GRIETAS Y FISURAS Fisuramiento en Caliente 1. Consi Consider deraci acione oness Genera Generales les
El fisuramiento en caliente es uno de los defectos más serios que pueden sufrirse en la colada. Aunque ha sido ampliamente ampliamente investigado, y se entiende de manera general, se ha mantenido como un problema importante en las fundiciones, particularmente con ciertas aleaciones que son especialmente propensas. propensas. En los últimos años el trabajo de Rappa !"###$%&&#' ha facilitado detalles que clarifican el comportamiento microsc(pico y mesosc(pico de metales metales que conducen a condiciones en que ocurre el fisuramiento en caliente. Aún as), hay que reconocer que la informaci(n importante sobre el comportamiento de fisuramiento en caliente ha surgido no solo de e*perimentos cient)ficos en el laboratorio, sino de la e*periencia en el taller de fundici(n. +in embargo, estos hallagos importantes de taller no han sido publicados publicados en revistas revistas cient)ficas. cient)ficas. En pocas palabras, para aquellos que deseen leer más allá, el resultado fundamental en planta es que el fisuramiento en caliente por lo general puede ser eliminado en la piea con solo mejorar el sistema de llenado. ejores sistemas de llenado se describen a partir del cap. "&. En la e*periencia del autor, cada fisuramiento en caliente, siempre que aparece en una piea, se puede eliminar los problemas al abordar el sistema de llenado. -na ve que el o*ido se elimina del baño, la aleaci(n solidificada no puede fisurar, fisurar, lo que refuera refuera mi conclusi( conclusi(n n de que no e*iste tal cosa como un defecto de solidificaci(n solo hay defectos en la piea colada. /undo se somete a un esfuero de tracci(n por la contracci(n de la piea fundida, el material simplemente se e*tiende, porque los metales son e*tremadamente blandos y dúctiles dúctiles a temperaturas temperaturas cercanas cercanas a la de fusi(n. fusi(n. Es esencial esencial mantener esta piea básica en mente, mientras se va entrando en los detalles de esta secci(n. 0or lo tanto, el grupo de fundidores tradicionales se manifiesta con respecto al fisuramiento en caliente, discute como al molde o alma se les puede reducir las fueras de contracci(n, mi enfoque es hacer caso omiso del fisuramiento en caliente, simplemente tomarlo como una evidencia de un pobre diseño de llenado. El fisuramiento en caliente desaparece por arte de magia. 1inguna acci(n para reducir las tensiones en el molde o alma es necesaria.
Esta parte de la e*periencia práctica parece ser poco cre)ble, o al menos es pasada por por alto por por todos los los investigadores investigadores en este campo. campo. Esto es es una pena porque hay hay mucho conocimiento conocimiento útil que ha sido sido aclarado aclarado por una una investigaci(n sistemática los últimos años. Estos interesantes antecedentes se entregan aqu). 2ueda claro que es consistente con la idea del 3bifilms4 !como grietas previas suspendidas en el l)quido' introducidas por un sistema de alimentaci(n pobre, la cual es la causa fundamental, de convertirse en un fisuramiento en caliente. +in embargo, el paciente lector encontrara iluminador revisar los datos e*perimentales, teniendo en cuenta que el bifilms es una causa subyacente. El lector tambi5n debe tener en cuenta la gran cantidad de t5rminos que se utilian para 3hot tearing4, hot crac6ing, hot shortness, y hot brittleness. 7os usaremos indistintamente aqu). 1.1 Características Características del del Fisuramiento Fisuramiento en caliente caliente
El defecto se reconoce fácilmente a partir de uno o más de una de sus caracter)sticas8 ". +u forma es irregular irregular y entrecortada entrecortada,, es decir, decir, de una grieta ramificada, ramificada, generalmente siguiendo caminos irregulares. Esto es particularmente claro en una secci(n pulida que se observa bajo el microscopio !9igura :."' %. 7a superficie superficie de falla falla revela revela una morfolog)a morfolog)a dendr)tica dendr)tica !9igura :."' :."' ;. 7a superficie superficie de falla esta esta a menudo menudo muy muy o*idada o*idada !antes, !antes, por supuesto, supuesto, a ningún tratamiento t5rmico posterior'. Esto es más particularmente cierto en las aleaciones de alta temperatura tales como los aceros. <. +u ubicaci(n ubicaci(n es es a menudo menudo un punto caliente, caliente, y donde donde la tensi(n de contracci(n puede estar concentrada en secciones delgadas contiguas. =. 1o siempre siempre aparecen aparecen bajo condiciones condiciones aparenteme aparentemente nte id5nticas, id5nticas, de hecho parece estar sujeta a un grado considerable de aleatoriedad en relaci(n a su aspecto o no aparici(n, y en su e*tensi(n. >. El defecto defecto es es altamente altamente espec)fico espec)fico para ciertas ciertas aleaciones. aleaciones. ?tras aleaciones están prácticamente libres de este problema.
9ig.:." !a' @magen +E de la superficie de un fisuramiento en caliente en una aleaci(n colada en arenaAl$+i$&.<g. arenaAl$+i$&. <g. !b' -n -n desgarro en caliente en una aleaci(n Al$"&/u !+pittle y /ushBay "#:;'. Antes de pasar a discutir las raones de todo este comportamiento, es importante tener en cuenta la observaci(n más simple y básica8 El defecto tiene las características de un desgarro. Esta caracter)stica hecha por tierra obviamente y nos alerta sobre una poderosa idea idea de su naturalea naturalea y su origen. origen. 0odemos 0odemos concluir concluir que El fisuramiento en caliente es casi seguro una falla de un material déil en esfuer!o de tracci"n unia#ial.
Esto puede parecer a primera vista una conclusi(n trivial. +in embargo, es fundamental. 0or ejemplo, se nos permite hacer de inmediato algunas deducciones importantes8 ". Estas teor)as que presuponen fisuramiento en caliente son el resultado de
dificultades de alimentaci(n pueden seguramente ser inmediatamente desestimadas. Esto es debido a problemas de alimentaci(n dando como resultado una tensi(n hidrostática !es decir, tria*ial' en el l)quido residual,
causando poros o incluso capas de poros en la fase l)quida. +i la tensi(n tria*ial se incrementa a un nivel en que un defecto núclea, a continuaci(n, el l)quido se separa y se e*pande !tria*ial' para crear un poro entre las dendritas. 7as dendritas en si mismo no se ven afectadas, y no se separan. +e siguen entrelaando y une el nuevo defecto de volumen, como se discuti( para la capa porosa !secci(n ."..%'. Esto esta en contraste con el fisuramiento en caliente, donde esta claro que a partir de micrograf)as micrograf)as y las radiograf)as radiograf)as de rayos rayos CD !9igura !9igura :."b,:.%' :."b,:.%' que la primera v)a la abren las dendritas. dendritas. 7a brecha brecha abierta abierta drena más más tarde libre libre de l)quido.
9ig. :.% !a' Radiograf)a de un fisuramiento en caliente en una aleaci(n con afinamiento de grano Al$>.>/u. Regiones oscuras en eut5ctico rico en /u regiones blancasson desgarros abiertos. !b'Radiograf)a de fisuramiento en caliente en una aleaci(n Al$"&/u sin afinamiento de grano. 7as dendritas jalan separando, al separarse forma un camino rico en eut5ct)co a trav5s de la estructura !figura :."b' probablemente no trae consigo ningún problema problema significativo significativo de perdida perdida de resistencia resistencia u otras propiedad propiedades es de la piea fundida fundida a pesar pesar de su apariencia apariencia alarmante alarmante y no deseada deseada en radiograf)a radiograf)a y pieas cortadas. cortadas. +in embargo, embargo, si la v)a v)a se ha drenado drenado posteriormen posteriormente te de l)quido eut5ct)co, se produce un fisuramiento en caliente, lo que por supuesto, afecta gravemente la resistencia. Esta formaci(n de un fisuramiento abierto se
podr)a haber evitado si se hubiese dispuesto de una alimentaci(n de metal local para mantener las regiones interdendr)ticas llenas de l)quido residual. -na segunda confusi(n surge de la vinculaci(n del fisuramiento en caliente, en general, con el defecto que se forma en la superficie de la piea fundida por encima de una regi(n groseramente mal alimentada. El colapso de la superficie de colada sobre el punto caliente hace que se deforme la superficie considerablemente concentrándose mucha tensi(n en esta regi(n local. As), un fisuramiento en caliente se puede formar sobre este volumen mal alimentado. 7a disposici(n e*perimental descrita por 0aray el al. !%&&&' es de este tipo. Este tipo especial de desgarro tambi5n se puede resolver mediante una mejor)a de la alimentaci(n local. %. +i el defecto es un desgarro, entonces tiene que ser entendida en t5rminos de su iniciaci(n al e*ceder una cierta tensi(n critica a la tracci(n, en común con todos los tipos de fallas por tensi(n. Rappa y colegas !"###' encontr( una velocidad cr)tica de deformaci(n por tracci(n que dará inicio al poro, encontrando que esto da una estimaci(n muy precisa de la susceptibilidad al fisuramiento en caliente. antener estas ideas generales en mente le ayudara para que sigamos las caracter)sticas importantes del proceso con una perspectiva, mientras nos ocupamos de una serie de otros aspectos. 1o es de e*trañar que la literatura de investigaci(n sobre este tema sea confusa el tema es realmente complicado. +in embargo, antes de proceder con los detalles del mecanismo asociado con este defecto, es probable que sea necesario descartar a otros dos candidatos para la e*plicaci(n de estas fallas en caliente. ic6haus !"##;' ha propuesto que el efecto de tensi(n superficial, en el fen(meno de la adherencia viscosa, podr)a dar e*plicaci(n a las tensiones en caliente y los mecanismos de fallas en metales al solidificar. +in embargo, las simples estimaciones de orden de magnitud indican que la tensi(n superficial es tal ve capa de generar solo una cent5sima o incluso una mil5sima de la tensi(n relacionada con el fisuramiento en caliente. En un enfoque bastante diferente, 9redri6sson !%&&=' ha propuesto que la formaci(n de grietas en caliente podr)an ocurrir debido a una condensaci(n de vacancias, que se espera que est5n presentes en una concentraci(n de entre &.&" a &."F en la red de metal a estas elevadas temperaturas. 7as vacancias están sin duda presentes en concentraciones má*imas de equilibrio en el punto de fusi(n de los metales, y ciertamente se condensan durante el enfriamiento. +in embargo, en la práctica, las vacancias nunca se han observado que condensen en defectos de volumen tales como grietas y poros. En todos los casos e*aminados, y en todos los metales estudiados hasta ahora, los racimos de vacancias colapsan en cualquiera de los anillos de dislocaci(n o se apilan en fallas tetra5dricas. Estos estudios incluyen observaci(n directa al microscopio electr(nico, y simulaci(n
computacional de los grandes conjuntos de átomos !conocidos como simulaci(n de dinámica molecular'.Gásicamente, las fueras entre los átomos son tan grandes que no se pueden abrir sin la imposici(n de enormes tensiones en el rango de H0a. 7os metales solidifican en general en estado blando y dúctil cerca de los puntos de fusi(n, por lo que no pueden generar y mantener tales tensiones !/ampbell %&"&'. Esto nos deja claro lo que se requiere estudiar en los más probables candidatos para la generaci(n de estos defectos. 1.$ %o&ailidad en el orde de grano 'or el lí(uido
9ue / + +mith, que durante los años "#<# a "#=%, formula el primer concepto de humectabilidad en borde de grano por la presencia de una fase l)quida en el borde. 7a figura :.; resume este concepto. 7a forma de esta part)cula de borde de grano esta controlada en gran medida por la energ)a superficial relativa de la interfa grano a grano en s), I gg, y la interfase grano a l)quido, I g7. El balance de fueras es8 Igg
J
Ig7 /os K
!:."'
