ANÁLISIS DE FALLAS EN LA REGIÓN DE CONTACTO...

MEMORIAS DEL XVIII CONGRESO INTERNACIONAL ANUAL DE LA SOMIM19 al 21 DE SEPTIEMBRE, 2012 SALAMANCA, GUANAJUATO, MÉXICO

Derechos Reservados © 2012, SOMIM

ANÁLISIS DE FALLAS EN LA REGIÓN DE CONTACTO DE ENSAMBLES APRESIÓN

1Bedolla Hernández Jorge, 2Szwedowicz Wasik Dariusz, 2Martínez Torres Arturo, 1Flores Lara Vicente, 1MoraSantos Carlos Alberto, 2Cortés García Claudia, 1Bedolla Hernández Marcos, 2Martínez Rayón Eladio.

1Departamento de Metal Mecánica, Instituto Tecnológico de Apizaco - ITA, Av. Tecnológico s/n, Apizaco, Tlaxcala,México. Teléfono: 01 241 41 72010 ext. 120

2Departamento de Ingeniería Mecánica, Centro Nacional de Investigación y Desarrollo Tecnológico - cenidet, InteriorInternado Palmira s/n, Cuernavaca, Morelos, México. Teléfono 01 777 3627770, ext. 122

[email protected], [email protected], [email protected], [email protected],[email protected], [email protected], [email protected], [email protected]

RESUMEN.

En el presente trabajo se analiza la propagaciónde grietas en ensambles a presión, para lo cualse usa un ensamble cónico buje-polea típicocomo elemento de estudio. Dentro de la regiónde contacto se analiza la distribución deesfuerzos de contacto en el ensamble, la cualdetermina las regiones potenciales de iniciaciónde las grietas. Esas regiones se consideran deacuerdo a las dos zonas de transición quepresentan las presiones de contacto en elensamble. En el estudio numérico se incrustauna grieta en cada una de esas regiones. Lasdimensiones de la grieta corresponden a la fasede iniciación de la falla, y mediante el softwareAbaqus® de elemento finito y su módulo X-FEMse analiza la propagación y cambio de direcciónde cada grieta, como función de la fuerza deafianzamiento en la unión. Finalmente seestablece la magnitud de propagación de lasgrietas y se presentan alternativas paradisminuir su efecto en este tipo de uniones.

ABSTRACT.

In the present paper, cracks propagation in atypical conical assembly is analyzed. Theassembly is carried out for contact and pressurein the contact interface between mechanicalelements. The analyzed elements correspond to abushing and a pulley, with conical geometry oncontact surfaces. Inside contact regions, and as afunction of the stress distribution generated bythe loads, the potential regions of cracksinitiation were determined. Those regions areconsidered to coincide with transition zones ofcontact pressure. For each transition zone a crackwas embedded for the numerical analysis. Thedimensions of those cracks correspond to theinitiation phase; it permits to analyze the cracks

propagation. By means of Abaqus®, finiteelement software, and its X-FEM module thecracks evolution in magnitude and direction wereanalyzed. The propagation magnitude isestablished and some directions to diminish itseffect in this type of assembly were considered.

INTRODUCCIÓN

Las máquinas y sistemas mecánicos requieren dela interacción de diversos componentes pararealizar su función. Los tipos de uniones yensambles definen las interacciones de contactoen particular. La función básica de un ensamblees unir componentes, lo cual se puede lograr pordiferentes medios. Dentro de los ensambles porajuste y presión destacan cuatro tipos: uniónesférica, unión de contacto lineal, unióncilíndrica y unión cónica [1]. Los ensambles conuniones cilíndricas y cónicas presentarcualidades similares, pero dependiendo de suaplicación la distribución de fuerzas y esfuerzosresultan diferentes. Un ensamble cónico enprincipio tiene mejor distribución de fuerzas queun ensamble cilíndrico, porque para la mismalongitud axial, el ensamble cónico tendrá mayorárea de contacto. Con esto, se infiere que unensamble cónico presentará menor desgaste ymayor vida nominal, y puede usarse enaplicaciones diversas como bujes, válvulas,bridas, adaptadores, porta herramientas, entreotros.

