Cap5 cargas variables teoria de fatiga

CAPÍTULO 5
CARGAS VARIABLES - TEORÍA DE FATIGA
5.1 INTRODUCCIÓN
Muchos de los elementos de máquinas, tales como cigüeñales, árboles, ejes, bielas y resortes, son
sometidos a cargas variables. El comportamiento de los materiales bajo este tipo de carga es diferente a
aquel bajo cargas estáticas1
; mientras que una pieza soporta una gran carga estática, la misma puede fallar
con una carga mucho menor si ésta se repite un gran número de veces. Los esfuerzos variables en un
elemento tienden a producir grietas que crecen a medida que éstos se repiten, hasta que se produce la
falla total; este fenómeno se denomina fatiga. Por lo tanto, el diseño de elementos sometidos a cargas
variables debe hacerse mediante una teoría que tenga en cuenta los factores que influyen en la aparición y
desarrollo de las grietas, las cuales pueden producir la falla después de cierto número de repeticiones
(ciclos) de esfuerzo. La teoría que estudia el comportamiento de los materiales sometidos a cargas
variables se conoce como teoría de fatiga. En este libro se estudia el procedimiento de esfuerzo-vida, el
cual es uno de los tres modelos de falla por fatiga que existen actualmente y es el más utilizado para
elementos de maquinaria rotativos.
Aunque en el capítulo 3 se resolvieron problemas de elementos sometidos a cargas variables, utilizando el
procedimiento de diseño para cargas estáticas y factores de seguridad grandes, se afirmó que los
resultados de este procedimiento son válidos como un diseño preliminar o previo, y que no sustituye el
análisis por fatiga.
En este capítulo, el estudio de la teoría de fatiga (modelo esfuerzo-vida) comienza por una breve historia
y la descripción del mecanismo de falla por fatiga. Después se introducen los modelos de falla por fatiga
y los conceptos de límite de fatiga y resistencia a la fatiga. Se estudia el modelado de los esfuerzos
variables y los factores que modifican la resistencia a la fatiga. Luego se presentan las ecuaciones para
calcular la resistencia a la fatiga corregida en función del número de ciclos. Se estudian diferentes
modelos y líneas de falla, hasta llegar a las ecuaciones de diseño por fatiga para esfuerzos simples. Al
final, se describe un procedimiento para diseñar elementos sometidos a cargas variables combinadas.
5.2 HISTORIA DE LA FATIGA
El término fatiga se le denomina a la falla de un material sometido a cargas variables, después de cierto
número de repeticiones (ciclos) de carga. Podría decirse que este tipo de falla fue observado por primera
vez en el siglo XIX, cuando los ejes de los carros de ferrocarril comenzaron a fallar después de un corto
tiempo de servicio. A pesar de haber sido construidos con acero dúctil, se observó una falla súbita de tipo
frágil[1]
.
1
Cargas estáticas son aquellas que se aplican gradualmente, una sola vez y permanecen constantes en magnitud y dirección.

2 CONCEPTOS BÁSICOS SOBRE DISEÑO DE MÁQUINAS
Los ejes están sometidos a cargas transversales que generan flexión, tal como se ilustra en la figura 5.1.a.
Debido al giro del eje, cualquier punto de la periferia pasará por el punto t1 (figura 5.1.b) (tiempo t1 en la
figura 5.1.c), soportando un esfuerzo de tracción máximo. Luego pasará por el eje neutro (en t2)
soportando cero esfuerzo. Cuando haya girado un cuarto de vuelta más soportará un esfuerzo máximo de
compresión (en t3) (ya que estará al otro lado del eje neutro). Un cuarto de vuelta después, el punto
pasará nuevamente por el eje neutro (en t4). Finalmente, el punto regresará a su posición inicial
completando un ciclo de esfuerzo, donde comenzará el siguiente ciclo. Por lo tanto, este tipo de ejes está
sometido a esfuerzos normales cíclicos.
Figura 5.1 Esfuerzos variables en un eje girando sometido a un momento flector constante
Suponiendo que las ruedas giraban con una frecuencia de cinco vueltas por segundo, cualquier punto de la
periferia (punto crítico) de la sección crítica del eje sufrirá 5 ciclos de esfuerzo en un segundo. En un
minuto sufrirá 560 = 300 ciclos; en una hora 30060 = 18000, en un día 1800024 = 4.32105
. En tres
días de trabajo continuo, cada eje soportaría más de un millón de ciclos de esfuerzo. Entonces, a pesar
del poco tiempo de funcionamiento de los ejes de las ruedas de los carros de ferrocarril, dichos ejes
estuvieron sometidos a un gran número de ciclos de esfuerzo. Los ejes habían sido diseñados con los
procedimientos de diseño de la fecha, los cuales estaban basados en la experiencia adquirida con
estructuras cargadas estáticamente; sin embargo, éstos no eran correctos para las cargas variables que
tenían que soportar los ejes y por eso fallaron.
El término “fatiga” fue usado por primera vez por Poncelet en 1839, para describir la situación de falla de
los materiales sometidos a cargas variables. Debido a que la falla por fatiga tiene apariencia frágil, se
pensaba que el material se había “cansado” y hecho frágil después de soportar un cierto número de
fluctuaciones de esfuerzo. Similarmente, en 1843, Rankine publicó un estudio sobre las causas de la
ruptura inesperada de los muñones de los ejes de ferrocarril, en el cual decía que el material dúctil se
había cristalizado y hecho frágil debido a la fluctuación de los esfuerzos.[1]
Luego, en 1870, después de 12 años de investigación sobre las fallas por fatiga, el ingeniero alemán
August Wohler publicó los resultados de su estudio, en el cual se mostraba como “culpable” de la falla al
número de ciclos de esfuerzo. Al realizar pruebas sobre las mitades rotas de los ejes que habían fallado
por fatiga, observó que el material tenía la misma resistencia y ductilidad bajo carga de tensión que el
material original; es decir, el material no se había “cansado” ni fragilizado como se creía. Sin embargo, el
término fatiga se sigue utilizando para referirse a las fallas de elementos sometidos a cargas variables.[1]
Este ingeniero alemán encontró, además, la existencia de un límite de resistencia a la fatiga (o límite de
fatiga) para los aceros. Wohler realizó pruebas sobre probetas de acero sometidas a “flexión giratoria”,
denominada así al tipo de carga que se genera en un elemento que gira sometido a un momento flector
(a) Eje giratorio
sometido a flexión
(b) Cualquier punto en la periferia
soporta un esfuerzo que varía desde
el máximo (en tracción) hasta el
mínimo (en compresión) y viceversa
(c) Variación sinusoidal del
esfuerzo en cualquier punto de
la sección; en los puntos de la
periferia se da la mayor amplitud
M
n (r/min)
t1
t2
t3
t4 E.N.
S
t1 t2 t3 t4 t5 t
Smax
Smin