Es claro que para la mayor)a de los valores de ángulos diedros en el equilibrio %K el borde de grano asume formas compactas. +in embargo, será, por supuesto, el que se ocupe un área mayor del borde en la medida que aumenta la fracci(n de volumen. 7a relaci(n entre!"' el área del borde que es ocupado por l)quido, !%' el ángulo diedrico, y !;' la fracci(n de volumen de l)quido presente es un cálculo geom5trico complicado que el autor estaba orgulloso de identificar y abordar !/ampbell "#"', que desencadeno un posterior tratamiento mejorado por Luc6er y Mochgraf !"#;', y finalmente, la e*haustiva soluci(n de Nray !"#>', Mochgraf !"#>' pas( más tarde a desarrollar un estudio fascinante de las condiciones para una propagaci(n de la fase l)quida bajo condiciones de no$equilibrio, donde el ángulo diedro se convierte efectivamente en menor que cero.
9ig.:.; 7as formas de la fase l)quida en las esquinas de grano en funci(n del ángulo diedro.
7a importancia del ángulo diedro de ser cero para una mojabilidad completa es ilustrada en la obra de 9rederic6sson y 7ehtinen !"#'. +e observ( el crecimiento del fisuramiento en caliente en el microscopio electr(nico de barrido. En las aleaciones Al$+n el estaño l)quido moja los bordes de grano del aluminio, que conduce a una falla de fractura intergranular cuando se somete a tensi(n !9igura :.<'. En aleaciones Al$/d, el cadmio l)quido no moja el borde de grano y por lo tanto no se e*tiende a trav5s de los bordes, pero se mantiene como una piscina compacta, causando que estas aleaciones fallen por fractura dúctil.
9ig. :.< +uperficie con desgarro en caliente en una aleaci(n Al$"F+n Ma habido diversas observaciones de fallas por fisuramiento en caliente donde, en una observaci(n posterior bajo el microscopio, se ha encontrado que la superficie de fractura e*hibe separaciones, casi gotas esf5ricas que parecen no mojar hacia la superficie de fractura. Esto se ha observado en diferentes sistemas como Al$0b !Roth y et al., "#:&' y 9e$+ !Grimacombe y +orimachi "#, avies y +hin "#:&'. +e observo ciertamente que la fase l)quida moja el borde de grano normal. 1o esta claro por lo tanto, si la observaci(n se e*plica por posterior de Cmojabilidad de la fase l)quida despu5s que la grieta se e*pone al aire, o porque el borde consta de una pel)cula de (*ido de pobre contacto con el fluido. 1.) E#tensi"n *re+,esgarro -Fisuramiento
ientras la piea se enfr)a bajo condiciones en las cuales el l)quido y la masa alimentada continúan funcionando, en el caso que la piea se este contrayendo nadan los granos s(lidos, maniobrando y llegando a nuevas posiciones. En estas condiciones claramente no se producen agrietamientos. El problema
9ig. :.= Etapas de desgarros en caliente utiliando modelos de grano 3a 3cuadrados y he*agonales, están rodeados por una pel)cula l)quida de espesor4. Etapa %8 estructura sin deformar, etapa % muestra las regiones aisladas de la segregaci(n etapa ; muestra los desgarros abiertos llamados 3llenos 3de fisuramiento en caliente. 7a tensi(n continua con el tiempo va drenar completamente la pel)cula l)quida, completando el desgarro.
comiena cuando los granos crecen hasta el punto en que finalmente chocan firmemente uno contra otro, pero aún están en gran parte rodeados por l)quido residual. 0atterson y co$autores !"#>' fueron los primeros en considerar un modelo geom5trico de cubos simples. Oamos a desarrollar este concepto como se ilustra en la figura :.=. Esta claro que para los granos de diámetro promedio a separados en un primer momento por una pel)cula de l)quido de espesor b, la e*tensi(n de pre$desgarro P es apro*imadamente8 P J bQa
!:.%'
tanto para modelos cúbicos como he*agonales en dos dimensiones la relaci(n bQa J f 7Q% puede verse rápidamente que es cierta, donde f es la fracci(n de
volumen del l)quido. 0ara un modelo de cubo tridimensional, que el lector puede confirmar fácilmente, la relaci(n es8 bQa J f 7Q;
!:.;'
0or tanto, para entre ; y > F de fase l)quido residual que tenemos entre " y %F de e*tensi(n antes de que se produca el choque de granos. 7a e*tensi(n de pre$rotura es proporcional a la cantidad de l)quido presente, esta es una observaci(n confirmada muchas veces e*perimentalmente. Además, las aleaciones con grandes cantidades de l)quido eut5ctico durante la solidificaci(n, como la aleaci(n Al$+i y para F superiores de +i, están generalmente libres de problemas de fisuramiento en caliente probablemente por esta ra(n hay una amplia e*tensi(n que puede acomodarse antes de cualquier peligro de la iniciaci(n de la fisura. Lambi5n, para una cantidad dada de l)quido presente, la e*tensi(n es inversamente proporcional al tamaño de grano. As) para granos más finos, más tensi(n puede ser acomodada por el fácil desliamiento a lo largo de los bordes lubricados sin el peligro de formaci(n de grietas. espu5s de que los granos han chocado, en una cierta cantidad de borde de grano puede continuar un desliamiento, como veremos más adelante, si bien en esta última fase contribuye solo una cantidad muy limitada de e*tensi(n adicional. @ncluso en el caso de solidificaci(n de metales puros, los l)mites de grano se saben que tienen un punto de solidificaci(n muy por debajo de la del material cristalino del seno !ver, por ejemplo, Mo et al.!"#:=' y +tolte et al. !"#::''. 7a presencia de l)quido en los bordes de grano incluso en metales puro, pero tal ve en unos pocos átomos de espesor, pueden ayudar a e*plicar por qu5 algunos trabajadores han encontrado fisuramiento en comportamiento aparentemente a temperaturas por debajo de la temperatura solidus. +in embargo, muchas de las observaciones tambi5n son e*plicables simplemente por la presencia de traas de impureas que se han segregado en los bordes de grano. 7os dos efectos son claramente aditivos. ebido a la presencia de una pel)cula de l)quido en los bordes de grano, una deformaci(n mayor en el s(lido se producirá preferentemente en los bordes de grano, siempre y cuando la deformaci(n este por debajo de un valor cr)tico !Gurton y HreenBood "#&'. Esto e*plica el por qu5 la e*tensi(n del s(lido durante la fractura puede e*plicarse completamente por la suma de los efectos de !i' desliamiento de borde de grano, más!ii' la e*tensi(n debido a la apertura de grietas !Nilliams y +inger "#>:'.
ás tarde, durante el desliamiento en el borde de grano donde los granos están ahora en contacto sobre toda la superficie, tiene que haber una cierta deformaci(n del grano !a s) mismo'. 1ovi6ov y 1ovi6 !"#>>' encontraron producto de una cuidadosa investigaci(n con rayos D que la deformaci(n se limitaba a la superficie desliada de los granos. Además, a una temperatura pr(*ima al punto de fusi(n, la recuperaci(n de los granos es tan rápida que no se endurecen. ebido a que ellos permanecen en una condici(n relativamente blanda el flujo general de la mayor parte del material puede continuar con relativa facilidad. As), aunque el flujo esta ahora en realidad controlado por la mayor)a de los granos deformados, la apariencia bajo el microscopio es simplemente la del desliamiento de los granos a lo largo de los bordes. May que tener en cuenta que la e*tensi(n total debido a los diversos tipos de desliamientos en borde de grano !si están 3lubricados4 o no' ascienden a s(lo tal ve a un " o %F de deformaci(n. Además, la deformaci(n de esta magnitud surge durante la ampliaci(n de las grietas en s), como se discute a continuaci(n. 1./ Concentraci"n de ,eformaci"n
9ue 0ellini en "#=%, que llam( la atenci(n sobre la concentraci(n de tensiones que podr)a ocurrir en un punto caliente de una piea. Resulta ilustrativo para cuantificar la teor)a de 0ellini seguir los siguientes pasos simples. +i la longitud de la piea fundida es 7, y si tiene un coeficiente de e*pansi(n t5rmica , durante el enfriamiento de SL desde la temperatura l)quidus que se pondrá en contacto con una cantidad SL7. +i toda esta contracci(n se concentra en un punto caliente de longitud l, entonces la deformaci(n en el punto caliente esta dada por8 P J SL7Ql
!:.<'
/laramente, en el punto caliente la contracci(n por deformaci(n de la piea se incrementa por el factor 7Ql. 0ara la piea de ;&& mm de largo y un punto caliente de apro*imadamente ;& mm de longitud en su e*tremo, la tensi(n en el punto caliente se concentro "& veces. Esto se espera que se un resultado bastante t)pico$ aunque parece posible que a veces se puedan producir concentraci(n de tensiones de "&& veces o más. Es interesante observar que el problema en el punto caliente depende de la cantidad de tensi(n que se concentra en el, y esto depende del tamaño de piea adyacente al punto caliente, y de la temperatura a que se haya enfriado, mientras el punto caliente se mantiene caliente y en un estado d5bil.