Los ensambles a presión trabajan por la acciónde cargas normales y cortantes en su interfaz decontacto. Por el funcionamiento propio de esasuniones, las cargas pueden provocarmovimientos relativos entre componentes encontacto. Por lo que garantizar una adecuadafuerza de afianzamiento en la unión esimportante para prevenir fallas por

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deslizamiento. Sin embargo, a pesar degarantizar las fuerzas necesarias del ensamble,los movimientos relativos entre las superficies encontacto son posibles, aunque de magnitudesmenores como puede ser a nivel de deformacióny de micro-deslizamientos. Esto genera esfuerzosnormales y tangenciales en las superficies, queinducen daños dando lugar a la formación degrietas y su posterior propagación en las regionesde transición de contacto. Un tipo de falla enestas condiciones es la fatiga por fretting, queaparece en componentes de máquinas yestructuras donde aparentemente no existenmovimientos relativos. Ese fenómeno considerael estudio de iniciación y propagación de grietasde un componente debidas a microdeslizamientoen la región de contacto.

En 1941 se realizó el primer estudio sobrefretting fatiga [2], concluyendo que la reducciónde vida por tal efecto estaba entre el 13% y 17%.Fenner y Fields en 1958 [3] demostraron que eseproceso acelera la iniciación de grietas; en fatiganormal la iniciación puede tomar el 90% de lavida a fatiga, mientras en fretting la iniciaciónpodía ocurrir en tan solo el 5%. Taylor yWaterhouse [4] reportaron que el origen de lasgrietas por ese proceso está en el límite entre lasregiones de deslizamiento y adhesión delcontacto. Gessesse et al. [5], analizaron lainiciación y propagación mostrando que la grietacrece inicialmente paralela a la superficie y luegose dobla hacia ésta para formar un polvoresultante del desgaste. También indicaron que latasa de crecimiento de la grieta dependeprincipalmente del coeficiente de fricción y lapresión de contacto. Giner et al. [6] estudiaron lainfluencia de la carga, los ángulos de crecimientode grieta y su incremento, así como la variaciónde respuesta durante la aplicación de condicionesde deslizamiento.

Experimentalmente se comprobó que la primeraparte de la propagación de la grieta se produce enun plano inclinado de la superficie entre 15° y35°, y para crecer cambia a una orientación entre75° y 90° [7]. El cambio de dirección se producea una profundidad pequeña (alrededor de 20µm), y la hipótesis más sencilla es considerar quecrece en línea recta. A causa de los esfuerzosglobales que actúan en un elemento de ensamble,una vez iniciada la grieta, ésta tiene capacidad depropagarse incluso hasta el fallo final [8].

En la evolución de la grieta se distinguen dosfases: iniciación y propagación. Si bien, no todaslas grietas en la interfaz de contacto propagan (lamayoría regresan a la superficie), normalmenteson sólo dos las principales en la región detransición del contacto que siguen progresando alinterior del elemento mecánico. En el presenteestudio se considera la etapa I de iniciación y laetapa II de propagación, como se indica en laFigura 1. En la etapa I algunos autores tomancomo longitud de grieta el tamaño del defectocaracterístico del componente, como la rugosidadsuperficial [9]. Otros autores [10-12] usan unalongitud de grieta de 1 mm, y otros más [14-15]obtuvieron experimentalmente grietas de la etapaI con longitud de 100 µm, las cuales crecen deforma casi perpendicular a la superficie.

De la revisión de la literatura se aprecia que noexiste un consenso general para definir dóndetermina la fase I y empieza la II [9-12], cadaautor usa diferente modelo para calcular la vida.Por lo tanto, en este trabajo se considera que lagrieta inicia rápidamente (prácticamenteespontaneo) y todo el proceso se consume enpropagarla, llegando incluso al fallo final.