CAPÍTULO 5 CARGAS VARIABLES - TEORÍA DE FATIGA 3
constante. En dichas pruebas se pretendía relacionar los niveles de esfuerzo a los cuales se sometían las
probetas, con el número de ciclos de carga que soportaban hasta la falla. Wohler obtuvo un diagrama
como el de la figura 5.2, el cual es conocido como diagrama S-nc (esfuerzo - número de ciclos) o
diagrama de vida-resistencia de Wohler. El esfuerzo (o resistencia) S corresponde al valor del esfuerzo
máximo (véase la figura 5.1.c) al cual se somete la probeta, y nc es el número de ciclos de esfuerzo. Las
líneas del diagrama representan aproximaciones a los puntos reales de falla obtenidos en los ensayos.
Figura 5.2 Diagrama S-nc o diagrama de Wohler
En la figura 5.2 se observa que para el rango donde la pendiente de la curva continua es negativa, entre
menor sea el esfuerzo al cual se somete la probeta, mayor es su duración. Si se somete una probeta al
esfuerzo último, Su, la probeta sólo soporta la primera aplicación de la carga máxima. Para esfuerzos
menores se tendrán mayores duraciones.
El diagrama para muchos aceros es como el dado por la curva ABC. La curva tiene un codo en S = Se’ y
nc  106
ciclos, a partir del cual el esfuerzo que produce la falla permanece constante. Esto indica que si
la probeta se somete a un esfuerzo menor que Se’, ésta no fallará; es decir, la probeta tendrá una vida
infinita. A niveles superiores de esfuerzo, la probeta fallará después de un número de ciclos de carga y,
por lo tanto, tendrá vida finita. Como Se’ es el límite por debajo del cual no se produce falla, se le conoce
como límite de fatiga; éste se definirá en la sección 5.5.1.
Muchos aceros al carbono y aleados, algunos aceros inoxidables, hierros, aleaciones de molibdeno,
aleaciones de titanio y algunos polímeros[2, citado en 1]
poseen un codo a partir del cual la pendiente de la
curva es nula. Otros materiales como el aluminio, el magnesio, el cobre, las aleaciones de níquel, algunos
aceros inoxidables y el acero de alto contenido de carbono y de aleación[2, citado en 1]
no poseen límite de
fatiga, teniendo comportamientos similares al dado por la curva ABD de la figura 5.2. A pesar de que la
pendiente de la curva puede ser menor para nc mayor de aproximadamente 107
ciclos, teóricamente no
existe un nivel de esfuerzo, por pequeño que éste sea, que nunca produzca la falla en la probeta.
La prueba de flexión giratoria, que arroja los datos de la curva S-nc, se convirtió en estándar. Para
muchos materiales de ingeniería se han desarrollado estas pruebas con el fin de determinar sus
comportamientos cuando se someten a cargas variables y, específicamente, para encontrar los límites de
fatiga o la resistencia a la fatiga para un número de ciclos determinado.
10
0
10
3
10
6
10
9
nc (log)
S (log)
Su
Se’
Materiales que poseen límite de
fatiga (por ejemplo, el acero)
Materiales que no poseen límite de
fatiga (por ejemplo, el aluminio)
A
B C
D

Para terminar con la historia de la fatiga, consideremos los siguientes casos: en 1954, muchos años
después del descubrimiento del fenómeno de la fatiga, el Comet Británico, la primera aeronave a
reacción comercial para pasajeros, tuvo dos accidentes graves debidos a fallas por fatiga causadas por
ciclos de presurización y despresurización de la cabina. Más recientemente, en 1988, un Boeing 737 de
Hawaiian Airlines perdió un tercio de la parte superior de la cabina en pleno vuelo; aterrizó con pérdidas
mínimas de vidas. Éstos, sin embargo, no son los únicos ejemplos recientes de falla por fatiga de tipo
catastrófico.[1]
5.3 MECANISMO DE FALLA POR FATIGA
Como se dijo en la sección 5.2, la fatiga es la falla de un material sometido a cargas variables, después de
cierto número de ciclos de carga. Dos casos típicos en los cuales podría ocurrir falla por fatiga son los
ejes, como los de los carros de ferrocarril, y los árboles2
. Normalmente, estos elementos giran sometidos
a flexión, que es el mismo tipo de carga al cual se someten las probetas en la técnica de ensayo de fatiga
por flexión giratoria: las fibras pasan de tracción a compresión y de compresión a tracción en cada
revolución del elemento (figura 5.1), y muchas veces bastan menos de unos pocos días para que el
número de ciclos de carga alcance un millón. La figura 5.3 muestra un árbol de transmisión de potencia
en el cual las fuerzas involucradas generan torsión, cortante directo y flexión; las dos últimas generan
esfuerzos variables.
Figura 5.3 Árbol de transmisión de potencia. Las fuerzas sobre la rueda dentada y el piñón, y las
reacciones en los apoyos, generan torsión, flexión y fuerza cortante. Particularmente, se producen
esfuerzos variables por flexión, debido al giro del árbol
Si las cargas variables sobre un elemento, como el árbol de la figura 5.3, son de magnitud suficiente como
para producir fluencia en ciertos puntos, es posible que después de cierto tiempo aparezca una grieta
microscópica. Normalmente, ésta se genera en la vecindad de una discontinuidad (véase la figura 5.4) o
en un punto que soporta un gran esfuerzo o una gran fluctuación de éste. La grieta que se inicia es un
concentrador de esfuerzos altamente nocivo; por lo tanto, tiende a expandirse con cada fluctuación de los
esfuerzos. Efectivamente, la grieta crece gradualmente (con cada ciclo de esfuerzo), a lo largo de planos
normales al esfuerzo máximo a tracción[1]
. A pesar de que en materiales dúctiles los esfuerzos cortantes
son los encargados de iniciar las grietas, los esfuerzos normales de tracción son los que actúan en la grieta
tratando de abrirla y haciendo que crezca. La sección del material se reduce con el crecimiento gradual
de la grieta, hasta que finalmente se rompe cuando la combinación del tamaño de la grieta y de la
2
Los árboles y ejes son elementos que soportan piezas que giran solidariamente o entorno a ellos. La diferencia entre árbol y eje
radica en que el primero transmite potencia mientras que el último no.
Rodamiento o cojinete
de contacto rodante
Árbol Piñón (estrella) de
una transmisión
por cadenaRueda dentada
Fuerzas

magnitud del esfuerzo nominal (que depende del tamaño remanente de la sección) produce una fractura
súbita de tipo frágil.3
La falla por fatiga se puede dividir en tres etapas. La etapa de iniciación de grietas, en la cual el esfuerzo
variable sobre algún punto genera una grieta después de cierto tiempo. La etapa de propagación de
grietas, que consiste en el crecimiento gradual de la grieta. Finalmente, la etapa de fractura súbita, que
ocurre por el crecimiento inestable de la grieta.
La figura 5.4 ilustra la apariencia típica de la sección de un elemento que ha fallado por fatiga. La falla
comienza alrededor de un punto de gran esfuerzo, en el chavetero (o cuñero), desde donde se extiende
paulatinamente formando ralladuras denominadas marcas de playa. Durante la fractura progresiva del
material, ocurre rozamiento entre las caras de la sección, produciéndose una superficie lisa y brillante.
Finalmente, el elemento falla súbitamente dejando una superficie áspera como si fuera un material frágil.
Figura 5.4 Ilustración de una sección de un árbol que ha fallado por fatiga
El tipo de fractura producido por fatiga se le denomina comúnmente progresiva, debido a la forma
paulatina en que ocurre, frágil, debido a que la fractura ocurre sin deformación plástica apreciable, y
súbita, porque la falla final ocurre muy rápidamente.
El mecanismo de falla por fatiga siempre empieza con una grieta (preexistente o que se forma) y ocurre
cuando el esfuerzo repetido en algún punto excede algún valor crítico relacionado con la resistencia a la
fatiga del material. Para los materiales que poseen límite de fatiga, teóricamente es posible que nunca se
generen grietas y, por lo tanto, que no ocurra la falla, si los esfuerzos son tales que las deformaciones en
el material sean siempre elásticas. Esto es lo deseable cuando se diseña para que un elemento soporte las
cargas indefinidamente.
Finalmente, es conveniente tener presente que los materiales poco dúctiles, los cuales tienen poca
capacidad de deformación plástica, tienden a generar grietas con mayor rapidez que los materiales más
dúctiles. Además, los materiales frágiles pueden llegar directamente a la propagación de grietas, a partir
de microgrietas preexistentes[1]
. Los materiales frágiles no son adecuados para aplicaciones con carga
variable.
3
La mecánica de fractura estudia el fenómeno de falla súbita en elementos con grietas. Este fenómeno de falla es el mismo, ya
sea que el elemento esté sometido a carga estática o a carga variable, y depende, entre otros factores, del tamaño de la grieta y del
valor del esfuerzo nominal en la sección.
Fractura repentina (tipo frágil)
Fractura progresiva
Grieta inicial
Chavetero (discontinuidad)