0odemos aclarar el tamaño del problema mediante la evaluaci(n de un ejemplo en una piea de aluminio. Asumir que J%& * "& $>/$" y que la piea fundida se haya enfriado "&&T/. +i se ve obstaculiada su contracci(n, la deformaci(n que dará como resultado es, por supuesto, %& * "& $> * "&& J&.&&% J &.%F. Este nivel de tensi(n pone el material en su conjunto por encima del l)mite elástico, incluso a temperatura ambiente. !En los materiales que no muestran un claro punto de fluencia, la tensi(n de fluencia a menudo se apro*ima a la denominada tensi(n de prueba, en la que &." o &%F de deformaci(n permanente se mantiene despu5s de la carga.' En el punto caliente, por lo tanto, si el factor de concentraci(n de tensi(n se encuentra entre "& y "&&, a continuaci(n, la deformaci(n será de entre % y %&F. Estas son tensiones que producen una cantidad de e*tensi(n plástica permanente que se soporta con relativa facilidad por un material sano. +in embargo, el material que se ve debilitado por la presencia de 3bifilms4 en los bordes de grano, y que s(lo puede soportar " a %F de la tensi(n antes que falle, como veremos más adelante, no es de e*trañar que falle la piea. Además de la consideraci(n de que la tensi(n se concentra en el punto caliente, tambi5n es necesario tener en cuenta el número de bordes de grano que contiene el punto caliente. +i el tamaño de grano es grosero, el punto caliente puede llegar a contener solo un borde, con ciertas consecuencias desastrosas, porque todo el esfuero se concentra en esa pel)cula l)quida. +i el punto caliente contiene granos finos, y por lo tanto muchos bordes de grano, entonces se reduce la deformaci(n por borde. 0odemos cuantificar esto, ya que el número de granos de longitud l del punto caliente es lQa para granos de diámetro a. 0or tanto, si se divide la tensi(n en el punto caliente !9igura :.<' por el número de bordes en el, entonces tenemos la deformaci(n P b por borde P b J SL7aQ l%
!:.='
Esta claro que para reducir la tensi(n que esta tratando de abrir los granos, los factores beneficiosos incluyen !i' reducir la diferencia de temperatura, !ii' tener entre los puntos calientes más pequeñas longitudes totales, !iii' tamaño de grano más fino. +in embargo, la ecuaci(n :.= revela por primera ve que el parámetro más sensible es la longitud l del punto caliente, y si esto se reduce a la mitad, la tensi(n del borde de grano se incrementa cuatro veces. 1.0 Concentraci"n de tensiones
El problema de c(mo surge las tensiones suficientes durante el enfriamiento para iniciar y hacer crecer el fisuramiento en caliente puede que no sea importante. Esto se debe a que las fueras que están disponibles durante el enfriamiento son enormes, muy superior a lo que es necesario para que se produca una falla en una piea más bien d5bil. 0or lo tanto, podemos
considerar las fueras disponibles como irresistible, obligando a la piea a deformarse. ado que esta deformaci(n se producirá siempre la cuesti(n es si el fisuramiento en caliente es o no controlado por las tensiones, sino que depende de otros factores que veremos en esta secci(n. +in embargo, a pesar de estar sobrepasado, las fueras de resistencia que oponen la colada no son bastante despreciables. Huven y Munt !"#::' midieron las tensiones de solidificaci(n en aleaciones Al$/u. Aunque las tensiones son pequeñas, son reales, y muestran una liberaci(n de tensiones cada ve que se produce una grieta. 7as cargas a las que se produce la falla son de apro*imadamente =& 1 en una secci(n de %& mm * %& mm. 0or lo tanto la tensi(n es de apro*imadamente &." 0a !en comparaci(n con una fuera de más de "&& 0a a temperatura ambiente'. Lambi5n, como un detalle interesante, un cambio simultaneo en la velocidad de transferencia de calor a trav5s de la interfa metal$molde se detecta cada ve que la fuera de manutenci(n de la piea contra el molde era relajado. e acuerdo con los apro*imados resultados de Huven y Munts, 9orest y Gerovici !"#:&' llevan a cabo cuidadosos ensayos de tracci(n y han encontrado que en una aleaci(n Al$<.%/u tienen una resistencia de más de %&& 0a a %&T/, la cual cae a "%0a a =&&T/, y a % 0a a la temperatura solidus, y finalmente cae a cero a una fracci(n de l)quido de alrededor de %&F. /omo hemos mencionado antes, el otro tipo de tensi(n que puede estar presente podr)a ser un esfuero de tracci(n hidrostática en la fase l)quida. Aunque esto puede contribuir a la nucleaci(n de un poro, que a su ve podr)a ayudar a la nucleaci(n de un desgarr(, la presencia de una tensi(n hidrostática claramente no es una condici(n necesaria para la formaci(n de un fisuramiento, como hemos discutido esto anteriormente. 1ecesitamos un esfuero de tracci(n unia*ial para crear un desgarr(. -n último punto hay que destacar sobre la tensi(n a estas altas temperaturas. ebido a la fluencia !creep' del s(lido a alta temperatura cualquier tensi(n dependerá de la velocidad de deformaci(n. /uanto más rápido el s(lido se filtra, mayor será la tensi(n con la que se resiste a la deformaci(n. Uhao y colegas !%&&&' han determinado la conducta reol(gica de las aleaciones Al$<.=/u, y lo que ha determinado la tensi(n que lleva a la deformaci(n cr)tica en que el fisuramiento en caliente causara la falla. Este nuevo enfoque puede requerir las densidades de los bifilms para comprobar su similitud entre su muestra reol(gica y su probeta con fisuramiento en caliente, la cual claramente se comporta bastante mal. 7a elegante probeta ideada por Rappa y su equipo !athier %&&#' no ha definido la t5cnica de llenado, y uno solo puede suponer que el llenado es pobre, con defectos de arrastre en la
manufactura lo que confunde los resultados. +er)a de gran valor para redefinir esta prueba de aspecto atractivo que sea llenada sin comprometer la calidad del metal que esta siendo e*aminado. ".> Iniciaci"n del fisuramiento
0robablemente la visi(n más importante en el problema de inicio del desgarro fue proporcionado por Munt !"#:&' y urrans !"#:"'. Masta este momento la nucleaci(n de un fisuramiento no se aprecia ampliamente como un problema. El desgarr( se asumi( simplemente como una formaV El e*perimento realiado por estos autores es una enseñana en la profunda visi(n proporcionada por una t5cnica sencilla. 7os investigadores construyeron una celda transparente sobre un portaobjeto de un microscopio que les permiti( estudiar la solidificaci(n de un análogo de un metal. 7a celda fue conformada para proporcionar una esquina alrededor de la cual el material solidificado podr)a ser estirado por el giro de un tornillo. 7a idea era observar la formaci(n de un fisuramiento en caliente en una esquina aguda. El sorprendente resultado de este estudio fue que no importa lo mucho que el material solidificado se estiro en la esquina, sino que no era posible iniciar un fisuramiento en caliente en material limpio8 la mecla solidificada continuo e*tendi5ndose indefinidamente, las dendritas continúan movi5ndose creciendo y reorganiándose a si mismo. +in embargo, en raras ocasiones con la llegada de una inclusi(n o burbuja en una esquina, un fisuramiento se inicia de inmediato, e*tendi5ndose a trav5s de las dendritas y alejándose de la esquina. En su sistema, por lo tanto, el fisuramiento en caliente demostr( ser un proceso dependiente de la nucleaci(n. En ausencia de núcleo, el fisuramiento en caliente no se produce independiente de c(mo se aplica la tensi(n. Este hecho e*plica inmediatamente gran parte de la dispersi(n de los resultados del fisuramiento en caliente en pieas coladas8 id5nticas condiciones aparentes no dan id5nticos fisuramientos, o a veces el fisuramiento mismo. Es necesario recordar que en el trabajo de Munt y urrans el l)quido moja el molde, adhiri5ndose a una esquina aguda, por lo que requerir)a un defecto de volumen para ser nucleada el defecto no se crea fácilmente. En el caso de una piea de fundici(n, sin embargo, una esquina aguda con una re$entrada puede tener l)quido presente en la superficie de colada, pero no se espera que el l)quido moje el molde. e hecho, no es una complicaci(n que el l)quido permanece en el interior de la superficie o*idada. El esquema del l)quido fuera de esta superficie, análoga al caso de iniciaci(n de porosidad en la superficie, representa el crecimiento de la grieta desde la superficie, y puede implicar una
m)nima dificultad en la nucleaci(n. As), en el caso de grietas que se inicien en la superficie, las observaciones de Munt y urrans pueden no ser aplicables universalmente. +in embargo, el concepto sigue teniendo valor, como veremos inmediatamente abajo. En el caso de fisuramiento en caliente interno su observaci(n sigue siendo crucial. +in embargo, en el caso de aleaciones que forman (*idos s(lidos puede producirse una dificultad en el esquema hacia el interior ya que la pel)cula es muy r)gida, o la nucleaci(n de un fisuramiento en la parte interior de la pel)cula o*idada de cualquier manera, la iniciaci(n de de la superficie puede ser dif)cil en muchas aleaciones de colada. +in embargo, incluso en la superficie de una piea fundida que ha sido colada en una aleaci(n que no forma una pel)cula superficial, puede no ser simple la iniciaci(n de un fisuramiento. Es probable que el fisuramiento solo sea capa de iniciarse en los bordes de grano, no en el interior de los granos. Esto es debido a que las dendritas se integran de un grano interconectado, y crecen desde un único punto de nucleaci(n. 7as dendritas de granos vecinos serán, sin embargo, aquellas que no tienen v)nculos, y de hecho tendrán un crecimiento conjunto con braos dendr)ticos que se tocan, lo cual, no se ha observado en estudios de solidificaci(n de modelos transparentes. 7os braos se van acercando, pero el contacto final parece ser impedido por el flujo de l)quido residual a trav5s de una distancia !gap'. As), si un borde de grano no esta situado convenientemente en un punto caliente, donde se concentra la tensi(n, luego el fisuramiento tendrá dificultades de comenar. Esto es más común en pieas con grandes granos equia*iales como lo sugiere Narrigton y c/artney !"#:#'. +i un borde de grano esta situado favorablemente, se puede abrir a lo largo de su longitud. +in embargo, en el encuentro con el pr(*imo grano, que en general tiene una orientaci(n diferente, un progreso puede ser detenido, al menos temporalmente. 0or lo tanto un fisuramiento puede estar limitado a la profundidad de un solo grano. El efecto se puede visualiar como la primera etapa de la propagaci(n del fisuramiento en el modelo que muestra un grano he*agonal en la figura :.=. /onsiderablemente un mayor esfuero será necesario para asistir al fisuramiento a superar el escollo necesario en su ulterior avance más allá del primer grano. 0ara materiales con grano equia*ial fino en el que el diámetro de grano puede ser tan pequeño del orden de &."$&.% mm, la dispersi(n del problema se traduce en un gran número de finas fisuras, de un grano de profundidad, con lo cual podr)a ser eficiente decir que el problema ha sido resuelto. Esto se debe a que la profundidad de la grieta ser)a entonces de solo apro*imadamente &." mm. Esto esta de acuerdo con la magnitud de la rugosidad de la superficie, debido a que las arenas de fundici(n tambi5n tienen un promedio de tamaño de grano de entre &."$&.% mm. El fisuramiento a escala fina habr)a desaparecido efectivamente en la superficie áspera.
