Análisis de falla del árbol de levas de un motor de seis cilindros en

Análisis de falla del árbol de levas de un motor de seis cilindros en
Análisis de falla del árbol de levas de un motor de
seis cilindros en línea
Gabriel E. Téllez Fontecha,
Ing. Metalúrgico y de Materiales,
Universidad Industrial de Santander (UIS),
Consultor Independiente, Colombia.
gabotellez.uis@gmail.com
Jorge Guillermo Díaz R.,
Máster of Science in Engineering Technology,
University of North Texas (UNT), Grupo AMSCP,
Universidad Santo Tomás Bucaramanga, Colombia:
djgdiaz@ustabuca.edu.co
Resumen — En este trabajo se analiza la posible causa de
la falla de un árbol de levas de un motor de combustión
interna proveniente de motor de seis cilindros en línea. Un
análisis morfológico muestra micro grietas, provenientes
de un conducto central, marcas de maquinado severo y
defectos probablemente producidos por maquinado de
desbaste rápido y severo en zonas críticas de diseño y
altos concentradores de esfuerzo. Sumado a esto se presentan, y debido a la naturaleza de las cargas de trabajo
de un eje de levas, en los puntos de concentración de
esfuerzos, esfuerzos fluctuantes que según el análisis realizado se deduce que no indujeron una falla por fatiga. Se
realizó un análisis de Fluorescencia de Rayos X (XRF) para
establecer el material del cual estaba fabricado el eje.
Este análisis comprueba las recomendaciones para selección de materiales dadas por varios autores en el área de
diseño de ejes. Con base en los datos técnicos del vehículo, se establecieron las cargas a las que estaba sometido
el árbol de levas. Por último se utiliza el criterio de Griffith
para estimar un punto de falla. La presencia simultánea
de estos factores disminuyó la resistencia efectiva del eje,
creó las condiciones adecuadas para la fractura en forma
frágil y abrupta.
Keywords — Camshaft, brittle failure, fluctuating stress,
failure analisys
I. INTRODUCCIÓN
En un motor de 4 ciclos, cada uno de los cilindros
es provisto con una o dos válvulas de admisión y
válvulas de escape. El eje de levas permite abrir y
cerrar las válvulas [9]. La cima en la leva empuja
para abrir la válvula y la zona baja permite que la
válvula esté cerrada por la fuerza de un resorte
[10]. Los ejes de levas están fabricados generalmente en aceros de medio contenido de carbono,
con el fin de realizarles temple superficial por inducción u otros métodos similares en las superficies de las levas y obtener altos valores de dureza que asegure la resistencia al desgaste pero
que no sean muy duros al maquinar. De otro lado,
en los muñones y el núcleo del eje es deseable
una estructura perlítica que garantice tenacidad
[4]. De esto podemos deducir que las cargas en
un árbol de levas generan esfuerzos de flexión,
torsión y cortante, por lo que se generan estados
triaxiales de esfuerzos. Debido a la rotación a la
que está sometido el eje, esfuerzos por fatiga están presentes [11]. Al analizar las cargas sobre el
eje vemos cómo la potencia se transmite por medio de las levas, donde las cargas ejercidas sobre
ellas son equivalentes a un sistema fuerza – par
aplicados en el centro de las correspondientes
secciones transversales del eje [7]. Esto implica
que el eje está sometido tanto a carga transversal
como a carga torsional. Sin embargo, para efectos
de cálculo, los esfuerzos cortantes producidos en
el eje por las cargas transversales, que como son
más pequeños que los producidos por torques, generalmente son despreciados [1, 6]. Por facilidad
de diseño y manufactura el eje se fabrica integralmente con las levas maquinadas sobre el eje. En
Palabras clave — árbol de levas, falla frágil, esfuerzos fluctuantes, análisis de falla.