5.4 MODELOS DE FALLA POR FATIGA
Antes de presentar los modelos de falla por fatiga que se utilizan actualmente, es conveniente hablar sobre
los regímenes de fatiga.
Regímenes de fatiga
Cuando se tienen elementos sometidos a esfuerzos cíclicos se habla de los regímenes de fatiga: fatiga de
bajo ciclaje (LCF) y fatiga de alto ciclaje (HCF), los cuales tienen relación con el número de veces que
se repiten los esfuerzos en un elemento. Un régimen de bajo ciclaje es aquel en el cual se somete un
elemento a un número de ciclos de esfuerzo menor que aproximadamente 102
a 104
, según el material.
Aunque es lógico pensar en que no existe una línea divisoria exacta entre los dos regímenes, es usual
hablar de 103
ciclos como línea divisoria; es decir, si una pieza soporta menos de 103
ciclos, está en
régimen de bajo ciclaje, mientras que si soporta más de 103
ciclos, está en régimen de alto ciclaje. Esta
clasificación es conveniente desde el punto de vista de la aplicación de los modelos de falla por fatiga.
Modelos de falla por fatiga
Actualmente existen tres modelos de falla por fatiga: el procedimiento de vida-esfuerzo, el de vida-
deformación y el de mecánica de fractura elástica lineal (LEFM); cada uno de ellos tiene sus ventajas y
desventajas y tiene cabida en cierta aplicación.
La teoría de fatiga que se estudia en este capítulo corresponde al modelo de vida-esfuerzo, que es el más
antiguo. Este modelo es adecuado para el diseño de piezas en el régimen de alto ciclaje (HCF) en las
cuales la variación de los esfuerzos sea conocida y consistente, como ocurre generalmente en las
máquinas rotativas. Como se verá, este modelo consiste en limitar los esfuerzos a valores menores que
los críticos y es fácil de aplicar; además, hay muchos datos empíricos disponibles.
El método de vida-deformación se basa en las deformaciones del elemento. Es más aplicable a
situaciones de bajo ciclaje (LCF) para predecir la iniciación de grietas y es bastante complejo, por lo que
requiere del uso de computador.
Finalmente, el modelo de mecánica de fractura elástica lineal (LEFM) es mejor para el estudio de la
etapa de propagación de grietas; por lo tanto, es útil para predecir la vida de bajo ciclaje (LCF) de piezas
ya agrietadas. Estas dos últimas teorías se utilizan, por ejemplo, en las máquinas de transporte en las
cuales ocurren sobrecargas grandes, muy pocas veces durante la vida esperada.
5.5 LÍMITE DE FATIGA Y RESISTENCIA A LA FATIGA
Cuando se efectúa el diseño de elementos sometidos a cargas estáticas, las propiedades que interesan son
el esfuerzo último a tracción, compresión o torsión (Su, Suc o Sus) y la resistencia de fluencia en tracción,
compresión o torsión (Sy, Syc o Sys). Estas propiedades se obtienen con ensayos con carga estática.
Para carga variable se debe utilizar, además, una propiedad que tenga en cuenta la resistencia a las cargas
variables. Esta propiedad podría ser el límite de fatiga.
5.5.1 Límite de fatiga
El límite de fatiga es el esfuerzo máximo invertido que puede ser repetido un número indefinido de veces
sobre una probeta normalizada y pulimentada girando sometida a flexión, sin que se produzca falla o
rotura.

Para aclarar este concepto considere la figura 5.5. La figura 5.5.a muestra la forma típica de una probeta
para el ensayo de fatiga, la cual es de sección circular con diámetro d en la parte más delgada. Esta
probeta se somete a un momento flector constante M y se pone a girar a n revoluciones por minuto. En el
instante mostrado, el punto más crítico (punto A) soporta un esfuerzo normal dado por:
(5.1)
Figura 5.5 Ensayo de fatiga por flexión giratoria y diagrama de Wohler
Debido al giro de la probeta, el punto A (y cualquier punto en la periferia de la sección más delgada)
soporta un esfuerzo que varía en la forma sinusoidal mostrada en la figura 5.5.b. A este tipo de variación
de esfuerzo se le denomina repetido invertido.
De acuerdo con la definición del límite de fatiga, al someter una probeta normalizada y pulimentada a
flexión giratoria, el máximo esfuerzo S (dado por la ecuación 5.1) al cual se puede someter dicha probeta
sin que falle, aún después de un gran número de ciclos de carga, es el límite de fatiga, denominado Se’.
El límite de fatiga se obtiene realizando un gran número de veces la prueba de fatiga con valores
diferentes de S (variando el momento flector aplicado). Para cada probeta se ubica una equis en el
diagrama, con el esfuerzo aplicado y el número de vueltas que giró hasta romperse. La figura 5.5.c
muestra un diagrama de Wohler típico de un acero. Los puntos de ensayo siguen una tendencia como la
mostrada. A partir del punto A (1, Su) la línea desciende hasta al codo en B, y partir de allí los puntos
tienden a ajustarse a la línea horizontal BC; el valor de esfuerzo correspondiente a esta línea es el límite
de fatiga, Se’; al aplicar un esfuerzo menor a Se’ no ocurriría la falla, mientras que un esfuerzo mayor
produciría la falla después de cierto número de vueltas.
.
32
3
d
M
I
Mc
S


(a) Probeta típica para el ensayo de
fatiga. La sección crítica es circular
(b) Variación sinusoidal del esfuerzo en el
punto A. Smax = –Smin = (Mc)/(I) = (32M)/(d
3
)
MM n (r/min)
A
d
(c) Diagrama S-nc o de Wohler
10
0
10
3
10
6
nc (log)
S (log)
Su
Se’
A
B C
Límite de fatiga
S
0 ¼ ½ ¾ 1 No. de vueltas
Smax
Smin