Para el desarrollo del presente trabajo se planteancondiciones de pequeños desplazamientos, seespecifican los elementos componentes de launión, sus características, restricciones y cargas.El sistema en estudio corresponde a unarevolvedora de concreto, cuya transmisiónincluye una unión cónica buje-polea propensa apresentar daño por fretting. La unión seselecciona por ser comercial, y su rango deaplicación en transmisiones es amplio. Puedeusarse bajo cargas cíclicas, lo que propiciadesplazamientos en las regiones de contacto conafianzamiento por presión y fricción.

Figura 1. Etapas de la grieta en el elemento en contacto.

Etapa I

Etapa II

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A partir de la geometría de la unión, se genera elmodelo discreto para realizar las simulaciones,mediante el método de elemento finito y elsoftware Abaqus®. Esto permite determinar elperfil de las presiones de contacto y las regionesde transición de “deslizamiento y pegado” (stick- slip). Se incrustan las discontinuidades en lasregiones de transición de contacto. Se analizanuevamente la unión con la carga y las grietasiniciales, con lo que obtienen la evolución deéstas.

Para pequeños deslizamientos es importantemodelar el proceso de crecimiento de la grieta,de forma que pueda estimarse la falla delcomponente. Además es conveniente que comoresultado del análisis se presenten alternativas dediseños, que cumplan con el tiempo de vidaprevisto. Es deseable diseñar ensamblesaproximando la vida por fretting fatiga, así comotambién la evolución del daño. En este sentido, elpresente trabajo pretende contribuir a obtenerestimaciones de la evolución de las grietas enelementos de ensamble a presión; en este casoparticular para superficies de contacto cónicas.El interés en este estudio radica en que sonelementos comunes de ensamble, pero lainformación relacionada con fallos en su interfazde contacto es escasa.

DESARROLLO

Para el trabajo se consideran las etapas deiniciación y propagación de las grietas en lainterfaz de contacto del ensamble. Se consideraque la iniciación es instantánea y que la mayorparte del proceso lo consume la propagación

Elementos del ensamble

El buje intercambiable tipo “L” [16] y una poleatipo “AK49H” [17] son los elementos en estudio.El buje no cuenta con cuñero, y para efectos delanálisis la geometría se considera sin ranura. Deacuerdo a los datos técnicos del fabricante de loselementos de unión [16-17], se realizó el diseñodel modelo en 3D que permite generar lageometría discreta a usar en las simulacionesnuméricas. La Figura 2 presenta los elementosque componen la unión en estudio, la cual tienelas siguientes dimensiones nominales [16]:A=8.73 mm, B=33.33 mm, D=63.5 mm, E=25.4mm, F=23.02 mm, G=4.76 mm, H=2.38 mm, L=34.13 mm, y ángulo de conicidad de la polea de1.79°.

a) b)

c)

d)Figura 2. Modelo en CAD: a) Buje intercambiable L, b)polea AK49H, c) sección del ensamble para el modelo

discreto, y d) esquema de dimensiones de la unión.

Geometría Discreta

En la geometría discreta del modelo se considerala sección transversal que se presenta en laFigura 2c. Se importa la sección al softwareAbaqus® y se genera un sector a 45° del modelo.Para la correspondencia de interpretación deresultados, el modelo se realiza en coordenadascilíndricas. Se crean las interacciones en lasregiones de contacto de forma tal que la flecha yel buje se unen rígidamente. La interacción entre

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la polea y el buje se considera con potencialdeslizamiento y fricción, el coeficiente defricción usado para el análisis es 0.21. El cual seobtienen en función de las fuerzas de adhesión, yde acuerdo con Rabinowicz se calcula por [18]:

(1)

donde: τ=esfuerzo cortante, 6.6*109 [19];Hm=dureza del material, 4 [20]; Wab=trabajo deadhesión, 0.458 [18-19]; θ=ángulo de contacto,5° [21]; y un radio de unión r = 3.3*10-10. Con loque se obtiene el valor del coeficiente defricción.