Abstract — This paper discusses a possible cause for an
internal combustion engine camshaft failure in a six-cilinder internal combustion engine. A morphological analisis
showed that there were micro cracks from a central conduit, defects probably caused by a severe machinning process, and machining defects in design critical areas with a
high stress concentration factor. Additionally, and due to
the nature of solicitations present in a camshaft, there
were stresses present due to the fluctuating nature of the
axis work at concentration points. XRF was done to establish the compostion and therefore the camshaft´s steel
mechanical properties. Such analisis coincides with several authors’ recommendation for materials selection for
this kind of shafts. The vehicle´s technical seet provided
the maximum torque that was ued to determine stresses
present in the shaft. The Griffith criterion was used to establish a falilure value. The combined presence of the aforementioned factors reduced the shaft effective resistance
creating conditions for a brittle and abrupt fracture.
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la Figura 1 se aprecia una sección típica de un
árbol de levas.
FIG. 1. EJE DE LEVAS CON LEVAS MAQUINADAS SOBRE EL ÁRBOL. EL
PERFIL DE LA LEVA DETERMINA EL MOVIMIENTO DE APERTURA DE LA
VÁLVULA Y EL TIEMPO DE APERTURA.
Fuente: Los autores
II. MATERIALES Y MÉTODOS
A. Metodología
El análisis de la falla ocurrida al árbol de levas empezó al realizar una observación macroscópica de
las partes y las superficies de fractura. Inicialmente fueron identificados los muñones de bancada
(a, b, c, d, e, f) y las levas (1, 2, 3, 4, 5, 6, 7, 8, 9,
10, 11, 12), los cuales fueron numerados como se
muestra en la Figura 2.
FIG.2. IDENTIFICACIÓN Y NOMENCLATURA DE LA SECCIÓN FALLADA
sentó cuando se completaron aproximadamente
20,000 Km. (2 años de servicio). Igualmente se
aprecia la nomenclatura de las secciones, I para
la sección más corta y que contiene el muñón y
más cercana al engranaje de transmisión. Sección II para la más larga y que empieza justo en el
borde de la leva donde ocurrió la falla.
Las fotografías 1 al 8 (excepto No. 2) fueron tomadas con una cámara comercial SONY Cibershot 8.1 Megapixels. Las fotografías 7 a 13 fueron
tomadas con un Microscopio Cofocal 3D HIROX,
del laboratorio de Bio-materiales de la Universidad Industrial de Santander. La composición química fue evaluada con Fluorescencia de Rayos X
(XRF) realizada en el CDP (Centro de Desarrollo
Productivo) de joyería en Bucaramanga.
La observación de las superficies de los muñones
y las levas del árbol de levas permitió valorar la
calidad de los acabados superficiales de mecanizado y se observó que las superficies no presentaban desgaste excesivo ni ninguna otra evidencia
física de deterioro. Además el ensamble fue adecuado y no existían reparaciones previas. No se
evidenció picado o desprendimiento de material.
Para la ubicación de defectos se numeró la sección como se muestra en la Figura 3.
Por la geometría del pedazo de cigüeñal desprendido en la fractura con el muñón 1 se aprecia que
la falla ocurrió cercana al lado del engranaje. En
este extremo se manifiesta la entrega del torque
hacia el resto del eje. La región de la falla está
localizada en la parte final del muñón de apoyo de
bancada “b” del eje próximo a la leva “4”.
FIG 3. NOMENCLATURA PARA LA UBICACIÓN DE DEFECTOS EN LA
SECCIÓN FALLADA DEL LADO DE LA LEVA
Fuente: Los autores
En la Figura 2 se puede apreciar la posición de la
falla respecto a la longitud total del árbol de levas.
De acuerdo con la numeración propuesta, la falla
ocurrió en el muñón de bancada b. La falla se pre-
Fuente: Los autores
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La Figura 4 muestra el eje de levas por el lado de
la bancada b, sección I.