5.5.2 Resistencia a la fatiga para vida finita
Las piezas sometidas a cargas variables pueden diseñarse para un número de ciclos determinado,
dependiendo de la vida requerida. Particularmente, los materiales que no poseen límite de fatiga no se
pueden diseñar para vida infinita, sino que deben diseñarse para una duración determinada. Entonces,
podemos hablar de una “resistencia al fatiga” para vida finita.
La figura 5.6 muestra un diagrama S-nc o de Wohler, típico de algunos materiales que no poseen límite de
fatiga (aleaciones de aluminio, cobre, etc.). Si, por ejemplo, se quiere diseñar para una duración finita de
108
ciclos, la resistencia a usar es Sf’@1108, que corresponde a un nivel de esfuerzo que idealmente
produciría una vida de nc = 108
. En general, denotamos Sf’ a la resistencia a la fatiga para vida finita.
Figura 5.6 Diagrama S-nc o de Wohler para un material sin límite de fatiga
La resistencia a la fatiga para vida finita, al igual que el límite de fatiga, es una propiedad que se basa en
pruebas de flexión giratoria sobre probetas normalizadas y pulidas. Sin embargo, es necesario aclarar que
pueden desarrollarse diagramas esfuerzo-deformación y obtenerse resistencias a la fatiga para carga axial,
torsión y otros tipos de flexión. En este texto se trabajará sólo con límites o resistencias a la fatiga
para flexión giratoria.
5.6 LÍMITES Y RESISTENCIAS A LA FATIGA
En esta sección se presentan algunas ecuaciones y datos generales sobre los límites y resistencias a la
fatiga de algunos materiales comunes.
5.6.1 Aceros
La figura 5.7 ilustra la relación entre el límite de fatiga y el esfuerzo último para diferentes aceros. La
zona de sombreado oscuro corresponde a la tendencia que sigue la mayoría de los aceros, de acuerdo con
los datos experimentales; se observa que para valores de esfuerzo último menores de aproximadamente
1380 MPa, entre mayor es el Su del acero, mayor es su límite de fatiga.
Sin embargo, para valores de esfuerzo último por encima de 1380 MPa, el límite de fatiga parece ser
independiente de Su. Incluso, para aceros con Su muy por encima de este valor, la resistencia a la fatiga
puede ser inferior a la de un acero con Su = 1380 MPa. Esto nos indica que, si de resistencia a la fatiga se
trata, no parece ser conveniente utilizar un acero con Su > 1380 MPa.
La tendencia de los datos se aproxima a las dos líneas rectas mostradas en la figura 5.7. Una línea tiene
una pendiente de 0.5 y, al extrapolar, partiría desde el origen del diagrama; esto indica que el límite de
10
0
10
3
10
6
10
8
nc (log)
S (log)
Su
Sf’@110
8 Resistencia a la fatiga para 108
ciclos

fatiga es la mitad del esfuerzo último. La otra línea es horizontal y parte desde el punto (1380, 690) MPa;
se asume, entonces, que para los aceros con Su > 1380 MPa, el límite de fatiga es aproximadamente
690 MPa.
Figura 5.7 Relación entre el límite de fatiga y el esfuerzo último de los aceros
Podemos concluir que para la mayoría de los aceros (de bajo carbono, aleados, inoxidables):
(5.2)
(5.3)
Una gráfica similar a la de la figura 5.7, se obtiene para la relación entre la dureza de un acero y el límite
de fatiga. La diferencia principal e importante es que la curva no permanece horizontal para valores
grandes de dureza, sino que tiende a caer. Al aumentar la dureza de un acero, no necesariamente aumenta
el límite de fatiga; para valores altos de dureza, un aumento de ésta puede implicar una reducción del
límite de fatiga.
La siguiente expresión es una relación aproximada entre el límite de fatiga, en MPa, y la dureza, en
grados Brinell (HB), para los aceros[3]
:
(5.4)
Los datos experimentales muestran que la relación entre el límite de fatiga y el esfuerzo último de los
aceros depende de la microestructura[4]
:
Aceros al carbono Se’  0.6Su (ferrita) (5.5.a)
Se’  0.4Su (perlita) (5.5.b)
Se’  0.25Su (martensita) (5.5.c)
Aceros aleados Se’  0.35Su (martensita) (5.6)
ksi).(200MPa1380si,5.0  uue SS'S
ksi).(200MPa1380si,ksi100MPa690  ue S'S
HB.400Durezasi[HB])Dureza)(72.1(]MPa[ 'Se
Su (MPa)
Se’ (MPa)
900
750
600
450
300
150
300 600 900 1200 1500 1800
Muy pocos casos
Mayoría de datos
690 MPa
1380MPa
Pendiente: 0.5

Una ecuación más elaborada es recomendada por Lessells[citado en 3] 4
, para aceros aleados de alta
resistencia:
(5.7)
donde a y b son valores que se obtienen mediante interpolación rectilínea de los datos de la tabla 5.1.
Tabla 5.1 Coeficientes a y b para la ecuación 5.7.
Sy (MPa) a Su (MPa) b
588 0.2 588 0.45
1310 0.4 1372 0
Las ecuaciones 5.2 a 5.7 se deben usar cuando no se posea información más exacta sobre el límite de
fatiga o cuando no sea necesario obtenerla, ya que como se dijo, los valores obtenidos de Se’ son
aproximados. Cuando se conozca el límite de fatiga de un determinado acero (de libros, catálogos, etc.)
debe utilizarse dicho valor, ya que seguramente fue encontrado con datos experimentales para dicho
acero. Finalmente, ciertas aplicaciones podrían demandar ensayos experimentales para obtener un valor
más exacto del límite de fatiga para un acero o material en particular.
Para los ejemplos y ejercicios de este capítulo, se utilizará preferiblemente la ecuación 5.2 ó 5.3, ya que
es sencilla de recordar y usar. En caso de que se disponga del límite de fatiga, se utilizará dicho valor.
5.6.2 Otros materiales
A continuación se dan las ecuaciones para determinar los límites de fatiga aproximados de algunos
materiales ferrosos fundidos y las resistencias a la fatiga de las aleaciones de aluminio y de cobre, para
una duración de 5108
ciclos. Al igual que para el acero, estas ecuaciones son aproximaciones de datos
experimentales.
Aleaciones de aluminio[1]
Sf’@5108  0.4 Su, para Su < 330 MPa (48 ksi). (5.8.a)
Sf’@5108  132 MPa = 19 ksi, para Su  330 MPa (48 ksi). (5.8.b)
Aleaciones de cobre[1]
Sf’@5108  0.4 Su, para Su < 276 MPa (40 ksi). (5.9.a)
Sf’@5108  96 MPa = 14 ksi, para Su  276 MPa (40 ksi). (5.9.b)
Algunos materiales ferrosos fundidos
De acuerdo con Faires[3]
:
Acero fundido Se’  0.4 Su. (5.10)
Hierro fundido gris Se’  0.35 Su. (5.11)
Hierro fundido nodular Se’  0.4 Su. (5.12)
Hierro fundido nodular normalizado Se’  0.33 Su. (5.13)
4
ASTM, Metals, Pub. esp. núm. 196.
,uye bSaS'S 

Adicionalmente, Norton[1]
plantea lo siguiente para los hierros:
Se’  0.4 Su, para Su < 400 MPa (60 ksi). (5.14.a)
Se’  160 MPa = 24 ksi, para Su  400 MPa (60 ksi). (5.14.b)
Una conclusión general que puede extraerse de los datos de esta sección es que los límites de fatiga o las
resistencias a la fatiga son bastante menores que el esfuerzo último. La relación entre el límite de fatiga o
la resistencia a la fatiga para 5108
ciclos y el esfuerzo último para los materiales mencionados varía
entre 0.25 (ó menos) y 0.6 aproximadamente. Además, si se tiene en cuenta que existen varios factores
que reducen la resistencia a las cargas variables (sección 5.8), las resistencias a la fatiga de las piezas de
máquinas serán aún mucho menores.
5.7 VARIACIÓN DE LOS ESFUERZOS
La variación de los esfuerzos de los elementos de ingeniería no necesariamente es igual a la que ocurre en
flexión giratoria. Por lo tanto, es necesario considerar distintos casos de variación de esfuerzos. En un
elemento sometido a cargas variables, los esfuerzos pueden variar con respecto al tiempo, t, de una forma
muy irregular como se observa en la figura 5.8, y generalmente es difícil predecir con exactitud cómo es
tal variación. Por ejemplo, el esfuerzo normal máximo en una viga de un ala de una aeronave puede
variar de manera muy irregular, al ser sometida a la fuerza del viento y a las vibraciones que debe
soportar.
Figura 5.8 Curva esfuerzo – tiempo (S-t) del punto crítico de un elemento
El modelo de falla por fatiga estudiado en este libro se basa en el diagrama de Wohler (figura 5.2, por
ejemplo), el cual se obtiene con pruebas sobre probetas sometidas a flexión giratoria. Este tipo de carga
produce una variación sinusoidal de los esfuerzos (figura 5.5.b); por lo tanto, en esta teoría se modela
cualquier tipo de variación de esfuerzos de una manera sinusoidal5
.
La figura 5.9 muestra un modelo de variación sinusoidal para la variación real de esfuerzos de la figura
5.8. Los valores de los esfuerzos máximo y mínimo se han mantenido iguales a los valores reales, y el
periodo (o la frecuencia) fue escogido de tal manera que parezca similar al de la curva real.
5
En ausencia de corrosión, la forma exacta en que varían los esfuerzos no es tan importante; lo que incide en la falla por fatiga es
el número de ciclos y los valores máximos y mínimos de los esfuerzos.
S
t
Smax
Smin