Las restricciones de movimiento impuestas almodelo mantienen a la flecha sin movimiento, ylimitan el desplazamiento del buje y polea endirección tangencial. Con el sistema decoordenadas usado, esa última restricciónmantiene unido y en contacto el buje y la polea.La fuerza aplicada a la polea en dirección axiales de 2500 N (fuerza recomendada por elfabricante [17]). Para efectos de la simulación sesustituye la fuerza axial por presión en la poleapara generar la unión. El área, cuyo plano esperpendicular al eje axial de la unión, en que seaplica la presión es de 2508 mm2, por lo tantopara obtener la fuerza equivalente de 2500 N endirección axial se requiere una presión de 1N/mm2. La polea es el elemento en estudio, porlo tanto tiene un mallado fino. La Figura 3muestra la geometría del sector con restriccionesde movimiento y cargas axiales que enclavan lassuperficies cónicas y generan la unión, así comola malla usada en las simulaciones numéricas singrieta.

Transición de la región de contacto

La Figura 4 presenta la presión de contacto en lasuperficie de la polea obtenida de la simulación.Con esto se identifican las regiones de transiciónde contacto en la superficie de la polea. Lapresión de contacto obtenida en la Figura 4, secompara contra la presión promedio calculada enforma analítica. Para la comparación se toma dereferencia la descomposición de fuerzas que semuestra en la Figura 5. Con equilibrio estático yla geometría de esa última, la fuerza normal decontacto como función de la fuerza axial deapriete se establece por la ecuación (2):

FNormal =∗ ( )( ) (2)

a) b)

c)Figura 3. Geometría discreta del sector de 45°del modelo: a)condiciones de frontera y presión en la polea, b) ampliacióndel sistema coordenado usado y c) malla de los elementos.

Figura 4. Presión de contacto [N/mm2] en la superficie de lapolea.

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a)

b)Figura 5. Componentes de fuerzas en el ensamble, donde a)representación del ensamble y b) fuerzas en la superficie de

contacto de la polea

donde: FNormal es la fuerza normal de contacto;es la fuerza de apriete, 2500N; ρ es el

arctan (µ); µ es el coeficiente de fricción, 0.21; yα es el ángulo de conicidad de la polea, 1.79°. Enfunción de esos datos, se obtiene una FNormal=10350.52 N. De acuerdo con el fabricante [17] elárea de contacto de la polea es 2914.16 mm2, loque representa una presión de contacto de 3.55N/mm2. Promediando la presión de contacto dela Figura 4 se obtiene un valor 3.72 N/mm2, loque representa una diferencia porcentual de4.57 % con relación al cálculo analítico. Estadiferencia se considera aceptable, y en eseentendido se supone que el modelado de laspresiones de contacto es adecuado para realizarlas simulaciones del ensamble.

En función de la fuerza normal de contacto y delcoeficiente de fricción se establece la fuerza defricción en la polea. Las fuerzas entre doscuerpos para que se genere el fenómeno de

fretting son: fuerza normal N, que mantieneunidos a ambos sólidos, y la fuerza tangencial Q,que induce el deslizamiento entre estos. Losesfuerzos a causa del contacto, dan lugar a unalto gradiente de estos. Dadas lasconcentraciones de esfuerzo, también sepresentan fuerzas de fricción de mayor magnituden las regiones de transición del contacto; esdecir, donde se tiene un contacto firme y elcambio a la región donde se presenta potencialdeslizamiento a causa de las cargas separadoras.

