiones residuales. La figura 7 recoge gráficamente los resultados, en virtud de los cuales, resulta beneficioso trabajar con una cobertura próxima al 1%, si bien con coberturas inferiores ya se obtienen tensiones de compresión negativas bajo la superficie del material. Además, se observa también que cuanto mayor es el grado de cobertura, mayor es la tensión de compresión en la superficie del material. 2.2 -.2 -.4 -.6.5 1 1.5 v=6 m/s v=4 m/s Figura 5. Influencia de la velocidad de impacto sobre el perfil de tensiones residuales El efecto del diámetro de proyectil sobre el perfil de tensiones residuales se representa gráficamente en la figura 6, de la cual se deduce que un mayor diámetro de 2-2 -4-6 C= 8% C= 86% C= 98%.4.8 1.2 Figura 7. Influencia del grado de cobertura sobre el perfil de tensiones residuales 4. CARACTERIZACIÓN EXPERIMENTAL A la vista de los resultados numéricos obtenidos, los ensayos experimentales de shot peening se llevaron a cabo a la máxima velocidad de impacto posible, fijando la presión de trabajo al mayor valor disponible dentro de las limitaciones de la instalación existente. Se 397
Anales de Mecánica de la Fractura 28, Vol. 1 (211) empleó el tiempo de exposición necesario para alcanzar la cobertura total y, por simplicidad, se optó por trabajar con un únicoo tamaño de proyectil, S-23, de diámetro medio.6 mm. Bajo estas condiciones de trabajo,, se alcanzó una a intensidad Almen de 13A, determinada siguiendo la regla del 1%, de acuerdo a con las especificaciones SAEJ4422 [6] y SAE J443 [7]. Enn la figura 8 se muestra esquemáticamente la geometríaa de las probetas utilizadas en los ensayos dee fatiga. Figura 8. Geometría de las probetas utilizadas (unidades en mm) El campo de tensioness residuales de compresión generado tras el tratamiento de shot peening, fue caracterizadoo mediante la técnica de difracción de rayos X, realizandoo las medidass en modo,, según la norma SAE HS-7844 [8]. En la figura 9 se compara el perfil de tensiones residuales obtenido experimentalmentee con el obtenido mediante la simulación numérica. obtenido numéricamente es menor que ell obtenido de manera experimental. Una dee las posibles explicacioness a este e hecho se podría p fundamentar en las diferencias d de tamaño existentes entre los proyectiles empleadoss experimentalmente y los utiilizados en el e modelo de elementos finitos. Mientras que para la simulación s el diámetro nominal consideradodo fue de.6 mm, m llevandoo a cabo una completa caracterización dee la granallaa mediante análisis de imágenes, se observó que el diámetro medio real de las bolas era de.79 mm. Estee hecho, de acuerdo con los estu tudios realizados por varioss autores [9, 1, 11], desplazaría la curva experimentall hacia la derecha, a la vez que haría disminuir el valorr absoluto de laa tensión residual en la l superficie,, aproximándose así al perfil obtenido por simulaciónn numérica. Además, hay que tener en cuenta que paraa obtener un modelo numéricoo más fiable, no basta conn considerar el efecto de la velo locidad de deformación dell material, sino que también se e debe considerar el posiblee efecto de endurecimiento o ablandamiento porr deformación cíclica, que no ha sido tenidoo en cuenta en este trabajo. Porr último, la complejidad que envuelve la medida experimental de la velocidad de impacto dell chorro de proyectiles sobre la superficie del material,, también puede ser origen de discrepancia entre loss resultados numéricos y experimentales. Para evaluar el comportamienc nto a fatiga del material, se llevaron a caboo ensayos de fatiga axial, manteniendoo fijaa la tensión mínima m y var ariando la tensión máximaa para obtener los distintos niveles de amplitud de tensión. Para obtener las curvas S-N del material, loss resultados experimentales se ajustaron mediante el modelo estadístico propuestoo por Castillo [12]. En estee modelo, las curvas de isoprobabilidad son hipérbolass equiláteras que se s ajustan a la a siguiente expresión: 2 log N B log C D log1 P 1 A E (1) -2-4 -6 Numérico Experimental siendo N la vidaa media a fatiga (ciclos), la amplitudd de tensiones, P la l probabilidad de fallo y A, A B, C, D y E loss 5 parámetros del modeloo que deben ser ajustadoss mediante los resultados experimentales. A es el parámetro de forma de Weibull, B el valorr umbral paraa un número de ciclos, c C la endurancia, D un factor de escala y E el parámetro que define la localización de la hipérbola correspondiente a laa probabilidadd cero..5 1. Figura 9. Comparaciónn entre el perfil de tensioness obtenido de manera numérica y experimental Como se puede apreciar, aunque los valores dee la tensión máxima de compresión son similares, enn la curva numérica este valor se alcanza a mayor profundidad que en la curva experimental. Además, el valor de la tensión de compresión en la superficie 1.5 En las figuras 11 y 11 se muestran las curvas S-N asíí como los parámetros del modelo de Castillo obtenidoss para el materiall antes y después de ser sometido a un tratamiento de shot peening de 13A. Como se puedee apreciar, el límite de fatiga a 2 milloness de ciclos es levemente superior tras aplicar el shot peening p (4455 MPa frente a 4324 MPa), si bien la endurancia es la misma en ambos casos (344 MPa). Además, se apreciaa unaa mayor dispersión en lass curvas S-NN del materiall después de ser sometido a shot peening. Esto E podría serr debido a los valores v de rugosidad alcanzados en la 398