Figura 5.9 Modelo sinusoidal de la curva S-t del punto crítico de un elemento.
En este caso particular, el esfuerzo es fluctuante (con compresión más pequeña)
Las variables o parámetros de un modelo como el de la figura 5.9 son:
Smax : esfuerzo máximo.
Smin : esfuerzo mínimo.
Sm : esfuerzo medio (o promedio).
Sa : esfuerzo alternativo (amplitud de la onda).
R : relación de esfuerzos; es la relación entre el esfuerzo mínimo y el esfuerzo máximo.
De la figura 5.9 pueden obtenerse las dos primeras de las siguientes relaciones:
,
2
minmax
m
SS
S

 ,
2
minmax
a
SS
S

 .
max
min
S
S
R  (5.15)
Para esfuerzos cortantes, las ecuaciones son:
,
2
sminsmax
ms
SS
S

 ,
2
sminsmax
as
SS
S

 ,
smax
smin
S
S
R  (5.16)
donde Ssmax, Ssmin, Sms y Sas son los esfuerzos cortantes máximo, mínimo, medio y alternativo,
respectivamente.
Otras expresiones que se derivan de las anteriores son:
,ammax SSS  .ammin SSS  (5.17)
,asmssmax SSS  .asmssmin SSS  (5.18)
Para el manejo de estas variables, debe tenerse en cuenta que un esfuerzo normal de tracción es positivo y
un esfuerzo normal de compresión es negativo. Para el caso de esfuerzos cortantes, el esfuerzo es
positivo en la dirección en la que éste alcanza su mayor magnitud, y es negativo en dirección
contraria.
Las variables en la cuales nos debemos concentrar para la utilización de las ecuaciones de diseño son el
esfuerzo medio y el esfuerzo alternativo.
De lo dicho hasta aquí y de las ecuaciones se puede inferir que (i) el esfuerzo alternativo nunca es
negativo, ya que representa la amplitud de una onda; (ii) para el caso de esfuerzos normales, el esfuerzo
S
t
Smax
Smin
Sm
Sa
Sa
0

medio puede ser negativo o positivo, mientras que para esfuerzos cortantes el esfuerzo medio es
siempre positivo (ya que la dirección positiva del esfuerzo es en la dirección del esfuerzo máximo).
Algunas variaciones típicas de esfuerzo se muestran en la figura 5.10, con sus nombres y los rangos
correspondientes para R.
Figura 5.10 Variaciones sinusoidales de esfuerzo con respecto al tiempo
De acuerdo con el procedimiento que sigue Norton[1]
para el caso de torsión o cortante, deben calcularse
los esfuerzos equivalentes de von Mises. Para cortante simple, el estado de esfuerzo es como el mostrado
en la figura 4.40.a (capítulo 4), y el esfuerzo equivalente de von Mises se obtiene de la ecuación 4.42:
;3
222
sYYXXYYXXe SSSSS  (4.42R
)
entonces
;577.0/33
2
ssse SSS 
por lo tanto
.577.0/y577.0/ asaemsme SS   (5.19)
No se incluyó el valor absoluto en la ecuación 5.19, ya que tanto Sms como Sas son siempre positivos.
S
t
Smax
Smin
Sm = 0
Sa
Sa
(a) Esfuerzo repetido invertido
(totalmente alternante); por ejemplo, en
una viga sometida a flexión giratoria
R = –1
S
Smax
Smin
Sm
Sa
Sa
(c) Esfuerzo fluctuante; sólo tracción (línea
continua) o sólo compresión (línea a trazos)
0 < R < 1
t
R > 1
Sólo
tracción
Sólo
compresión
0
S
t
Smax
Smin = 0
Sm
Sa
Sa
(b) Esfuerzo repetido en una dirección;
Smin = 0 (ó Smax = 0, si el esfuerzo
siempre es de compresión (R = ))
R = 0
S
t
Smax
Smin
Sm
Sa
Sa
(d) Esfuerzo fluctuante con tracción más
pequeña. El caso de esfuerzo fluctuante
con compresión más pequeña se muestra
en la figura 5.9, para el que –1 < R < 0)
R < –1
0

5.8 FACTORES QUE AFECTAN LA RESISTENCIA A LA FATIGA
En las secciones precedentes se habló del diagrama de Wohler, a partir del cual se obtienen el límite de
fatiga y las resistencias a la fatiga. Como se dijo, estas propiedades están basadas en probetas de ensayo
normalizadas (usualmente de 0.3 in de diámetro en la sección más delgada), de superficies altamente
pulidas (pulido a espejo), trabajando bajo condiciones ambientales favorables, como por ejemplo, en
ausencia de corrosión y a temperaturas “normales”.
En general, las características de los elementos de máquinas y de su entorno difieren de aquellas de las
probetas de ensayo. Las piezas suelen tener mayores rugosidades, ya que obtener una superficie pulida a
espejo es un procedimiento costoso. Las temperaturas de trabajo pueden ser “bajas”, tendiendo a
fragilizar los materiales, o “muy altas”, reduciendo la resistencia del material o produciendo el fenómeno
de termofluencia (“creep”). Los elementos pueden tener concentradores de esfuerzos o pueden estar en
presencia de agentes corrosivos. Factores como éstos se estudiarán en esta sección, y se presentarán las
variables que involucran sus efectos sobre la falla de los materiales.
Los factores que modifican la resistencia a la fatiga son:
(a) Estado superficial
(b) Tamaño de la pieza
(c) Variabilidad en los procesos de manufactura
(d) Temperatura
(e) Efectos varios (corrosión, esfuerzos residuales y otros)
(f) Tipo de carga
(g) Concentradores de esfuerzos
Los efectos de los aspectos (a) hasta (f) sobre la resistencia a la fatiga se cuantifican mediante los factores
Ka, Kb, Kc, Kd, Ke y Kcar, cuyo producto se designa con el término K:
.caredcba KKKKKKK  (5.20)
5.8.1 Factor de superficie (Ka)
El estado superficial tiene efecto sobre la resistencia a la fatiga de los elementos; a mayor rugosidad de la
superficie, menor será la resistencia, ya que las irregularidades de la superficie actúan como pequeñísimos
concentradores de esfuerzos que pueden iniciar una grieta de manera más temprana.
La manera de introducir el efecto del acabado superficial, así como el de otros aspectos que se estudian en
las secciones 5.8.2 a 5.8.6, es definiendo factores multiplicadores de la resistencia a la fatiga.
El factor de superficie, Ka, es el coeficiente que tiene en cuenta el efecto del acabado superficial sobre la
resistencia del material a las cargas variables y está en el intervalo [0,1]. Para el caso de elementos
pulidos a espejo Ka = 1, ya que este tipo de superficie es el que tienen las probetas para determinar el
límite de fatiga; por lo tanto, no habría necesidad de hacer corrección por estado superficial. Un valor
menor que uno implica que el estado superficial reduce en cierto grado la resistencia. Si, por ejemplo,
Ka = 0.35, la resistencia a la fatiga corregida para vida infinita sería el 35% del límite de fatiga, si se
considerara sólo el efecto de la rugosidad.
La figura 5.11 presenta los resultados de ensayos experimentales efectuados sobre probetas de acero con
diferentes acabados superficiales. Las curvas de los acabados más pulidos están por encima (los valores
de Ka son mayores) de curvas de procesos que producen mayores rugosidades o que generan