Para establecer la ubicación de las regiones detransición se consideró una revolvedora deconcreto que durante su operación presentaoscilaciones en forma continua, lo cual tiende aprovocar el aflojamiento de los ensambles. Lasoscilaciones y vibraciones transmitidas a loselementos de unión tienden a modificar lascondiciones de contacto, y de igual manera semodifica en forma oscilatoria el torque aplicadoa la polea. Para este sistema el torque nominalpromedio aplicado a la polea (motor de 2HP a600 rpm) es de 10.3 Nm [22]. En este tipo detransmisión las bandas en “V” presentanproblemas de vibración por diversas causas:distención, desalineación en poleas,excentricidad de poleas, y resonancia. Si seconsidera una falla del sistema a causa dedesalineación de solo 0.01° en las poleas, loscomponentes del torque y la fuerza axial deacuerdo a la Figura 6 son:

a) b)Figura 6. Esquema de desalineación, donde a) esquema de

desalineación y b) descomposición de fuerzas.

Faxial

NT

Faxial R

N/cos ρρ α

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TorqueA = FuerzaA *r0 (3)FuerzaA=TorqueA/r0 (4)

=10.30/0.02063=500 N

Calculando la reacción de la fuerza endireccional axial del eje, se tiene que:

FuerzaB= FuerzaA * seno α (5)=500 sen (0.01°)= 0.095 N

En ese sentido con un desalineamiento en laspoleas de transmisión de 0.01°, la fuerzaseparadora en la interfaz de la unión es de 0.095N. Ésta corresponde a oscilación alternadadurante la operación nominal del sistemamecánico, la cual se contrarresta en la unión porla fuerza de fricción en la interfaz de contacto.De esta forma se establecen las regiones detransición, basadas en las regiones donde lafuerza separadora tendería a mover la superficiede unión (fuerza de fricción menor a la fuerzaseparadora, slip) y otras donde la fuera defricción es superior a la fuerza separadora, locual tiende a mantener la unión firme en es esaszonas (stick).

Los límites al interior de la región de contactodonde por un lado la unión tendería a moverse (opresentar microdesplazamientos), y por otro seconsidera unida firmemente, son las regiones detransición que se consideran propicias para laaparición y propagación de las grietas a causa delgradiente de esfuerzos. Estas regiones semuestran en la Figura 7, para la superficie decontacto de la polea.

Propagación de grietas

Una vez definidas las ubicaciones para lapotencial aparición de las fallas en la superficiede contacto de la unión, se realiza la simulaciónde la propagación de las grietas en la polea. Dadoque no existe un consenso general para delimitarlas fases de iniciación y propagación de la grieta,en este estudio se considera que la iniciación seproduce en forma instantánea y todo el procesode análisis se consume en la etapa II decrecimiento de la grieta. El presente trabajoconsidera la longitud inicial de grieta en su etapaI de 100 µm, esto en función de la cantidad detrabajos reportados en la literatura queconsideran esa longitud [15]. En las regiones detransición 1 y 2, cuya ubicación en la polea semuestran en la Figura 7, se inserta en el modelodiscreto las grietas 1 y 2 respectivamente.

a)

b)Figura 7. Regiones de transición en la superficie de contacto,a) resultados de simulación de fuerza de fricción y b) curva

de la fuerza de fricción en la superficie de contacto.

Después que se incrusta la grieta en su etapa I, serealiza el análisis de propagación. Para efectos dela simulación se analiza por separado cada unade las regiones de transición. La determinaciónde los campos de esfuerzos y desplazamientos enlas cercanías del frente de grieta establecen lascondiciones para su crecimiento y el fallo final.Aunque el método de elemento finito está muydesarrollado, sus características no permitenmodelar de manera adecuada discontinuidades enmovimiento. Por lo que una alternativa consisteen enriquecer la malla mediante la adición degrados de libertad en los nodos de los elementosinterceptados por la grieta, como se muestra en laFigura 8, de manera tal que puedan representar ladiscontinuidad y mejorar la singularidad delextremo de grieta.