+in embargo, es justo destacar que el problema de la nucleaci(n de fisuras no se le ha dado la importancia que tiene en la mayor)a de los estudios anteriores. 7as dificultades de nucleaci(n ayudar)an a e*plicar gran parte de la evidente dispersi(n en las observaciones e*perimentales. 7a oportunidad de posicionar en forma adecuada un borde de grano, que por casualidad contiene un núcleo adecuado, tal como una pel)cula de o*ido plegada, permitirá un fisuramiento que se abre fácilmente. 7a falta de oportunidad desde el punto caliente permitirá a la piea solidificar sin defecto el punto caliente podr)a deformar en forma simple, con una elongaci(n para acomodar la deformaci(n producida. En la practica hay mucha evidencia para apoyar la afirmaci(n de que la mayor)a del fisuramiento en caliente desde bifilm arrastrados. /omo se ha mencionado anteriormente, el autor ha resuelto cada problema de fisuramiento en caliente que ha encontrado en fundiciones con solo mejorar el diseño del sistema de llenado de la piea. 7a propuesta de utiliar este enfoque ha generado incredulidad casi universal con su respectivo desprecio. +in embargo, cuando se aplica sistemáticamente en una fundici(n del área aeroespacial, los problemas de fisuramiento en caliente desaparecieron en la dif)cil aleaci(n Al$<.=/u$&.Ag !A%&"', para ser remplaados por problemas de hundimiento en la superficie. En comparaci(n con el fisuramiento en caliente, los sumideros superficiales son bien recibidos, y fácil de tratar por mejoradas t5cnicas de alimentaci(n !Lirya6ioglu %&&"'. El estudio realiado por /hadBic6 y el autor !"##' de la aleaci(n A%&" colada por mano en un molde de anillo que contiene un alma central de acero muestra que la falla por fisuramiento en caliente queda casi garantiada producto de que se evita la contracci(n. A la inversa, cuando el metal se hio pasar a trav5s de un filtro, y se cuela contra corriente !hacia arriba' del moldea una velocidad menor de &.= ms $" para asegurarse que se evitan los defectos, no hay anillos con fisuramiento en caliente. Este fue un resultado sorprendente, lo cual no muestra fallas en la mayor)a de las aleaciones propensas al fisuramiento en caliente del mundo, en una prueba diseñada para ma*imiar el fisuramiento en caliente. !emorable, cuando /hdBic6 lleg( a mi oficina para informarme de los resultados de la prueba de fisuramiento en caliente, el dijo que el ensayo es un fracaso, diciendo 3W/uál es el sentido de un ensayo de fisuramiento en caliente que no sufre fisuramiento en calienteX e quede sin habla. 9ue un momento especial para mi.' -n estudio similar fue repetido para la aleaci(n Al$"F+n por /ha6rrabarti !%&&&'. +e ilustra la superficie de desgarro en caliente que muestra la fractura frágil de la falla en esta aleaci(n !9igura :.<'. Esta aleaci(n tiene un amplio intervalo de solidificaci(n, cerca de <;&T/ !se e*tiende desde cerca de Al puto
a >>&T/ hasta casi +n puro a %;%T/' y que en el ensayo de anillo la aleaci(n aparece aún más susceptible a la falla por fisuramiento en caliente que la aleaci(n A%&". /uando la piea se alimenta cuesta arriba la prueba de anillo la mayor)a de las pieas continúan fallando. +in embargo, apro*imadamente "&F de las pieas solidifican sin grietas. -na ve más, la e*istencia de una piea sana ser)a poco menos que incre)ble. ?tra evidencia puede ser citada de la obra de +adyappan et al. !%&&"' que demostr( que su aleaci(n de Al fundida dio muchas y grandes fisuras en caliente, mientras que despu5s de limpiar el metal desgasificado se observaron solo un par de fisuras pequeñas. ion et al. !"##=' encontr( que en sus pieas de lat(n amarillo, la adici(n de Al a la aleaci(n promovi( el fisuramiento en caliente, tal como ser)a de esperarse de una presencia de una pel)cula de alumina que ha sido arrastrada durante un sistema de llenado con flujo turbulento. 1. Crecimiento de la fisura
Memos abordado el problema del crecimiento del desgarro en la secci(n anterior. +in embargo, tiene cierta repetici(n en que !"' el nacimiento del fisuramiento en caliente y !%' su crecimiento, a veces hasta un punto de madure impresionante, son fen(menos muy distintos. E*iste una evidencia creciente de que las fisuras están estrechamente relacionadas con bifilms. 2ueda por aclarar la naturalea de la relaci(n. 0or ejemplo !i' se inician las fisuras en los bifilms y posteriormente se e*tienden en la matri de la aleaci(nX o !ii' los bifilms producen las fisuras, de manera que el crecimiento de la fisura no es más que la abertura de los bifilms, de modo que el defecto se revela, de hecho cada ve más obvioX 7a evidencia esta demostrando que el mecanismo importante es !ii'. El fácil crecimiento en granos columnares donde se ha mencionado que la direcci(n de la tensi(n de tracci(n es en ángulo recto a los bordes de grano. +pittle y /ushBay !"#:;' observaron que el borde lineal formado entre los cristales columnares crece junto desde dos direcciones diferentes la cual es una ruta de crecimiento para que especialmente se propague fácilmente una grieta. Esto es confirmado por la e*periencia de la industria de laminados, en el que el plano diagonal que sale de las esquinas de los lingotes rectangulares, que define el plano de uni(n de los dos conjuntos de granos columnares de los dos lados adyacentes, es un plano común de falla durante las primeras reducciones. El problema se reduce redondeando las esquinas, o reduciendo el nivel de impureas cr)ticas. En lingotes de acero las impureas significativas son por lo general el aufre, y los llamados elementos residuales, tales como el plomo y el estaño.
7a e*plicaci(n en t5rminos de bifilms es que los granos columnares empujan los bifilms en los espacios intergranulares, por lo que es de esperar la falla a lo largo de estas superficies. 7a presencia de una delgada pel)cula invisible que se ubica en una posici(n entre los braos dendr)ticos e*plica la fractura que se observa en la figura :."a. 7a fractura es el paso siguiente a las pel)culas, la superficie fracturada presenta escalones según el número de escalones que son los braos dendr)ticos como se e*plica en la figura %.<;. 1aturalmente, la morfolog)a del fisuramiento en caliente tambi5n se ve en la fractura a temperatura ambiente que se observa en la figura %.<< y >.;&. Evidentemente, despu5s de alargarse y aplanarse producto del crecimiento de las dendritas, los bifilms es simplemente un fisuramiento en caliente que posiblemente se abre y as) se revela. +i no se abre durante la solidificaci(n, entonces podemos esperar que ocurra en un ensayo de tracci(n, o, más preocupante aún, que la abertura produca una falla en servicio. -na radiograf)a de rayos D de una aleaci(n de Al !figura %.<;c' por 9o* y /ampbell !%&&&' en la que el bifilms se ha abierto producto de una presi(n reducida que muestra los bifilms cerca de la superficie del molde donde se organian en ángulos rectos a la superficie por la acci(n de empuje de los granos columnares que están creciendo. En general, los bifilms y la consecuente porosidad están situados en los bordes de grano. +in embargo, los bifilms pueden atravesar el grano como se ilustra en la figura <.;. En todos los casos, sin embargo, las dendritas individuales que constituyen un grano nunca cruan un bifilm. Ellos no pueden crecer a trav5s del aire. Narrington y c/artey !"#:#' confirman los hallagos de +pittle y /ushBay !"#:;' cuando se dan cuenta que los granos equia*iales tambi5n promueven las condiciones de fácil crecimiento para un fisuramiento en caliente. Esto parece ser a que el fisuramiento puede propagarse intergranualarmente a lo largo del camino, debido al tamaño de grano fino, puede permanecer casi perpendicular a la tensi(n aplicada a escala macrosc(pica. En t5rminos de bifilms, el resultado es simplemente la observaci(n de la abertura del bifilm, orientado favorablemente en la direcci(n de esfuero, de los muchas bifilms generalmente presentes entre los pequeños granos. 0or el contrario, los granos equia*iales grandes dieron una mayor resistencia a la propagaci(n de la grieta. En este caso los bifilms se segregaron a planos a veces bien lejos de la direcci(n de esfuero, produciendo una mayor deformaci(n plástica en el intento de regreso de la grieta a su direcci(n de crecimiento promedio. Además, por supuesto, la distancia recorrida por la grieta se incrementa significativamente.
Es interesante la pregunta de la cantidad de trabajo de conformado plástico que se requiere durante la propagaci(n del fisuramiento El trabajo de deformaci(n se muestra fácilmente que es del orden de por lo menos "& < veces mayor que el trabajo necesario para crear la superficie de un nuevo fisuramiento. As) los argumentos basados en el efecto de la energ)a superficial limita el crecimiento de la grieta !como en el caso clásico de Hriffiths una grieta en un s(lido frágil tal como el vidrio' claramente no son relevantes en el caso de falla en un s(lido plástico tales como los metales en su punto de fusi(n. ".: *redicci"n de la Susce'tiilidad de Fisuramiento en Caliente
A trav5s de los años ha habido muchos intentos de proporcionar una teor)a de trabajo útil de fisuramiento en caliente. Recientemente, los intentos se han reducido a unos pocos contendientes serios. El ejercicio que se ha encontrado que sea más útil para discriminar entre ellos ha sido el intento de predecir la susceptibilidad al fisuramiento en caliente como una funci(n de la composici(n de las aleaciones binarias. Esta es una prueba útil en sistemas de aleaciones que muestran un eut5ctico. Al contenido de soluto cero la teor)a tiene que lidiar con un metal puro a bajo contenido de soluto solo estarán presentes dendritas de soluci(n s(lida, por encima de un l)quido de contenido critico de soluto eut5ctico aparece por primera ve, lo que produce un aumento de manera constante hasta el "&&F cuando el soluto aumenta hacia la composici(n eut5ctica. 7a capacidad para hacer frente a todos estos aspectos a trav5s de un único sistema de aleaciones constituye una prueba de la búsqueda de una teor)a, y cubre la mayor)a de las condiciones de solidificaci(n en pieas reales. -n resultado e*perimental t)pico se muestra en la figura :.>. Revela una curva pronunciada en punta que 9eurer !"#>' ha llamado una curva lambda, despu5s de de la forma de la letra mayúscula griega A. El problema es encontrar una descripci(n te(rica que permita a las curvas lambda simular los diferentes sistemas de aleaci(n.
9ig. :.> Respuesta de desgarro en caliente de la aleaci(n Al$/u que muestra un pea6 !es necesario e*trapolar un poco' a apro*imadamente &. /u usando la matri de anillo c(nico de Narrington y /artney ! "#:#', en comparaci(n con varios modelos te(ricos. Rangos de congelaci(n y tensi(n hidrostática por /ampbell !"#:#'. /yne y avies !"#'.