descarburación de la superficie, como ocurre con el laminado en caliente y el forjado; una superficie
descarburada contiene menor porcentaje de carbono, lo cual reduce la resistencia del acero.
Figura 5.11 Factores de superficie para el acero. Fuente: Juvinall
[5]
. Pueden
aplicarse a otros metales dúctiles, pero como valores aproximados
[1]
De la figura se puede observar también que Ka no sólo depende del acabado superficial sino también del
esfuerzo último del acero. A mayor esfuerzo último, menor tiende a ser el factor de superficie, ya que los
aceros más resistentes tienden a ser más sensibles a los efectos de concentración de esfuerzos producidos
por las imperfecciones de la superficie. Esto se debe a que dichos materiales tienden a ser menos
dúctiles, es decir, a tener menos capacidad de deformarse plásticamente.
Como se dijo, las curvas de la figura 5.11 son válidas para el acero, con el cual se hicieron las pruebas
experimentales, aunque también pueden aplicarse a otros metales dúctiles, pero como valores
aproximados[1]
. Para el hierro fundido se puede tomar Ka = 1, porque las discontinuidades internas
debidas a las inclusiones de grafito, hacen que la rugosidad de la superficie no reduzca de manera
adicional la resistencia a la fatiga.
5.8.2 Factor de tamaño (Kb)
El tamaño de la pieza en las secciones críticas también tiene efecto sobre su resistencia. En general, a
mayor tamaño de la pieza menor es su resistencia, aunque para carga axial no existe este efecto.
La pérdida de resistencia al aumentar los tamaños de las piezas se debe a que hay una mayor probabilidad
de que exista un defecto en el volumen que soporta los mayores esfuerzos. Considere la figura 5.12 en la
cual se muestran las secciones transversales de dos probetas; la segunda con el doble de diámetro que la
60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 ksi
400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 MPa
Esfuerzo último, Su
Dureza Brinell (HB)
120 160 200 240 280 320 360 400 440 480 520
1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
1.0
0.9
0.8
0.7
0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0
Factor de
superficie,
Ka
Pulido a espejo
Rectificado fino o
pulido comercial
Mecanizado
Laminado en caliente
Forjado
Corrosión con
agua de la llave
Corrosión en
agua marina

primera. Si las probetas están sometidas a flexión giratoria, los puntos que soportan mayores esfuerzos
son los que están entre la circunferencia a trazos y el contorno de la sección; si los puntos mostrados
fueran defectos en la sección, la de mayor diámetro tendrá muchos más defectos en la zona crítica, con lo
que tendría mayor probabilidad de que se iniciara una grieta por alguno de ellos.
La curva continua (BC) de la figura 5.13 muestra la tendencia de datos experimentales, al someter
probetas de diferentes tamaños (8 mm a 250 mm) a flexión giratoria. Por ejemplo, al someter una probeta
de 250 mm de diámetro a flexión giratoria, se encuentra que el esfuerzo máximo que se puede aplicar sin
que ocurra falla es aproximadamente 0.7Se’; es decir, el factor de tamaño es aproximadamente 0.7.
Figura 5.13 Variación del factor de tamaño con respecto al diámetro equivalente
6
Para diámetros menores que 8 mm (que es aproximadamente el tamaño usual de las probetas de ensayo
para fatiga), la resistencia a la fatiga de la pieza se toma igual al límite de fatiga, es decir, se toma Kb = 1
(línea AB). Los datos experimentales para diámetros mayores de 250 mm son muy escasos (por su
elevado costo); se sugiere tomar Kb = 0.6 para diámetros mayores a 250 mm[1]
.
Las siguientes ecuaciones[6, citado en 1]
pueden usarse para determinar el factor de tamaño de piezas de acero
sometidas a flexión o torsión:
6
Considere, por ahora, que el diámetro equivalente es el diámetro de la probeta sometida a flexión giratoria.
Kb
1
0.8
0.6
0.4
0.2
0
0 50 100 150 200 250 de (mm)
A B
C
Figura 5.12 El número de defectos
en la zona de mayor esfuerzo de una
probeta sometida a flexión giratoria
tiende a ser mayor en una probeta de
mayor diámetro

in),(10mm250si,6.0
in)10in0.3si,869.0(
mm250mm8si,189.1
in)(0.3mm8si,1
097.0
097.0






eb
eeb
eeb
eb
dK
ddK
ddK
dK
Flexión o torsión (5.21)
donde de es el diámetro de la probeta sometida a flexión giratoria (para otras secciones y otras
solicitaciones diferentes de flexión giratoria, debe hallarse un diámetro equivalente como se discute más
adelante). Las ecuaciones anteriores son dudosas para metales no ferrosos[1]
.
Los datos experimentales sugieren que no existe efecto de tamaño para carga axial; por lo tanto, para
piezas sometidas a carga axial:
.1bK Carga axial (5.22)
Lo cual significa que la resistencia a la fatiga no se afecta por el tamaño de la pieza.
Debe tenerse en cuenta que las piezas de gran tamaño tienden a ser menos resistentes a todas las
solicitaciones y tipos de carga; se recomienda ser precavidos al trabajar con piezas de gran tamaño.
Para aplicar la ecuación 5.21 a secciones no circulares y solicitaciones diferentes a flexión giratoria, se
debe determinar un diámetro equivalente, de. La manera de determinar los diámetros equivalentes no se
explica aquí, pero se presentan los resultados para algunas secciones típicas. El estudiante puede
consultar algunos textos de diseño[1,4]
si quiere ahondar en el tema.
Para secciones circulares de diámetro d, sometidos a:
Flexión giratoria: de = d. (5.23.a)
Flexión no giratoria7
: de = 0.37d. (5.23.b)
Torsión: de = d. (5.23.c)
Para secciones rectangulares o en “I” sometidas a flexión no giratoria:
Sección rectangular de área hb: de = 0.808 hb . (5.24)
Sección en “I” (figura 5.14): de = 0.808 hb , si t > 0.025h. (5.25)
Figura 5.14 Sección en “I”
7
Existe “flexión no giratoria’ cuando se somete un elemento, que no gira, a un momento flector variable en magnitud pero que
no cambia de dirección.
E.N.
t
h
b