La solución aproximada de elementos finitosqueda entonces de acuerdo a ecuación (6) [7]:

( ) = ∑ ( )∈ + ∑ [ ( )∑ ( ) ] (6)

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Figura 8. Nodos y elementos interceptados por la grieta

donde: es el conjunto de todos los nodos de lamalla, y es el subconjunto formado por losnodos enriquecidos con funciones Fl(x)(marcados con cuadros en la Figura 8).

El módulo X-FEM (Extended Finite ElementMethod por sus siglas en ingles) permite modelardiferentes problemas de grietas y problemas defretting fatiga. Para esto se realizan integracionesnuméricas para el cálculo de la matriz de rigidezde cada elemento. Dado que los elementos quecontienen la grieta tienen campos dedesplazamientos discontinuos, estos elementosdeben ser divididos en subdominios (ver Figura9), donde la grieta es una de las fronteras delsubdominio para la integración numérica [7].

Una vez establecidos los elementos de unión, lasconsideraciones para las simulaciones, lascaracterísticas del modelo discreto y la forma depropagar las grietas al interior de una malla deelementos finitos; se realizan las simulacionesmediante el software de elemento finitoAbaqus® y con el módulo X-FEM. El análisis sedesarrolla para la evolución de dos grietas, lascuales se ubican en cada una de las regiones detransición del contacto (Figura 7).

Figura 9. Subdominios de elementos finitos.

RESULTADOS

La propagación de grietas se analiza en particularpara cada una de éstas. En ambos casos, en la etapaI se introducen en el modelo discreto, esto es, segeneran en la geometría y se insertan en elelemento sólido. Las grietas así formadas tienenuna profundidad de 100 µm y se ubican en lasregiones de transición 1 y 2 respectivamente.Posterior a la inserción de cada grieta, se generaun mallado de tal forma que los elementos finitostengan un tamaño 1.5 veces menor que la grieta.La Figura 10 muestra los resultados de X-FEMde los elementos afectados por la grieta 1 para lacarga nominal del ensamble (2500 N de fuerzaaxial). El valor 1.0 indica que el elemento estáseparado por la grieta, los elementos con valor0.0 no son afectados por la grieta. Además de losesfuerzos y el estado X-FEM, mediante estemódulo se visualiza la propagación de grieta y elcambio de su trayectoria. Un ejemplorepresentativo se presenta en la Figura 11 con lapropagación de la grieta 1, con carga nominal delensamble. Se genera propagación de 0.1008009mm y cambio de dirección de 47°.

a)

b)Figura 10. Elementos afectados por la grieta 1, donde: a) sectorcon grieta y b) ampliación de elementos afectados por la grieta.

9

1 2 3

4

567

8 Punta degrieta

Nodoenriquecido

Nodoestándar

Elementosubdivididoen triángulos

Elementosubdividido encuadriláteros

Elementosafectados por la

grieta

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Figura 11. Propagación de grieta 1, con 1 N/mm2 de apriete.

El fabricante de la unión recomienda mantener elrango de presión de apriete en ± 30% del valornominal. Con el objeto de ahondar en elcomportamiento de la unión para distintas cargas,además del límite establecido por el fabricante serealizan simulaciones para presiones de apriete convariaciones de ± 60% y ± 90% del valor nominal.En forma adicional se complementa el análisis condatos de las cargas que provocan el fallo final.

La Figura 12 muestra la propagación de las grietas1 y 2 en función de la presión de apriete, conrelación a la fuerza de presión nominal (1 N/mm2).Ambas grietas presentan propagaciones similares,pero conforme incrementa el apriete, la grieta 1presenta mayor propagación respecto a la otra, estoocurre porque la grieta 1 se ubica en la región demayor presión de contacto (ver Figura 7).

Analizando las presiones que provocarían el fallo acausa de las grietas, se obtuvo que la grieta 1presenta mayor propagación, pero la grieta 2presentó fallo final a una presión de 45 N/mm2. Lagrieta 1 se propagó únicamente sin generar fallototal y presentó incremento constante, como semuestra en la Figura 13. En la Figura 14 secompara los ángulos de las grietas durante lapropagación.