Anales de Mecánica de la Fractura 28, Vol. 1 (211) superficie del material tras el tratamiento, que pueden producir un efecto entalla y actuar como concentradores de tensión, limitando la vida a fatiga del d material. Por último, en la figura 12 se representann las curvas S-N para una probabilidad de fallo del 5%. = 432 MPa 248 ciclos A= =1.8959 B= =7.6244 (248 ciclos) C= =19.6558 (343.8669 MPa) D= =.16797 E= =-8.5314 C= 344 MPa Figura 1. Curvas S-N del material sin shot peening P=.95 P=.5 P= P=.5 Rotura Dato censurado Dato censurado equivalente Con el fin de aislar el efecto de la rugosidad superficiall sobre el comportamiento a fatiga del material, se realizóó un proceso de pulido super erficial sobre las probetass previamente sometidas a shot t peening. De este modo, se conserva el efecto beneficioso de la tensión de compresión bajoo la superficie, a la vez quee se elimina el efecto adverso de d la excesiva rugosidad superficial. Trass el correspondiente ensayo a fatiga de estas e probetass cuyo resultado se muestra también en la figura 12, se observa que mediante este procedimiento se s obtiene unaa notable mejoríaa en el comportamiento a fatiga dell material. Además, el resultado es tanto mejor cuantoo menor es la rugosidad final alcanzada tras el proceso de pulido. En la tabla 3 se recogen los valoress de rugosidadd de las probetas que q fueron ensayadas, mientras que en la figura 13 se muestra el aspecto superficial de algunas de ellas. Tabla 3. Valores de rugosidad de las probetas p ensayadas a fatiga Tratamiento R a (μm) Sin SP.75 SP 13A 1 2.39 SP13A+Pulido..75.75 SP13A+Pulido..13.13 = 445 MPa P=.95 14 cicloss A=1. 371 B=4.6392 (14 ciclos) C=19.6558 (343.8669 MPa) ) D=. 87441 E=-2.1483 C= 344 MPa P=.5 P=.5 P= Rotura Dato censurado Dato censurado equivalente a) b) Figura 13. Aspecto superficial de las probetas p sometidas a fatiga: f a) Shot Peening 13A; b) Shot Peening 13A+Pulido posterior (MPa) Figura 11.. Curvas S-N del material sometido a shot peening de intensidad 13A 55 Shot Peening 13A Sin Shot peening Shot Peening 13A+Pulido.75 Shot Peening 13A+Pulido.13 5 45 4 35 1.E+5 1.E+6 1.E+7 1.E+8 1.E+9 N (Ciclos) Figura 12. Curvas S-N para una probabilidad de fallo de 5% 5. CONCLUSIONES Como se desprende del modelo numérico,, para obtenerr unaa simulación fiable f del tratamiento de shot peening es necesario tener en cuenta el efecto de la velocidad de deformación a laa hora de caracterizar el material. Se ha observado que, a mayor velocidadd de impacto,, mayor es la tensión máxima de compresiónn alcanzada y la profundidad p de d la capa afectada. Lo mismo ocurre al aumentar el diámetro de proyectil utilizado, si bien en este caso la tensión de compresión en la superficiee disminuye en valor absoluto. Por otro lado, los mejores resultados se obtienen cuandoo el tratamiento de shot peening alcanza la coberturaa total, si bien se comienzan c a observar efectos beneficioss incluso cuando la l cobertura ess muy baja. 399
Anales de Mecánica de la Fractura 28, Vol. 1 (211) Por último, se ha demostrado experimentalmente que, aunque tras el tratamiento de shot peening se generen unas fuertes tensiones de compresión bajo la superficie del material tratado, la rugosidad resultante puede producir un efecto de concentración de tensiones, limitando la vida a fatiga del material. Dicho efecto adverso puede ser eliminado mediante un pulido posterior, o llevando a cabo un segundo tratamiento de shot peening con proyectiles de menor diámetro, con el fin de disminuir los valores de rugosidad superficial. [11] Bandini M., Selecting the best peening parameters on gears Shot Peening Workshop, Sinsheim, Germany, March 29. [12] Castillo, E., Fernández Canteli, A. Esslinger, V.Thürlimann, B. Statistical Model for Fatigue Analysis of Wires, Strands and Cables Zürich, May, 1985. REFERENCIAS [1] H Castro, C. Rodríguez, F.J. Belzunce. Mechanical behaviour and corrosion resistance of stainless steel cold rolled reinforcing bars. Materials Science Forum (Trans Tech Publications LTD), 1542, 1541-1546, 23. [2] Real E., Rodríguez C., Belzunce F.J., Canteli A.F., Iglesias J., Bernárdez L. Use of duplex stainless steels as concrete reinforced bars. Stainless Steel 5, 217-221 (25). [3] E. Real, C. Rodríguez, F.J. Belzunce,A.F. Canteli. Fatigue behaviour of hot rolled reinforcing bars of austenitic and duplex stainless steels. Material Science and technology Vol 23, Nº2, 45-5, 27. [4] Niku-Lari A., Shot peening Proceedings of the 1 st International Conference on Shot Peening, Paris, France, 1981, pp. 1-21. [5] Zukas, Jonas A. Impact dynamics John Wiley&Sons, New York, 1982. [6] SAE J442 Test strip, holder and gage for shot peening, January 1995. [7] SAE J443 Procedures for using standard shot peening test strip, January 1984. [8] SAE HS-784-3 Residual Stress Measurement by X-Ray Diffraction, February 23. [9] Tyler D. Shot Peening: A Surface Improvement And Forming Process Metals and Materials 4(II), pp. 672-673, 1988. [1] Wick A., Holzapfel H., Schulze V., Vöhringer O., Effect of shot peening parameters on the surface characteristics of differently heat treated AISI 414 Proceedings of the 7 th International Conference on Shot Peening, Warsaw, Poland, 1999, pp. 42-53. 4