Es saludable tener en cuenta que para el sistema Al$/u cualquier predicci(n basada en el diagrama de equilibrio es totalmente err(neo. Aqu) el rango má*imo de intervalo de solidificaci(n se prev5 sea de =. /u, que podr)a conducir a los incautos a creer que el problema de má*ima porosidad y fisuramiento en caliente debe ser en este contenido de cobre. e la figura :.> se observa que el problema de desgarro en caliente esta claramente centrado en un lugar de diluci(n de la aleaci(n de apro*imadamente de solo &.= F de /u. /ualquier problema de fisuramiento en caliente casi ha desaparecido al llegar a =.F de /uV Es interesante ver el esfuero temprano en la predicci(n !/ampbell "#>#' que se ocupa del problema análogo de porosidad en un espectro de composiciones de aleaciones binarias. Aqu) se calculo la tensi(n hidrostática relativa desarrollada por el flujo de alimentaci(n de metal a trav5s de la malla de dendrita. 7a forma de la relaci(n de cálculo para el sistema Al$/u es mostrar en el supuesto de que el l)quido residual es del "F en volumen. El má*imo es casi e*actamente en el lugar que se hab)a predicho, lo que confirma la importancia fundamental de la llegada del l)quido eut5ctico a esa concentraci(n cr)tica de soluto. El resultado esta de acuerdo con el modelo de
Rappa !"###', lo que se podr)a esperar ya que ambos modelos se basan en el desarrollo de la tensi(n hidrostática en la ra) de las dendritas. El resto de las predicciones basadas en tensi(n hidrostática sigue mal estos datos e*perimentales particulares de Narrington y c/artney !"#:#', pero más de cerca los datos de +pittle y /ushBay !"#:;'. Este acuerdo intermedio refleja la capacidad general de los modelos para lograr un acuerdo justo con los datos e*perimentales en s) mismo que tienen una calidad más variable. Es sorprendente que un acuerdo con el modelo basado en la tensi(n hidrostática, as) como lo hacen con la iniciaci(n del fisuramiento en caliente, ya que no se espera que est5n estrechamente relacionados, como hemos mencionado anteriormente. 7a tensi(n hidrostática cae abruptamente con la llegada del l)quido eut5ctico, reduciendo drásticamente la porosidad de contracci(n como en el trabajo original, pero no reduce el fisuramiento en caliente como se concluye e*perimentalmente por Narrington y c/artney. Lambi5n tenemos que tener en cuenta que el fisuramiento en caliente no este bien relacionado con el rango de solidificaci(n fuera del equilibrio, como tambi5n es claro en la figura :.>. El enfoque te(rico de 9eurer !"#>' que aparece para e*plicar la forma de las curvas lambda se puede descartar de forma similar, ya que tambi5n se basa en el modelo de flujo de l)quido, y por lo tanto, en el desarrollo de la presi(n hidrostática, no en la tracci(n unia*ial !/ampbell y /lyne "##"'. -n enfoque te(rico alternativo al fisuramiento en caliente fue propuesto por /lyne y avies !"##'. Ellos asumen impl)citamente que la falla se debe a la tensi(n unia*ial, pero señalan que la tensi(n aplicada durante la etapa de alimentaci(n de masa y l)quido se acomoda sin problema en la piea. El problema de acomodaci(n de la tensi(n solo se produce durante la última etapa de solidificaci(n, cuando los granos ya no son libres de moverse con facilidad. efinen un coeficiente de susceptibilidad a la fractura8 /+/ J t vQ tr
!:.>'
onde tr es el tiempo disponible para el proceso de relajaci(n de tensiones tal como el flujo de l)quido y masa, y t v es el per)odo de tiempo vulnerable donde la grieta puede propagarse entre granos. El concepto es claro, pero la definici(n de los l)mites de aplicabilidad de estos diversos regimenes para diferentes sistemas de aleaci(n, no es fácil. +in embargo, como un primer intento de los autores asumen que el per)odo de tensi(n relajaci(n abarca un f l de fracci(n de l)quido de apro*imadamente &.>$&.", y el periodo vulnerable f v entre &."$&.&". 7as predicciones del esquema para el sistema Al$/u se muestran en la figura :.> para ajustar mejor los datos de Narrington y
c/arthney. 0ara el sistema Al$+i lo registrado correctamente predice una curva con la forma lambda y un má*imo correcto en &.; +i, tal como lo determinaron e*perimentalmente. 0ara los sistemas Al$g y Al$Un se encontraron que los resultados no se ajustan tanto. El ajuste para el sistema Al$g fue mejorado posteriormente por Yatgerman !"#:%', que modifico los l)mites del /+/. 0ara las aleaciones de magnesio /lyne y avies !"#:"' utilian su modelo para predecir el má*imo a %.& Un para el sistema g$Un y ;.& Al para el sistema g$Al !figura :.'. 7a pobre resistencia al fisuramiento de la aleaci(n que contiene inc es el resultado de su considerable mayor rango de solidificaci(n. +in embargo, a partir de los resultados de la prueba de anillo que se muestra en la figura :.: los má*imos que se observan son de apro*. ".& Un y ".& Al. 2ue los datos e*perimentales se verán afectados por la presencia de bifilms que, en general, reducen la composici(n de susceptibilidad de má*imos, con lo que los resultados están más en l)nea.
9ig. :. odelo de /lyne y avies para los reg)menes durante el cual se producen cualquier relajaci(n de la tensi(n o vulnerabilidad a el fisuramiento en caliente.
0or lo tanto, el enfoque parece básicamente s(lido y útil, a pesar de que no siempre es especialmente preciso en sus predicciones, como hemos visto anteriormente. 0or lo tanto, al igual que la mayor)a de las teor)as, invita a futuros refinamientos. /omo punto de partida, parece útil combinar el coeficiente de susceptibilidad al agrietamiento con la figura :.= derivada anteriormente de la tensi(n por los l)mites en la ona activa. Esto da un /+/ modificado como8 /+/ b
J SL7aQ l% Z tvQ tr
!:.'
[a e*iste suficiente evidencia que sugiere que esta ecuaci(n más general es al menos apro*imadamente e*acta. 7a figura :.# muestra como el tamaño de
9ig.:.: /omportamiento de fisuramiento en caliente de varias aleaciones sometida a la prueba de muerte de anillo.
9ig. :.# /omportamiento de fisuramiento en caliente de las aleaciones Al$/u utiliando una prueba de tipo @$de viga que muestra los beneficios de de colar a baja temperatura y afinamiento de grano !+pittle y cushBay "#:;'. 7os pea6 se e*trapolan para ilustrar un acuerdo cercano con la figura :.>
grano tiene un efecto significativo. Además varios investigadores con pruebas del anillo de diferentes diámetros confirman que la susceptibilidad de fractura es proporcional a la circunferencia del anillo !@sobe et.al. "#:'. Esta proporcionalidad a la longitud esta impl)cita en el diseño de las vigas en la prueba @ utiliando longitudes graduadas de ha !ver más abajo'. 0e6guleryu !%&"&' compara una serie de parámetros de /+/ para las aleaciones Al$+i y encontraron la figura :. para dar la mejor correlaci(n. El modelo de /+/ se ha e*tendido a la figuraci(n de aceros !/lyne el. Al. "#:%'. En las aleaciones 9e$+ la predicci(n del má*imo de /+/ a &."F+ se
observo que se completa con precisi(n en e*perimentos de avies y +hin !"#:&'. Aqu), como consecuencia de la complejidad de las aleaciones base hierro, el modelo /+/ es e*tremadamente útil en proporcionar un marco para entender los fen(menos !figura :."&', 0or ejemplo, Rogberg !"#:&' encontr( que para los aceros ino*idables que solidifican como aleaciones de 9e$\ fueron insensibles a las impureas de As, Gi, 0b, +n, 0, y /u, mientras que las que solidifican como 9e$ I sufren una grave perdida de ductilidad en caliente. Yujanpaa y oisio !"#:&' confirmaron que + y 0 fragilian el 9e$ I, pero no la ferrita$ \, pero la mejor resistencia a la fragiliaci(n fue proporcionada por una mecla de 9e$I y 9e$ \.
9ig.:."& Efecto del contenido de carbono sobre la longitud de la grieta en un acero colado en forma continúa.
9ig. :."" Lrayectoria preferida de flujo a trav5s de una malla simulada de granos equia*iales
El desarrollo más sofisticado de los intentos de predecir la susceptibilidad al fisuramiento en caliente ha sido la serie de acontecimientos ocurridos desde "### por Rappa y sus colegas. @nicialmente su modelo evalúa la contracci(n lineal y las contribuciones de contracci(n volum5trica a la tensi(n hidrostática, admitiendo que el modelo en esa etapa solo predijo la formaci(n del poro inicial y no se e*tend)a a la elaboraci(n de una grieta. -na serie de
publicaciones han surgido desde el %&&& con la ampliaci(n del concepto de un modelo granular, pero en el que los granos son distribuidos al aar. Este ha sido un gran avance en los simplistas modelos geom5tricos discutidos anteriormente, permitiendo que los detalles de la naturalea de la ona pastosa que se simula durante la etapa progresiva de solidificaci(n. 7a red de canales de l)quido residual se ve en la figura :."". -n resultado para una aleaci(n pastosa Al$"/u se ilustra en la figura :."%, y el flujo altamente no uniforme a trav5s de la ona se muestra en la figura :.";. 7os autores resumen su trabajo en la creaci(n de mapas morfol(gicos !figura :."<'. Aunque a estas alturas estas simulaciones son solo %$, una e*tensi(n a ;$ se manifiesta que es relativamente fácil. Esto representara un gran paso adelante en nuestra comprensi(n del proceso dentro de la ona pastosa. Aún as), la presencia de bifilms complicara estos patrones de flujo y las hará más complejas. 1o es de e*trañar que la ona pastosa a veces no permita ningún tipo de flujo, como se muestra en la figura >.".
9ig.:."% Uona pastosa calculada de granos equia*iales de una aleaci(n Al$"F/u enfriada a $"Ys$" en un gradiente de > Ymm$". Hranos en contacto mecánico se sombrean al mismo nivel de gris
9ig.:."; -n modelo de flujo de fluido y distribuci(n de presi(n en una ona pastosa equia*ial
como resultado de la contracci(n de solidificaci(n en una aleaci(n Al$"F/u con #:.
9ig.:."< apa de la ona pastosa basada en el modelo granular de Oernede et. al !%&&>'. Regi(n !a' contiene principalmente granos aislados !b' algunos tipos de contacto de grano que nos conduce a grupos aislados !c' Hrandes grupos que contienen algo de l)quido aislado !d' red s(lida continua pero grandes pel)culas continuas no e*isten !e' solidificaci(n completa.
9ig.:."= Lest de fisuramiento en caliente de Lri6ha y Gates !"##<' consistente en conos opuestos, entregando un par de resultados que pueden ser comparados reproduciblemente.