Figura 12. Propagación de grietas 1 y 2

Figura 13. Propagación de la grieta 1 y 2 hasta el fallo.

Figura 14. Ángulo de las grietas 1 y 2

De las simulaciones realizadas se confirma quepara que la grieta inicial propague es necesario quela energía suministrada al ensamble sea mayor a laenergía durante el proceso de iniciación. Conformese propaga la grieta, el material disminuye suenergía elástica. La energía elástica del materialliberada al crecer la grieta suministra la energíapara la propagación. Comparando elcomportamiento en el cambio de dirección de lasgrietas, se observa que la grieta 2 presenta unmayor cambio en su dirección, motivada por lapresión de contacto menor en la región detransición 2.

Las simulaciones también mostraron que lasgrietas comienzan a formarse lentamente, creandoun corte recto sobre una superficie. Cuando lagrieta incrementa su tamaño rápidamente cambiasu dirección de crecimiento. Según crece la grieta,el material se relaja y disminuye su energíaelástica.

De las simulaciones realizadas se confirma laimportancia del tipo de diseño que se use enelementos ensamblados a presión, expuestosfretting fatiga. Ya que cuanto más aguda es ladiscontinuidad en el contacto, más severa es laconcentración de esfuerzos. Se considera que laprobabilidad de falla por fatiga iniciada en la

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región de contacto puede ser reducida con diseñosde geometrías que suavicen las zonas de transiciónde contacto.

CONCLUSIONES

Con base a los resultados obtenidos del estudio defallas en ensambles a presión, se concluye que elorigen de fallas por fretting se encuentra en ellímite entre las regiones de potencial deslizamientoy las firmemente unidas. Se definieron las regionesde transición en el ensamble analizado buje-poleaconsiderando el esfuerzo de contacto en cadaregión. Los esfuerzos en la zona de contacto semodifican por la presencia de grietas, pero para lasdimensiones con que la grieta por fretting inicia, elcambio de los esfuerzos no es significativo en elestado inicial de la grieta, por lo que es complejasu identificación en la fase inicial de la falla.Además, para una presión de apriete reducida no essignificativa la ubicación de la grieta en el análisisde esfuerzos, pero conforme aumenta la presión deapriete, la grieta 1 presenta mayor propagación conrespecto a la grieta 2, esto porque la grieta 1 estáen una región de mayor esfuerzo de contacto.

En condiciones normales de operación del sistemaanalizado no se evidencia el fallo total. Para queeso ocurra se requiere el incremento de lamagnitud del esfuerzo en la zona de transición. Sinembargo, esto no obedece solo al incremento de lacarga, sino que son diversos los factores queintervienen en un proceso de fatiga además de losesfuerzos, tales como el diseño, el tratamientosuperficial, el tipo de endurecimiento del material,entre otros. Además, con cargas cíclicas, las grietasse propagan con cargas inferiores a la crítica.

Como recomendación general para prevenir fallasen las regiones de contacto de los ensambles, seconsidera que necesario modificar los extremos dela zona de contacto de forma que se suavicen lospicos de presión en la zona de transición decontacto. Actualmente los sistemas CNC permitenmaquinar geometrías particulares en el orden deondulaciones o incluso de rugosidadessuperficiales, que contribuyen a suavizar el pico deesfuerzo en la zona de transición. Estascaracterísticas se consideran importantes porque nomodifican la geometría nominal de las piezas delensamble, pero eventualmente permitirán suavizarel contacto, lo que puede traducirse en la reducciónde fallas en estos sistemas.

REFERENCIAS

[1] C.D. Lykins, S. Mall y V.K. Jain. Combinedexperimental-numerical investigation offretting fatigue crack initiation.International Journal of Fatigue 23(8), 703-711 (2001).