5.8.3 Factor de confiabilidad (Kc)
Como se ha visto hasta ahora, la teoría de fatiga se basa, en gran medida, en datos experimentales. Como
la mayoría de las curvas y datos obtenidos corresponden a la tendencia “media” que siguen los puntos de
ensayo, la confiabilidad de estos datos es del 50%. Considere, por ejemplo, que alguien quiere
determinar el límite de fatiga de un determinado material; lo que puede hacer es tomar varias muestras del
material, elaborar probetas de ensayo de fatiga y anotar los diferentes límites de fatiga obtenidos. Con los
datos se construye un histograma o distribución de frecuencias, que consiste en dividir el rango de valores
obtenidos en un número pequeño de intervalos (seis, para el ejemplo de la figura 5.15). Se cuenta el
número de datos que pertenecen a cada intervalo y se construye un rectángulo cuya base es igual a la
amplitud del intervalo, y cuya altura es proporcional al número de datos en dicho intervalo. Esto se
ilustra en la figura 5.15. En la práctica, los datos de las propiedades de un material, como el límite de
fatiga, siguen una distribución “normal”, la cual tiene forma de campana.
Figura 5.15 Dispersión de los valores experimentales del límite de fatiga de un material
Si se toma como límite de fatiga del material el valor promedio obtenido, éste tendrá una confiabilidad
del 50%, lo que significa que la mitad de las piezas construidas con este material tendrán un límite de
fatiga igual o superior al valor promedio; la mitad, ya que a partir del valor promedio hacia la derecha, el
área que queda (probabilidad) es la mitad del área total.
Esto sucede también con otros datos, curvas y ecuaciones obtenidas experimentalmente; los valores
calculados con las ecuaciones o determinados mediante curvas normalmente son promedios.
El factor de confiabilidad, Kc, corrige la resistencia a la fatiga de tal manera que se tenga una mayor
probabilidad (y confiabilidad) de que la resistencia real de una pieza sea mayor o igual que el valor
corregido. Para la determinación de este factor se supone que la desviación estándar de la resistencia a la
fatiga es de 8%. Utilizando ecuaciones estadísticas correspondientes a la campana de Gauss (distribución
normal) se obtiene la siguiente tabla:
Tabla 5.2 Factor de confiabilidad (Kc).
Confiabilidad (%) 50 90 99 99.9 99.99 99.999
Kc 1 0.897 0.814 0.753 0.702 0.659
Al igual que Ka y Kb, el factor de confiabilidad varía entre 0 y 1. Teóricamente, una confiabilidad del
100% no se podría lograr ya que la campana de Gauss se extiende hasta menos infinito; sin embargo,
como se observa en el diagrama de barras de la figura 5.15, los datos reales se extienden en un rango
finito de valores. Para propósitos prácticos, una confiabilidad teórica del 99.9% sería suficiente en
muchos casos. El diseñador decide con que confiabilidad trabaja, aunque es bueno recordar que el factor
de seguridad, N, tiene en cuenta también las incertidumbres en las propiedades del material y en los datos
Frecuencia
Se’Se’(promedio)

experimentales. La decisión de tomar cierta confiabilidad debe estar ligada a la selección de N; para
valores bajos de N se podrán tomar confiabilidades altas, mientras que para valores muy conservadores,
no sería necesario un valor grande de confiabilidad.
5.8.4 Factor de temperatura (Kd)
Las propiedades de un material dependen de su temperatura, Temp. Por ejemplo, un acero puede
fragilizarse al ser sometido a “bajas” temperaturas, y la resistencia a la fatiga puede reducirse
notoriamente por encima de unos 500 °C. Para tener en cuenta el efecto de reducción de resistencia a la
fatiga, se utiliza el factor de temperatura, Kd, que varía entre 0 y 1, dependiendo de la temperatura: cero
cuando la resistencia es nula y uno cuando la resistencia para vida infinita es igual al límite de fatiga, es
decir, cuando la temperatura no modifica la resistencia.
De acuerdo con datos experimentales en los aceros, el límite de fatiga permanece más o menos constante
entre la temperatura “ambiente” y 450 °C, y comienza a reducirse rápidamente por encima de este valor.
La siguiente ecuación empírica[6, citado en 1]
puede utilizarse para determinar el factor de temperatura de un
acero:
(5.26)
El estudiante puede inferir de la ecuación 5.26, que mientras a 450 °C la resistencia a la fatiga de los
aceros no se ha alterado con la temperatura, a 550 °C ésta se ha reducido en un 58%.
La ecuación 5.26 no debe utilizarse para otros materiales diferentes al acero.
5.8.5 Factor de efectos varios (Ke)
Existen otros factores que modifican la resistencia a la fatiga de los materiales; todos los efectos no
considerados por los otros factores son cuantificados por el factor Ke. Sin embargo, es muy escasa la
información cuantitativa sobre dichos efectos. En general, 0  Ke  1; en ausencia de corrosión, esfuerzos
residuales, etc., se puede tomar Ke = 1. Algunos de los fenómenos a tener en cuenta en un diseño por
fatiga incluyen:
Corrosión
Aunque hay información limitada sobre la resistencia de los materiales en entornos severos[1]
, la corrosión
por agua o aire, por ejemplo, tiene un efecto altamente perjudicial sobre la resistencia a la fatiga. Una
grieta esforzada en presencia de corrosión crecerá mucho más rápido; además, aún en ausencia de
variación de esfuerzo las grietas tienden a crecer. Es por esto que el fenómeno de corrosión es tan
perjudicial para los elementos de máquinas.
El fenómeno de pérdida de resistencia a la fatiga por corrosión no ha sido suficientemente estudiado, pero
hay algunos datos que pueden servir de ayuda al diseñador. Sin embargo, un estudio experimental bajo
las condiciones particulares sería conveniente en los casos requeridos. No existe límite de fatiga en
presencia de corrosión[1,4]
(ya que las grietas aparecen y crecen con el tiempo). Contradictoriamente, las
dos curvas a trazos de la figura 5.11 sugieren que sí existe límite de fatiga para el acero en presencia de
corrosión (el efecto de corrosión se tendría en cuenta con el factor Ka). Por otro lado, Norton[1]
propone la
siguiente ecuación para elementos de acero al carbono en agua limpia.
(5.27)
C450si,1  empd TK
C550C450si),C450(C)/0058.0(1  empempd TTK
MPa.100'Se

Es decir, el límite de fatiga es aproximadamente constante (100 MPa) independientemente de la cantidad
de carbono del acero. Entonces, con respecto al límite de fatiga en un ambiente corrosivo, sería lo mismo
un acero de bajo carbono que uno de alto carbono. Para el caso representado por la ecuación 5.27, no se
utilizaría el factor de efectos varios, sino que se tomaría directamente 100 MPa como límite de fatiga.
La resistencia a la fatiga tiende a reducirse si el agua que rodea el elemento es salada, si la temperatura es
alta o si la frecuencia de aplicación de la carga es baja.
También existe la corrosión por apriete (en ajustes forzados). Por ejemplo, en uniones atornilladas,
cojinetes, cubos de ruedas dentadas y árboles o ejes. El proceso involucra cambio de color en la
superficie, picadura y finalmente fatiga. El factor Ke varía entre 0.24 y 0.90, dependiendo del material de
las piezas del ajuste.[4]
Proceso de manufactura
Los procesos de manufactura tienen un efecto significativo en las propiedades de los materiales,
incluyendo la resistencia a la fatiga. Las propiedades de un material dependerán de si éste es fundido,
laminado, forjado, tratado térmicamente, etc., ya que estos procesos modifican la microestructura y las
características de los granos (si los hay). Como la propagación de grietas se facilita a lo largo de los
límites de grano, cualquier proceso de manufactura que modifique el tamaño, orientación y forma de los
granos afectará la resistencia a la fatiga. Por ejemplo, procesos como el laminado, estirado y extrusión
tienden a producir granos alargados en la dirección del estirado. Por lo tanto, la resistencia a la fatiga
variará en direcciones diferentes. Procesos como el recocido tienden a liberar esfuerzos residuales, a
hacer crecer los granos y a que éstos sean esféricos. La liberación de esfuerzos es generalmente benéfica,
pero los otros dos aspectos tienden a producir un efecto negativo sobre la resistencia a la fatiga. Para
terminar, hay que tener en cuenta que al procesar un material cuya resistencia a la fatiga inicial se
conozca, la resistencia final será en general diferente.
Esfuerzos residuales
De acuerdo con lo dicho en el párrafo anterior, cuando se reprocesa un material, por ejemplo mediante
forja o mecanizado, sus propiedades pueden cambiar, debido en parte a que los procesos de manufactura
tienden a dejar esfuerzos residuales. Estos esfuerzos se deben a la recuperación elástica después de una
deformación plástica no uniforme. Los esfuerzos residuales son perjudiciales si son de tracción, pero son
benéficos si son de compresión, ya que éstos inhiben la generación de grietas y, por lo tanto, la falla por
fatiga. Algunos procesos que producen esfuerzos residuales de compresión benéficos son el recocido y
algunas veces el laminado, la extrusión y el martillado o forjado[4,7]
; esfuerzos residuales de tracción
pueden aparecer después del forjado, extrusión, laminado, mecanizado y rectificado[7]
.
Existen varias técnicas para introducir esfuerzos residuales de compresión que aumentan
significativamente la resistencia a la fatiga. Algunas de estas técnicas son el graneado con perdigones, el
preesforzado mecánico y los tratamientos térmicos y superficiales. La mayoría producen esfuerzos de
compresión biaxiales en la superficie, esfuerzos de compresión triaxiales debajo de la superficie y
esfuerzos de tracción triaxiales en la parte interna. Estos métodos son utilizados en muchos elementos de
máquinas. Norton[1]
(páginas 394 a 399) describe algunas de estas técnicas con cierto detalle.
Recubrimientos
Los recubrimientos afectan significativamente la resistencia a la fatiga. La carburización, por ejemplo,
produce un alto contenido de carbono en la superficie de un acero, aumentando la resistencia mecánica e
impartiendo un esfuerzo residual compresivo en la superficie. Las superficies electrochapadas son muy
porosas y tienden a reducir la resistencia, incluso en 50%[7]
. Similarmente, los recubrimientos metálicos