1.12 %étodos de Control
El ingeniero en fundici(n puede estar seguro de que hay una serie de diferentes enfoques para abordar los problemas de fisuramiento en caliente en la colada, o incluso, preferiblemente, prevenir tales defectos por una precauci(n apropiada. 1.12.1 %e&ora en el llenado del %olde
En la práctica, vale la pena repetir cualquier número de veces, el autor nunca ha dejado de tratar el fisuramiento en caliente simplemente actualiando el sistema de llenado, lo que garantia que el aire no es arrastrado en el metal en cualquier punto. 9undiciones enteras se han revolucionado por esta v)a. 0or lo
tanto esta es probablemente la t5cnica más importante para hacer frente a los problemas de fisuramiento en caliente. Es la evidencia más convincente de que el fisuramiento en caliente están fuertemente vinculados a la presencia de bifilms. 0or conocimiento del autor, y por desgracia, esta evidencia abrumadora aún no ha encontrado su camino en la literatura cient)fica de fundici(n. 1.12.$ ,ise3o de Colada
+e puede lograr mucho en la etapa de diseño de colada. 7a publicaci(n de Yearney y Raffin !"#:' se preocupa casi e*clusivamente de la prevenci(n de fisuramiento en caliente por ajustes del diseño de colada. En general se puede resumir diciendo8 !i' !ii' !iii' !iv' !v'
1o diseñar esquinas de entradas agudas 1o proporcionar una combinaci(n recta entre dos potenciales puntos calientes la curva de tales miembros 0roporcionar curvas en las entradas de manera que fácilmente se pueda acomodar la deformaci(n Angulo y conjunto e*terior de refueros y nervios que permitan una acomodaci(n más fácil de la deformaci(n 0ara colada por gravedad en coquilla !molde permanente' se recomienda una rápida remoci(n de cualquier alma de acero interna para reducir la contracci(n.
El lector apreciara la filosof)a general, aunque esta severa condensaci(n apenas hace justicia a la obra original de estos autores. Lambi5n es importante tener en cuenta que las rebabas de las pieas coladas como resultado de la mala colocaci(n de moldes y almas puede ser una fuente importante de limitaci(n en fundici(n. Es necesario identificar las fuentes reales de restricci(n, por lo tanto, para comprobar la piea directamente del molde. Loda esta lista terrible de advertencias debe ser puesta en conte*to. 0or la e*periencia del autor la presentaci(n de esquinas agudas y otros de los peligros geom5tricos nunca ha dado un problema, siempre que el metal l)quido sea de buena calidad, y siempre que el metal l)quido no ha sido afectado por un mal diseño del sistema de llenado. En cualquier caso, es común encontrar que el diseño es fijo y cualquier cambio implicara una negociaci(n significativa con el cliente yQo el diseñador, y puede eventualmente que no est5n de acuerdo. En tales situaciones, el ingeniero de fundici(n tiene que recurrir a otras opciones. Estas incluyen las siguientes.
1.12.) Enfriadores
El enfriamiento de los puntos calientes es una t5cnica útil. Esto reduce la temperatura a nivel local, fortaleciendo as) el metal llevándolo fuera de su rango de temperatura susceptible antes de aplicar ninguna deformaci(n y tensi(n significativa. ediante la reducci(n de la temperatura lo más cerca de la piea como un todo, el diferencial de temperatura que maneja el proceso se reduce, y cualquier concentraci(n de tensiones se redistribuye sobre una regi(n más grande de la piea colada. 0or lo tanto, un enfriamiento local es generalmente muy efica. Además de esta e*plicaci(n convencional, las investigaciones recientes han revelado que la acci(n de los enfriadores es más compleja. 7os enfriadores causan que el frente de solidificaci(n se desplace en forma rápida desde el enfriador, con un movimiento unidireccional. Gifilms, con su pel)cula de aire encerrado, son la última barrera de las dendritas que en la solidificaci(n no pueden progresar a trav5s del aire. El resultado es que los bifilms son empujados en la parte delantera del frente por lo que se aleja del vulnerable punto caliente. Esta es la ra(n de muchos problemas de arrastre, en lugar de aut5nticos problemas de contracci(n, parecen ser eliminados por la acci(n de un enfriador. 7a interpretaci(n usual !y por lo general bastante mal' es que el enfriador elimina la porosidad de contracci(n. Algunos aparecen como bifilms de (*ido, sin embargo, que se une a la superficie de colada !posibilidad en el punto en el que originalmente se pliegan' para que no est5n completamente libres de ser empujados hacia delante. Además, algunos están orientados de una manera tal que algunas de las puntas de las dendritas que avanan pasen por ambos lados del bifilms, como se ve en la figura %.<;. e cualquier manera, los bifilms están estructurados como una lámina plana, paralela a la direcci(n de crecimiento de las dendritas, y luego fijo en esta posici(n hasta que solidifica. Hrietas en ángulos rectos a la superficie del enfriador se pueden ver en la radiograf)a que se muestra en la figura %.<;. Lales planos separados fácilmente a lo largo de una capa de aire como resultado de una deformaci(n por tracci(n. Esto puede ocurrir durante la solidificaci(n, en forma de un fisuramiento en caliente como se muestra en la figura :.". Alternativamente, los planos y los pasos caracter)sticos se pueden ver en la superficie de fractura de tensi(n a temperatura ambiente como en las figuras %.<< y %.<>. 1.12./ Reduciendo la Contracci"n
-na reducci(n en la presi(n !o tensi(n' en la contracci(n de la piea fundida se puede lograr mediante la reducci(n de la resistencia del molde. /omo hemos señalado antes, esto es, en principio fácil de lograr. 7as opciones son8 !"' reducci(n del nivel de aglutinante en la arena del alma, aunque normalmente hay poco margen para ello, debido a que los que se encuentran operan en resistencias m)nimas para reducir los costos y facilidad de desmoldeo que utilia una fuera que asegure la no fractura de almas y defectos como resultado de un mal manejo y !b' debilitando el alma mediante el uso de una forma menos densa ! como la producci(n mediante soplado en ve del moldeado manual' o la modificaci(n del diseño haci5ndola esta hueca. Antes del desmoldeo del molde, y más rápido desmoldeo de machos, lo cual tambi5n puede ser útil. +in embargo, LBitty !"#>&' encontr( el efecto contrario sus fundiciones blancas sufrieron fisuramiento en caliente cuando se agitan previamente como resultado de tensiones adicionales puestas en la piea producto de la e*tracci(n del moldeV El$ahallaBi y Geeley !"#>=' muestran como pruebas apropiadas pueden llevarse a cabo en arenas que contienen diferentes aglutinantes. +e espera que una prueba de deformaci(nQ tiempo para la arena bajo una condici(n de gradiente de calentamiento para proporcionar una buena evaluaci(n de contracci(n impuesta por diferentes tipos de sistemas arenaQaglutinante. i+ylvestro y 9aist !"#' utilian su ensayo de anillo de arena moldeada para comprobar el efecto de los diferentes aglutinantes de arena en el fisuramiento en caliente en aceros al carbono. En un trabajo posterior en acero, +crata !"#:"' enumera los aglutinantes de arena que afectan el aumento del fisuramiento en caliente para secciones fundidas de menos de ;& mm. Estas son8 • • • • • • • •
Arena en verde !menos fisuramiento en caliente' Arena seca !arcilla como aglutinante' Aglomerante de +ilicato de +odio !/? % y tipos de endurecedores Ester' Arena +hell con resina aglutinante Resina AlquidicaQaceite !tipos perborato isocianato' Arena ligada con aceite Resina fenol$formaldeh)doQisocianato Resina furánica !peor fisuramiento'.
En el caso del peor aglutinante de arena, la resina furánica, es dif)cil de creer que el comportamiento t5rmico y mecánico del aglutinante sea el responsable del aumento en la incidencia del fisuramiento en caliente. 0arece probable que el aufre !o f(sforo' contenidos en la mecla del aglutinante contamine la superficie la superficie de la piea de acero fundido, favoreciendo la formaci(n de pel)culas en borde de grano de sulfuros o fosfuros, y haciendo as) que el metal sea más susceptible al fisuramiento.