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FIG.6. EJE DE LEVAS VISTO POR EL LADO DE LA BANCADA “B”, SECCIÓN I
UBICADA LATERALMENTE EN B1 EN DONDE SE APRECIAN GRIETAS
FIG.4. EJE DE LEVAS POR EL LADO DE LA BANCADA “B”
Fuente: Los autores
Fuente: Los autores
B. Descripción
En la Figura 3 sección I, se aprecian dos zonas
de desprendimientos de material en la superficie lateral del muñón de bancada. Además se
aprecia también un ligero desgaste sobre la
sección circular en la cual se encuentra ubicado el orifico de lubricación. Esto posiblemente
atribuible a impurezas sólidas, polvo, suciedad,
partículas abrasivas o partículas metálicas presentes en el aceite y que posiblemente entraron
por el filtro de aire. Dichas partículas se incrustaron en la superficie del cojinete, rozan el eje y
crean puntos de fricción localizados y provocan
ruptura de película de aceite con el correspondiente desprendimiento de material. Esta situación se puede apreciar más claramente en las
Figuras 5 y 6.
En la observación detallada de las superficies
de fractura como la que se muestra en la Figura 7, se reconocieron diversas grietas las cuales
emanaban del conducto central del eje. No hay
presencia de características morfológicas típicas
de las fallas por esfuerzos de fatiga, como son
las denominadas marcas de playa ni superficies
lisas. La Figura 10 muestra la superficie de falla donde se observan puntos de posibles inicios
de falla cercanos al concentrador de esfuerzos 1
(conducto central del eje), la cual avanzó hacia el
exterior del eje.
FIG.7.SECCIÓN II MUESTRA MICRO GRIETAS QUE PARTEN DESDE EL CONDUCTO CENTRAL DEL ÁRBOL
FIG.5. EJE DE LEVAS VISTO POR EL LADO DE LA BANCADA “B”, SECCIÓN I
UBICADA LATERALMENTE EN C1 EN DONDE SE APRECIAN GRIETAS
Fuente: Los autores
Fuente: Los autores
Al observar bajo mayores aumentos (20x) se encontró la presencia de grietas sobre las dos superficies. En la Figura 8 se observa la propagación de
una grieta transversal proveniente de la anomalía
ubicada lateralmente en C1 ya referenciada en la
Figura 5.
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FIG.8. GRIETA TRANSVERSAL PROVENIENTE DE C1.
FIG.11. B1 SECCIÓN 1 . M ARCAS D E M AQUINADO D URANTE
LA FABRICACIÓN, 20X
Fuente: Los autores
Fuente: Los autores
En la Figura 9 se notan claramente los puntos iniciales de la falla que parten radialmente
del conducto central hacia el exterior del eje,
lo cual sugiere una falla por torque excesivo o
sobrecarga, el cual debido a la naturaleza del
material, falla frágilmente. La no presencia de
patrones de propagación de las grietas indica
una falla abrupta y frágil, lo cual indica que la
sobrecarga no permitió la propagación de dichas grietas.
Consecuentemente con esto en la Sección II se
observa un patrón similar al de la sección I. Las
grietas se hacen más notorias y vemos claramente patrones de propagación radiales hacia el exterior del eje como se muestra en la Figura 11.
FIG.11. SECCIÓN II, 20X
FIG. 9. SECCIÓN I B3, 20X
Fuente: Los autores
En la Sección II también se encuentran entallas
debido al maquinado de desbaste, como se aprecia en la Fig. 12.
FIG.12 ENTALLAS DEBIDO A MAQUINADO SECCIÓN II, 20X
Fuente: Los autores
En la Figura 11 se aprecia una gran cantidad
de entallas provocadas muy posiblemente por
un maquinado severo. La presencia de estos
concentradores de esfuerzos afectan aún más
la capacidad de resistir carga del material.
Fuente: Los autores
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ITECKNE Vol. 6 Número 1
III. DISCUSIÓN
A. Modelo Teórico de Esfuerzos
Debido a que el eje está sometido a torque y
cargas cíclicas, se presenta un mecanismo de
deslizamiento atómico localizado [12]. En este
caso la fractura comenzó alrededor del conducto
central, zona de alta concentración de esfuerzos. Debido a esto la resistencia al cortante del
material del eje fue superada por los esfuerzos
cortantes. Meyers, M. y Chawla, K. [11] afirman
que en presencia de esfuerzos cíclicos a medida que aumenta la amplitud de esfuerzos la vida
por fatiga disminuye. Los esfuerzos alternativos
provocaron que se propaguen las fisuras sobre la
superficie de fractura.