[2] E.J. Warlow-Davies, Fretting Corrosion andFatigue Strength: Brief results orPreliminary Experiments Proc. I. Mech. E.,vol. 146 , 33-38, 1941.

[3] A.J. Fenner y J.E. Field. Fatigue of analuminum alloy Under Conditions ofFriction. Rev. Metall. 55, 475-485, (1958).

[4] D.E. Taylor, and R.B. Waterhouse. Sprayedmolybdenum coatings as a protectionagainst fretting fatigue. Wear, 20(3), 401–407, (1972).

[5] Y. B. Gessesse, M. H. Attia, M. O. M.Osman. On the Mechanics of crack initiatinand propagation in elasto-plastic materialsin impact fretting wear, Trans ASME J.Tribology, pp. 395-403, (2004).

[6] E. Giner, N. Sukumar, F. D. Denia and F. J.Fuenmayor, "Extended Finite ElementMethod for Fretting Fatigue CrackPropagation," International J. Solids andStructures, 45(22–23), 5675–5687, (2008).

[7] P. Brett Conner, B.S. Contact fatigue: Lifeprediction and palliatives. University ofMissouri Columbia 1998, S.M. MIT (2000).

[8] D. Nowell, D. Dini, D.A. Hills, Recentdevelopments in the understanding offretting fatigue. Department of EngineeringScience, University of Oxford, Parks Road,Oxford, OX1 3PJ, UK (2006).

[9] S. Faanes y U.S. Fernando. Life predictionin fretting fatigue using fracture mechanics,T.C. Lindley R.B. Waterhouse, editor,“ESIS 18. Fretting Fatigue", MechanicalEngineering Publications Limited, London149-159. (1994).

[10] J.A. Aráujo y D. Nowell. The effect ofrapidly varying contact stress fields onfretting fatigue. International Journal ofFatigue 24(7), 763-775, (2002).

[11] M.P. Szolwinski y T.N. Farris. Observation,analysis and prediction of fretting fatigue in2024-T351 aluminum alloy. Wear 221(1),24-36 (1998).

ISBN 978-607-95309-6-9 Página | 52



[12] D.F. Socie. Critical plane approaches formultiaxial fatigue damage assessment.“ASTM STP 1191. Advances in MultiaxialFatigue", American Society for Testing andMaterials, Philadelphia, 7-36 (1993).

[13] L. Chambon. A unified fracture mechanicsapproach to fretting fatigue crack growth,S.M. Thesis, MIT, (2001).

[14] Y. Nakaia, D. Shiozawaa, T. Kurimurab, K.Kajiwaraca. Observation of Fretting FatigueCracks by Micro Computed-Tomographyusing Ultrabright Synchrotron Radiation.n.d. Dept. of Mechanical Engineering,Kobe Univ., 1-1 Rokkodai, Nada, Kobe,(Japan).

[15] C. Navarro, F. J. García-Lomas, J.Domínguez. Iniciación de grietas porfretting fatiga en contacto esférico.Departamento de Ingeniería Mecánica y delos Materiales, Universidad de Sevilla,España (2006).

[16] Baldor, “Buje QD”.MASKA, Catálogo deproductos. Págs. 9-14.

[17] Baldor, “Correas en V A & 3L-4L”MASKA, Catálogo de productos. Pág. 43.

[18] E, Rabinowicz. The Determination of theCompatibility of Metals through StaticFriction Tests. ASME ASLE LubricationConference held in Cincinnati, Ohio, pp198 – 205, (1970).

[19] A. Kelly. Strong Solids, Clarendon PressOxford, London, (1973).

[20] J. Shackelford. "Introducción a la Cienciade Materiales para ingenieros", Ed.Pearson. Madrid (2005).

[21] A.D. Sarkar. Desgaste de Metales. NoriegaLimusa; México D.F. (1990).

[22] Catalogo de productos, n.d., fromhttp://www.jrlojero.com/revolvedoras_joper

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