En secciones más gruesas la mayor cantidad de calor disponible produce una mayor quema del aglutinante, lo que produce un mejor colapso de la arena del molde. 7os aglutinantes orgánicos se benefician de esto. 0arad(jicamente tambi5n se ve el sistema inorgánico basado en el silicato de sodio en esta lista el cual se beneficia de una manera similar. Este es probablemente el resultado de que el calor adicional conduce a un mayor ablandamiento yQo de fusi(n del aglutinante a alta temperatura. /uando el aglutinante se enfr)a, sin embargo, es bien conocido que se puede convertirse en una masa fundida v)trea, que puede ser dif)cil de eliminar del acabado de una piea fundida. Aun as), los aglutinantes de silicato modernos contienen agentes de degradaci(n que parecen haber resuelto este problema. 0ara pieas de fundici(n ferrosa las inclusiones en la arena que puedan quemarse rápidamente, dejan espacios en que la arena se puede mover, permitiendo una acomodaci(n mas rápida y mayor en el movimiento de la piea. Adiciones comunes a arena en verde son harina de madera, celulosa, y gránulos de poliestireno. 0lacas de espuma de poliestireno de %=$=& mm de espesor se han insertado en molde o alma en apro*. >$"% mm de distancia de la interfa de colada molde, dependiendo del grosor de la piea colada. 0or el contrario, refuero de varillas o barras en los moldes de arena o almas pueden reducir en gran medida la colapsabilidad de la parte del molde en que se colocan, y pueden causar desgarro local. En el caso de la fundici(n a presi(n por gravedad, donde el alma puede estar hecho de hierro fundido o acero, es común al construir el alma de modo que pueda ser retirada o se pueda colapsar hacia el interior tan pronto como sea posible despu5s de colada. /asi todos los pistones de aleaciones de aluminio se hacen de esta manera, con complejos colapsables de cinco pieas de almas internas. En esta última instancia, sin embargo, se ha de enfatiar que la eliminaci(n de la contracci(n despu5s de colada no es siempre una t5cnica fiable. Esto es porque el tiempo es dif)cil de controlar con precisi(n es decir, demasiado pronto puede resultar en una fractura del metal l)quido, y demasiado tarde causara agrietamiento. Es realmente mejor que depender de los sistemas pasivos. 1.12.0 So'ortes
7a colocaci(n de los soportes en una esquina o punto caliente a veces puede ser útil. 7os soportes probablemente no sirven para reforar, sino como aletas de refrigeraci(n. Lal ve predecible !a causa de que la conductibilidad de la fundici(n de acero es más baja que la del aluminio, por ejemplo', la fundici(n de acero que son enfriados son generalmente más malos en la prevenci(n del
fisuramiento!+crata, "#:"'. Aún as), algunas pieas grandes de acero colado se ven a veces que se tratan como 3soportes fisurados4, la colada eriada como un puercoesp)n. Estas caracter)sticas confirman la e*istencia de diseños de pobres sistemas de llenado. 1.12.4 Afinamiento de Hrano
+e espera que el afinamiento de grano de la aleaci(n pueda ser útil en la reducci(n del inicio de la grieta, como se indica en la ecuaci(n :.. +in embargo, es necesario tener cuidado de no pasar por alto el hecho de que si las condiciones se distribuyen entre muchos bordes, puede ser más fácil haciendo dif)cil la iniciaci(n subsiguiente de crecimiento de la grieta, como se discuti( anteriormente. 0or un raonamiento similar, una fácil iniciaci(n en un l)mite favorablemente situado entre granos grandes por lo general tiene problemas para crecer más allá de los primeros granos. Aun as), en general, los granos finos reducen la susceptibilidad al fisuramiento en caliente. 7a figura :.# muestra la mejor resistencia al fisuramiento por un afinamiento de grano en las aleaciones Al$/u. avies !"#&' encuentra un resultado similar para otras aleaciones de Al. 1ovi6ov y Hrush6o informan los efectos beneficiosos del afinamiento por +c y Ur en aleaciones de Al$/u$7i. LBitty !"#>&' confirmo que en una fundici(n blanca aleada con ;&F /r sufre severamente de fisuramiento en caliente cuando no se refina el grano, mientras que con adiciones de &."$&.%= de Li se reduce el tamaño de grano y se reduce el fisuramiento en caliente. +in embargo, en un e*perimento realmente esclarecedor para reducir el fisuramiento en caliente de un / !Enfriamiento irecto y continuo' de aleaciones de Al, 1adilla y colegas !%&&' introducen un afinador de grano en la cuchara antes de la colada, con 5*ito en el afinamiento de grano y eliminar las grietas. +in embargo, cuando se añade el mismo afinador de grano en la corriente de metal durante el vertido del molde, en la piea fundida hubo un 5*ito de afinamiento de grano, pero agrietado. Esto es claramente la instancia de los precipitados de afinante de grano rico en Li como bifilms en la cuchara y y5ndose al fondo de esta, de manera tal que el de bifilms eran claramente incapaces de separarlos, por lo que fueron trasladados a la piea colada, creando un e*celente afinante de grano, sino tambi5n e*celentes condiciones para la formaci(n de grietas en la presencia de tensiones de enfriamiento. 1.12. Reducci"n de la tem'eratura de Colada
7a reducci(n de la temperatura de colada puede ayudar a veces, como se ve claramente en las aleaciones Al$/u !9igura :.#'. Este efecto es probable que sea el resultado del logro de un tamaño de grano más fino. +i, sin embargo, el efecto tambi5n se basa en la reorganiaci(n del bifilms, entonces el efecto
puede ser sensible a la geometr)a8 en el caso que algunas direcciones sean más proclives a fallar si el bifilms son obligados a encontrarse a trav5s de direcciones de deformaci(n por tracci(n. 1.12. 5 Aleando
-na variaci(n de la composici(n de la aleaci(n, dentro de los l)mites de las especificaciones qu)micas de la aleaci(n, puede ayudar algunas veces. 7a adici(n de elementos para incrementar la fracci(n de volumen de l)quido eut5ctico puede ser vista como una ayuda por !i' el aumento de la e*tensi(n de la pre$fisuramiento por l)mite de grano lubricado de desliamiento, !ii' disminuci(n de la /+/ !coeficiente de susceptibilidad a la fractura'. /outure y EdBards !"#>>' confirman que las aleaciones de cobre se benefician de un aumento de la cantidad de l)quido durante la etapa final de solidificaci(n. El manganeso en aceros es bien conocido que reacciona con aufre para formar n+, de manera que la formaci(n del l)quido perjudicial de 9e+ se reduce en los bordes de grano. 0ara otros sistemas de aleaciones más complicados las respuestas no son tan sencillas. 0or ejemplo, en los primeros trabajos en el sistema Al$/u$g de 0umphrey y 7yons !"#:#, la relaci(n entre el fisuramiento en caliente y la composici(n es compleja, como fue confirmado por 1ovi6ov !"#>%' para varios sistemas Al$/u$D. Ramseyer et. al. !"#:%' investigo el sistema Al$/u$ 9e y encontr( que para ciertos rangos de composici(n el aumento de los niveles de hierro eran deseables para controlar el fisuramiento. Esta es una conclusi(n muy sorprendente que la mayor)a de los metalurgistas no habr)a predicho el hierro suele considerarse una impurea que fragilian la mayor)a de las aleaciones de aluminio de alta resistencia al ser evaluadas mediante pruebas de ductilidad a temperatura ambiente. El trabajo posterior de /hadBic6 !"##"' revelo que el efecto del hierro es proporcionar una red de cristales ricos en hierro alrededor de las dendritas primarias de aluminio, como un marco de andamiaje que aparece para apoyar y reforar la matri dendr)tica más d5bil. 1.12. 6 Reducci"n del largo de Contracci"n
Acortar la longitud sobre la que se acumula la tensi(n se consigue convenientemente a veces mediante la colocaci(n de un alimentador en el centro del largo. -na gran concentraci(n de calor en el centro de la secci(n de enfriamiento permitirá que la tensi(n pueda ser alojada en la regi(n plástica junto a la alimentaci(n. /ualquiera apertura de caminos intergranulares es probable de alimentar fácilmente de un alimentador que se encuentre cercano. 7a ubicaci(n cuidadosa del alimentador de esta manera divide efectiva una
piea fundida en una serie de longitudes cortas. +i cada longitud es suficientemente corta, las tensiones pueden ser ubicadas para evitar un desgarro. 7a ubicaci(n de los revestimientos aislantes tambi5n puede ser usada de la misma manera. En t5rminos de la ecuaci(n :.=, la t5cnica es equivalente a un m5todo para reducir la concentraci(n de tensiones al multiplicarlo por el número de puntos calientes, y as) aumenta el largo total l de los puntos calientes, mientras se reduce la longitud de contracci(n 7.
1.11 Resumen de las condiciones 'ara Fisuramiento en Caliente 7 *orosidad
7os hallagos de los investigadores como +pittle y /ushBay !"#:;' se resumen esquemáticamente en la 9igura :.">a. son claras las ventajas del tamaño de grano, pero es de importancia primordial los beneficios que se esperan de un metal limpio. 7a diferencia entre las condiciones para la aparici(n de la porosidad y la aparici(n del fisuramiento en caliente se ha mencionado varias veces. 7a 9igura :.">b representa un resumen de estas condiciones. /laramente, la porosidad se forma en la tensi(n hidrostática como resultado de una mala alimentaci(n, especialmente en el tipo de condiciones que se encuentran en una aleaci(n con estado pastoso. 7a alimentaci(n interdendr)tica conduce a una reducci(n de la presi(n que se describe mediante la relaci(n arcy, en el que el flujo laminar a trav5s de los canales interdendr)ticos sufre arrastre viscoso, produciendo una ca)da de la presi(n .As) estas condiciones e*isten en aquellas aleaciones que solidifican como soluci(n s(lida, y por lo tanto forman dendritas cuyos canales interdendr)ticos de forma c(nica hacia abajo se van estrangulando, la ma*imiaci(n de arrastre viscoso, produce una ma*imiaci(n de el potencial para la creaci(n de porosidad. Al aumentar el contenido de soluto en la aleaci(n lo suficiente para formar eut5ctico, particularmente en condiciones de solidificaci(n de no equilibrio, la tensi(n hidrostática !tria*ial' se reduce inmediatamente en gran medida debido a que los canales dendr)ticos se estrechan en un punto, pero ahora se truncan con un frente plano de eut5ctico. El potencial para la porosidad ahora disminuye bruscamente como se desprende de la figura :.">b. +i no e*iste ningún tipo de tensi(n unia*ial, el potencial para el fisuramiento en caliente a los primeros aumentos similares al potencial para la formaci(n de poros, será producto de la fuerte ca)da en la primera aparici(n del l)quido eut5ctico fuera del equilibrio, el que puede o no corresponder a la
susceptibilidad de fisuramiento en caliente dependiendo de c(mo se mide e*perimentalmente. 7os diferentes regimenes de tensi(n tria*ial y unia*ial corresponden a los regimenes para la incidencia de la porosidad y fisuramiento en caliente en los sistemas de aleaci(n como los que se ilustran en la figura :.">. El continuo bajo nivel de porosidad al aumentar el contenido de soluto al apro*imarse a la eut5ctica es el resultado de que queda solo un residual de gas$porosidad. Esto tambi5n, por supuesto, solo se produce debido a la presencia de una baja poblaci(n de bifilms.
9ig. :."> Resumen de !a' los modestos efectos del tamaño de grano y los poderosos efectos de los bifilms sobre el desgarro en caliente !b' la relaci(n estrecha y potencialmente confusa entre las condiciones para porosidad !dependiente de la presi(n hidrostática' y el desgarro en caliente !principalmente dependiente de la tensi(n unia*ial'.
El má*imo en el intervalo de solidificaci(n corresponde con el má*imo de porosidad y fisuramiento en caliente !/ampbell "#>#, Rappa "###'. /uriosamente, este má*imo tambi5n corresponde estrechamente con las composiciones de muchas aleaciones de conformado. Esto se debe a que las aleaciones de conformado se han optimiado en un contenido má*imo de aleaci(n en soluci(n, y evitando la presencia de duras fases eut5cticas que contribuyen muy poco en una resistencia adicional, y reducir otras propiedades tales como la resistencia a la corrosi(n. As), estas aleaciones sufrirán má*imo problemas de fisuramiento en caliente y agrietamiento durante la colada. 7a única ra(n por la que solo tales composiciones tienen 5*ito en la práctica es debido a las grandes precauciones tomadas por la industria de material conformado para colar un metal tan limpio como sea posible, y con un gradiente de temperatura lo más alto posible proporcionado por un enfriamiento intenso de agua. Aun as), la industria con colada continua esta preocupada por el agietamiento de los lingotes, en particular de algunas de las aleaciones más resistentes, y sobre todo al comieno de la colada. Esto debido a que despu5s de la limpiea del baño, la piea se inicia por la masa
fundida que cae y comiena la solidificaci(n en cientos de mil)metros desde la superficie, por supuesto, que genera enormes bifilms. Esto causa un agrietamiento del material colado alrededor de la cola de pato en la parte superior de la barra entrante. Aunque, una ve que el molde se llena, el resto de la colada no crea más bifilms los problemas por agrietamiento se e*tienden una larga e*tensi(n que puede alargarse la longitud de la piea a causa de la mecla y diluci(n progresiva del baño original fundido, la propagaci(n del bifilms original puede flotar libremente lejos del producto !solidificado'. 1.1$ Fisuramiento en caliente en Aceros Ino#idales .