Cuando se somete a torsión un eje circular, toda la
sección transversal permanece plana [2]. Es decir,
mientras las diferentes secciones a lo largo del eje
rotan ángulos diferentes, cada sección transversal
rota como una placa rígida [5]. De esta forma la
distribución de las deformaciones cortantes varía
linealmente con la distancia al centro del eje [4].
Los efectos de los parámetros de corte (velocidad
de corte, avance y profundidad de corte) durante
el maquinado están muy bien documentados y un
gran número de estudios se han realizado para
estudiar los efectos de la rugosidad producida por
el maquinado en el rendimiento de piezas mecánicas sometidas a fatiga [15], [14]. La capa superficial se somete a deformación elasto-plástica,
calentamiento (que resulta en cambios estructurales), endurecimiento por deformación y estreses
residuales [16].
De la Tabla 1 obtenemos los valores de potencia y
torque del vehículo y de la Figura 13 las dimensiones de la sección fallada.
TABLA 1 Datos técnicos tomados de Manual del usuario Toyota
Marca
Toyota
Modelo
Landcruiser Estate
Año de Producción
1976
Refrigerante
Agua
Tipo de motor
OHV
Número de cilindros
6 en línea
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Válvulas por Cilindro
2
Desplazamiento del motor
4230 cc
Diámetro cilindro
94 mm
Carrera del pistón
102 mm
Relación Diámetro / Desplazamiento
0.92
Capacidad Unitaria
705 cc/cilindro
Relación de Compresión
7.8 : 1
Sistema de combustible:
Tipo 1 Carburador
Potencia Máxima
135 HP (100.7 kW) a 3600 rpm
Torque Máximo
285 N.m (210 lb.ft , 29.1 kg.m) a
1800 rpm
Torque Máximo a Potencia
Máxima
267 N.m a 3600 rpm
Relación potencia / peso
73.1 HP/ton (54.5 W/kg)
Fuente:http://www.car folio.com/specifications/models/
car/?car=53207
FIG 13. DIMENSIONES DE LA SECCIÓN FALLADA
Fuente: Los autores
Se sabe a partir de la experiencia y de la literatura
técnica pertinente, que los aceros más apropiados para la construcción de elementos de máquinas como este eje son los aceros al carbono de la
serie AISI 10XX y los aceros aleados de las series
AISI 41XX y AISI 43XX con un contenido de carbono no menor a 0,4 % [3]. Los aceros más comúnmente utilizado son el AISI 1045, AISI 4140 y AISI
4340 que son aceros fácilmente disponibles en
Colombia.
Mediante espectrometría de fluorescencia de Rayos X – XRF se determinó la composición química
de los elementos aleantes, con el fin de caracterizar el tipo de acero presente. De acuerdo a este
análisis químico, el acero con el cual se fabricó
este eje se clasificó como un acero AISI 4140. Se
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Análisis de falla del árbol de levas de un motor de seis cilindros en línea
toma como parámetro concluyente la baja cantidad de níquel presente que hizo descartar la serie
de aceros AISI 43XX.s. Acorde con esto y usando
para el acero AISI 4140 tenemos [13] se ve en la
ecuación (1)
En las Figuras 5 y 6 se observan dos gargantas en
los extremos del muñón. La Figura 15 nos da las
dimensiones para este chavetero.
FIG 15. DIMENSIONES DE LA GARGANTA EN LOS EXTREMOS DEL MUÑÓN.
Fuente: Los autores
Es decir, que el tamaño de la grieta máxima permisible para este esfuerzo es de 1,31546 mm
Ahora según las características geométricas del
eje, sabemos que:
De tal forma que el esfuerzo teórico máximo que
soporta el eje con un factor de concentración de
esfuerzos de .
Ahora según la teoría de grietas de Griffith el factor de intensidad de esfuerzo (K) para este caso
está dado por la ecuación (3):
Con lo cual se demuestra la sobrecarga debido a
En donde:
De acuerdo [8] el factor de concentración de esfuerzo Kt para este caso es de 2,2. Se asumió
este valor como el valor total de K.
Donde (1,12)2 es el factor de corrección de superficie de defecto. Se despeja el esfuerzo y tenemos
en la ecuación 6:
IV. CONCLUSIONES
la propagación de una grieta interna proveniente
del conducto central, esto debido a las condiciones de carga ya mencionadas que producen esfuerzos alternantes producto de la operación normal del árbol de levas.
Según los datos técnicos obtenidos del vehículo,
se puede calcular el esfuerzo cortante máximo
(ecuación 4) que soportará el eje bajo las condiciones de torque máximo, es decir, 285 N-m a
1800 rpm para un eje hueco circular.
El eje presenta fractura frágil debido a una sobre
carga producida por un torque excesivo. La presencia de grietas, emanadas del conducto central,
crearon las condiciones propicias para la falla.
La falla se localizó directamente sobre la zona en
la cual se encuentra un cambio de sección, el cual
a pesar de no tener un radio brusco ni agudo, si
presenta entalladuras producidas por maquinado.
La profundidad de este maquinado es excesivo y
este crea una zona de altos concentradores de esfuerzos, ya que en una sección de solo 1/64” se
alojan hasta 12 líneas de maquinado.
Se descarta la presencia de falla por fatiga ya que
no hay presencia de marcas de playa ni secciones lisas. Igualmente se descarta la fatiga térmica
como causante de falla ya que no hay indicios de
secciones que presenten fragilidad en azul.
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No se observa presencia macroscópica de deformación plástica.
Las características de este acero y la temperatura de trabajo (200-600 ºC) descartan la falla por
choque térmico. Al igual que en fatiga térmica no
hay presencia de fragilidad en azul ni de contracciones o pandeos producto de un cambio de temperatura súbito.
Se encontró un alto valor del factor de concentración de esfuerzos localizado en los cambios de
sección para este diseño. Además la presencia de
entallas en esta misma sección facilitaron la rotura por esta parte de la pieza.
Para un estudio más detallado se sugiere analizar
los cojinetes de la culata del motor con el fin de
encontrar indicios de posibles cargas de flexión o
anomalías superficiales que puedan aportar datos a esta investigación.
Es recomendable realizar un estudio de elementos finitos para corroborar la causa de falla propuesta acorde al criterio de Griffith.
REFERENCIAS
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unusual crankshaft failure”. Engineering Failure Analysis. Vol. 12, 2005
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Hertzberg, R. W. “Deformation and Mechanics of Engineering Materials”. Editorial John Wiley & Sons, Inc. 4
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Valdés, J. A.; Coronado, J. J.; García, J. I., “Comparación
Y Estudio de la Fractura del Cigüeñal de un Motor de
Cuatro Cilindros en Línea”. Scientia Et Technica Año
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Mayz, E. Conocimientos Básicos del Automóvil. Octubre 2008: Disponible en: h ttp://www.automotriz.net/
tecnica/conocimientos-basicos-04.html
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[10]
Planells, R; Amengual, Á.; Larruy, A. “Motores de combustión interna: Fundamentos”;. Ed. UPC, Barcelona,
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Meyers, M. A; Chawla K., “Mechanical Behavior of Materials”, 1 ed, Prentice Hall, New Jersey, 1999
[12]
Anderson, T. “Fracture Mechanics”, 2 ed, CRC press,
Boca Raton, 1995
[13]
Compañía General de Aceros, Catálogo de productos
2008, Bogota
[14]
Yang, W. and Tarng, Y., “Design Optimization of Cutting
Parameters for Turning Operations based on Taguchi
Method”, J. Mater. Process. Technol., Vol. 84, 1998
[15]
Trent, E. M. and Wright, P. K., “Metal Cutting”, Ed. Butteworths- Heinemann Ltd., 2000, London, England
[16]
Lopes K., Sales W., Palma E., Influence of Machining
Parameters on Fatigue Endurance Limit of AISI 4140
Steel. J. of the Braz. Soc. of Mech. Sci. & Eng., No. 1,
2008
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