7a falla en pieas coladas en acero ino*idable durante la solidificaci(n y enfriamiento pueden ser complicadas por los cambios de fase que pueden ocurrir durante el enfriamiento. El parámetro cr)tico es la ra(n /r eqQ1ieq que se discuti( en detalle en la secci(n >.>. 1ayal !"#:>' no duda en hacer que útil punto que es la estructura del acero durante el enfriamiento, es mucho más importante en lugar de la estructura a temperatura ambiente. El clasifica los aceros según sus reacciones estructurales durante el enfriamiento8 A.
7 ] 7 ^ I ] I 7 ] 7^I ] 7 ^ I ^ \ ] I ^ \
8.
7] 7^\ ] 7 ^ I ^ \ ] I ^ \
C.
7] 7^\] \ ] I^\
El rango de solidificaci(n de modo G corre para los valores de /r eqQ1ieq de ".<# a %.&. En un trabajo posterior junto a Geech los investigadores encontraron que en el caso de solidificaci(n totalmente en el modo G no se observan grietas, mientras que cuando hay presencia de los componentes A y / siempre dan lugar a grietas.
7os investigadores Yujanpaa y oisio !"#:&' encontraron que 0 y + son particularmente perjudiciales al favorecer el fisuramiento en los aceros que solidifican solo austeniticamente, pero no afectan a las que se solidifican con un poco de ferrita delta. 7a divisi(n entre los dos aceros esta n)tidamente definida /r eqQ1ieq J ".=. ?tro trabajo escandinavo, Rogberg !"#:&', confirma esta regla general para el caso particular de dos aceros que son tirados a alta temperatura en una maquina de ensayo de tracci(n. 7os aceros que solidifican en forma austen)tica son sensibles a una amplia gama de impureas, pero los aceros que contienen ferrita parecen insensibles a este problema. 1.1) Técnicas *redicti9as
Es muy valiosa la capacidad de predecir la ocurrencia de fisuramiento en una piea fundida. -no de los primeros intentos e*itosos suponiendo un comportamiento reol(gico de las aleaciones solidificadas fue hecho por 2ingchun et. al !"##"'. -n modelo no muy distinto a uno viscoplástico se ha beneficiado del poder de los computadores que 0o6orny, onroe, y Ge6ermann !%&&#' han demostrado que el lugar y gravedad del fisuramiento en caliente es predecible en las simulaciones de relativamente complejas pieas en aleaciones ligeras. Estos precursores de enfoque computacionales son los primeros que pueden llegar a habituales simulaciones computacionales que en su debido tiempo serán de uso comercial. 0ara tener una visi(n más cient)fica sobre los mecanismos de fisuramiento en caliente, el muy descriptivo modelo granular desarrollado por Rappa y colegas !"###$%&&#' es un modelo útil que a futuro puede ser necesario para comprender y predecir las fallas de tracci(n en un estado parcialmente solidificado. $.2 Agrietamiento en Frío $.1 General
Agritamiento en fr)o es un t5rmino general usado para enfatiar la naturalea diferente de la forma de falla con el fisuramiento en caliente. ientras la palabra 3caliente4 en fisuramiento en caliente implica una falla que ocurre a una temperatura por encima de la solidus, 3fr)o4 significa simplemente una temperatura más baja que la solidus, en algunos casos , por lo tanto, puede ser bastante calienteV.+olidus, aqu) significa, por supuesto, la verdadera solidus fuera del equilibrio !no el valor interceptado en un diagrama de !fase de' equilibrio'. El termino 3agrietamiento4!crac6ing' debe contrastarse con el termino 3desgarramiento4! tearing'.ientras un desgarro se produce como una falla irregular en un material d5bil, una grieta es más recta y más suave, y se lleva a cabo en materiales más resistentes y s(lidos. ado que representa la falla de un material resistente, la tensi(n necesaria para nuclear y propagar la falla es correspondientemente más significativa !en tensiones de fisuramiento en caliente es menos significativa, mientras el esfuero es importante'. e ve en cuando aparecen fallas que caen entre las categor)as de desgarro y agrietamiento. Lales problemas incluyen la frontera de las grietas que se forman en aceros debido a la presencia de elementos residuales de bajo punto de fusi(n, tales como las fases ricas en cobre, en los bordes de grano. 7a fase de cobre$cojinete esta l)quida entre "&&& y ""&&T/, con su ángulo diedro que cae a cero en este rango de temperatura, cubriendo !mojando' as) los granos. En este rango de temperatura, por lo tanto, el acero es particularmente susceptible a fallar por tensi(n !Nieser "#:;'. 7a temperatura esta muy por debajo de la solidus! en t5rminos del sistema 9e$/', el agritamiento no se
producirá fácilmente a temperatura más alta debido a que la fase l)quida no moja tan bien, y por lo tanto, no cubre una gran parte de la ona de borde de grano. Oolviendo a la grieta en 3fr)o4, la fuera motri para la nucleaci(n y propagaci(n de la grieta en fr)o es la tensi(n. 7as diversas formas en que las tensiones pueden surgir y concentrarse en pieas de fundici(n se han tratado anteriormente y no se repiten aqu). +in embargo, un mecanismo no pre$ tratado es el de cambio de fase en estado s(lido. En aceros que se transforman desde la estructura \ a I, la gran reducci(n de volumen se ha sugerido como una fuente potencial de tensi(n debido a las grandes deformaciones implicadas !Helperin "#<>, Hrill y Grimacombe "#;'. e hecho, el cambio de volumen que ocurre durante el colapso de la ferrita cúbica de cuerpo centrado a la fase austenita de empaquetamiento compacto es cerca de "."
7as grietas comienan a partir de onas de aumento de tensiones. -n aumento de la tensi(n puede ser debido a un cambio brusco en la secci(n de la piea. +in embargo, este problema es bien conocido por los diseñadores, y en cualquier caso no es probable que cause aumentos de tensiones por mucho más que un factor dos. +e producen tensiones más graves cuando se tienen caracter)sticas más agudas tales como o*ido de plegado !bifilms' que constituyen un tipo de grieta que se produce en el momento de colada de la piea fundida. Estos defectos son tanto más peligrosos porque pueden ocupar una gran secci(n de la piea colada, pero al mismo tiempo son dif)ciles de detectar. 7os bifilms de o*ido son probablemente los más importantes iniciadores de grietas en aleaciones ligeras. Esto es claro porque a partir de la e*periencia diaria en fundiciones, pieas hechas con un buen sistema de alimentaci(n y entrada, por lo general, no son sensibles a los problemas de agrietamiento.
Oolviendo ahora a las tensiones involucradas durante y despu5s de la solidificaci(n de una soldadura, esta puede producir una tensi(n muy alta debido a la contracci(n de metal s(lido de los alrededores. Este material circundante esta cerca de la temperatura ambiente y por lo tanto muy fuerte. En tal caso i*on !"#:' ha observado que las grietas comienan a partir de tales sitios inocuos como microporos. +in embargo, estos defectos pequeños y relativamente redondeados son iniciadores improbables a pesar de la elevada fuera de conducci(n. Lambi5n es más probable que el microporo este ubicado en un bifilms, y son estos bifilms son la causa de iniciaci(n de la grieta. +olo observaciones muy cuidadosas con un +E ser)an capa de resolver estas dudas. En el caso de la fuerte serie de aleaciones de Al &&&, 7alpoor y sus colegas !%&&#' utiliaron el análisis de elementos finitos en una coladora !/' semi$ continua de palanquillas y planchas gruesas. Ellos tienden a conocer los niveles de estr5s, estimar los tamaños cr)ticos de defecto para que se inicie una falla catastr(fica. 7os diámetros de estas grietas en forma de 3un centavo4 deben tener entre ; y "& mm para que se inicie la falla. Gifilms de (*ido son de esperar que tengan más que este tamaño como resultado de un llenado turbulento del molde. e hecho bifilms de hasta "&& mm de diámetro no ser)a sorprendente encontrar. Estas fallas repentinas y de tipo frágil son siempre de esperar. 5.$.) Crecimiento de la Grieta A medida que la colada se enfr)a, la tensi(n Crelajaci(n por fluencia se hace cada ve más lenta, y con el tiempo se detiene por completo. As), desde este punto en adelante, una mayor contracci(n solo acumula deformaci(n elástica y el consiguiente estr5s. 7a tensi(n acumulada esta disponible para hacer crecer la grieta con una gran velocidad hasta grandes tamaños. 7ess !"#<>' informa que fundiciones de aleaciones de aluminio de alta resistencia coladas en molde de arena diseñadas para que se produca fisuramiento en caliente al restringir la contracci(n de los e*tremos de las barras. +i el sistema de contracci(n no es colocado en libertad antes de que de que la colada llegue a %&&T/ se escuchara un fuerte crujido correspondiente a la fractura completa de la barra. 9allas similares durante el enfriamiento de fundiciones de acero tambi5n son bien conocidas, como fue, por ejemplo informado por +teiger ya en "#";.
espu5s de las tensiones producto de la transformaci(n de delta a austenita por encima de apro*imadamente "<<&T/, durante el enfriamiento adicional de la fundici(n de acero hay una sucesi(n de intervalos de temperatura especialmente vulnerables. 7a siguiente lista no es e*haustiva.
". 7as fundiciones de acero al carbono se fragilian si se encuentran durante un per)odo e*cesivo entre apro*imadamente #=& y >&&T/ !Marsem et. al "#>:'. Guta6ov et al. !"#>:' cita hidrogeno, aufre y f(sforo que aumentan la fragiliaci(n en el intervalo de #&&$>=&T/, y en la superficie de la fractura intergranular se e*hiben diversas formas de sulfuros, en particular n+ y 9e+. Marsem !"#>:' añade carburos y Al1 a esta lista. esde nuestra posici(n privilegiada de conocimiento, parece probable que muchas de estas investigaciones fueron influenciadas por la presencia de bifilms. Al menos algunos de estos problemas son susceptibles de ser asociados con las tensiones de la transformaci(n de austenita a ferrita. 1uevas investigaciones son necesarias ahora para clarificar esto. %. Aceros impuros de baja aleaci(n sufren de manera similar en el rango de ==&$;=& T/ !7oB "#>#'. ;. 7os aceros de bajo carbono son susceptibles a la fractura frágil si la deformaci(n se produce en el rango de ;&&$"=& T/, la llamada fragilidad aul, o en el rango de fragilidad de revenido !serv) "#>%'. En su revisi(n, Nieser !"#:;' enumera los principales contribuyentes para la fragilidad de revenido como antimonio, ars5nico, estaño, y f(sforo. +e han encontrado que estos elementos segregan a los bordes de grano anteriores de la austenita. ados que estos bordes de grano, en general, coinciden con los bordes de grano de ferrita, por lo que la grieta será intergranular una ve más. +in embargo, es complicado el efecto de estos y otros elementos en los diversos tipos de aceros, al no ser la misma en todos los casos, por ejemplo, el estaño en concentraciones sobre &.&& a &&T/ para los colores más oscuros.