como el cromado, niquelado o cadmizado reducen la resistencia a la fatiga hasta en 50%[4]
. Por otro lado,
el galvanizado (enchapado en zinc) no afecta significativamente la resistencia a la fatiga[4,7]
.
5.8.6 Factor de carga (Kcar)
El comportamiento a la fatiga de un elemento depende también del tipo de carga al cual se somete. Las
resistencias a la rotura y a la fluencia de un material son diferentes para esfuerzos cortantes y normales;
sucede lo mismo con la resistencia a la fatiga. Además, también hay diferencia entre carga axial y
flexión, a pesar de que ambos tipos de carga generan esfuerzos normales. Tal como se dijo en la sección
5.5.1, el límite de fatiga es una propiedad determinada para flexión giratoria, y debemos calcular una
resistencia a la fatiga para los tipos de carga restantes.
De acuerdo con datos experimentales sobre aceros podemos afirmar lo siguiente: (i) para cualquier tipo
de flexión, giratoria y no giratoria, la resistencia a la fatiga “ideal” (es decir, para una probeta
normalizada y pulida) es igual al límite de fatiga. (ii) La resistencia a la fatiga “ideal” en torsión es
aproximadamente 0.577Se’. (iii) Para carga axial existen varias versiones debido a la variabilidad de
datos experimentales. Norton[1]
sugiere que la resistencia a la fatiga ideal bajo carga axial se tome como
0.7Se’; esto es más conservador que lo dicho por Faires[3]
y Shigley y Mischke[4]
que sugieren relaciones
entre la resistencia a la fatiga en carga axial y el límite de fatiga de 0.8 y de 0.923 a 1, respectivamente.
Mientras que en flexión y torsión los máximos esfuerzos ocurren en un pequeño volumen del elemento,
todo el volumen de una pieza a carga axial está sometido al máximo esfuerzo. Se cree que la menor
resistencia a la fatiga para carga axial se debe a la mayor probabilidad de que se presente una microgrieta
en el mayor volumen esforzado.
La relación entre la resistencia a la fatiga para cada tipo de carga y el límite de fatiga se denomina factor
de carga, Kcar. Entonces, de acuerdo con lo dicho en el párrafo anterior, tenemos que:
flexión.para,1carK (5.28.a)
axial.cargapara,7.0carK (5.28.b)
cortante),(ytorsiónpara,577.0carK (5.28.c)
El caso de torsión se puede tratar calculando los esfuerzos de von Mises equivalentes a los esfuerzos
aplicados[1]
. Entonces, se obtienen esfuerzos medios y alternativos normales y no es necesario usar
el factor 0.577, indicado arriba para torsión. Entonces:
Misesvondeesequivalentesfuerzosloscalculandocortante),(ytorsiónpara,1carK (5.28.d)
5.8.7 Concentradores de esfuerzos - factores Kf , Kfm y Kff
En el capítulo 3 (sección 3.6) se estudió el concepto de concentrador de esfuerzos. Los concentradores de
esfuerzos son discontinuidades de las piezas, tales como chaveteros, agujeros, cambios de sección y
ranuras, que producen un aumento localizado de los esfuerzos. Como se estudió en la sección 3.6.2, para
cargas estáticas, el coeficiente teórico de concentración de esfuerzos, Kt, se tiene en cuenta en el diseño de
materiales frágiles (con algunas excepciones), pero no en dúctiles.

Por otro lado, como se vio en la sección 3.6.3, los concentradores de esfuerzos tienden a afectar a los
elementos dúctiles y frágiles sometidos a cargas variables. Sin embargo, los diversos materiales tienen
diferentes “sensibilidades” a los concentradores. Entonces, además de Kt, se usan unos factores de
concentración de esfuerzos por fatiga (Kff, Kf, Kfm), los cuales se estudian a continuación.
Factor de concentración de esfuerzos por fatiga, Kf (vida infinita)
El factor de concentración de esfuerzos por fatiga, Kf, es un valor que multiplica al esfuerzo nominal, con
el fin de obtener un valor “corregido” del esfuerzo, que tenga en cuenta el efecto de la discontinuidad.
Este factor se aplica al esfuerzo alternativo[1]
. De acuerdo con estudios experimentales, Kf depende de
(i) el coeficiente teórico de concentración de esfuerzos, Kt, (ii) el material y (iii) el radio, r, de la
discontinuidad.
Para tener en cuenta estos dos últimos, se define el índice de sensibilidad a la entalla, q, el cual es un
coeficiente cuyo valor representa qué tan sensible es el material a la discontinuidad de radio r (qué tanto
se afecta su resistencia a la fatiga). El coeficiente q varía desde 0, cuando el material no tiene sensibilidad
a la discontinuidad, hasta 1, cuando el material es totalmente sensible a ésta.
El índice de sensibilidad a la entalla se ha definido matemáticamente como:
(5.29)
de donde:
(5.30)
Como q varía entre 0 y 1, de acuerdo con la ecuación 5.30, el valor de Kf varía entre 1 (cuando el material
no tiene sensibilidad a la entalla) y Kt (cuando el material es totalmente sensible a la entalla).
Al encontrar los coeficientes Kt y q se obtiene, entonces, el valor de Kf. El coeficiente Kt se obtiene de las
curvas del apéndice 5 o de algunas similares. El valor de q se obtiene a partir de:
,
1
1
ra
q

 (5.31)
donde r es el radio de la discontinuidad y a es una constante que depende del material y que se
denomina constante de Neuber. La tabla 5.3 suministra valores de la constante de Neuber para aceros;
Norton[1]
presenta también valores de esta constante para aluminios. El índice de sensibilidad a la
entalla, q, de los hierros fundidos es muy pequeño (varía entre 0 y 0.2 aproximadamente); se recomienda
tomar el valor conservador de q = 0.2[4]
. La ecuación 5.31 puede utilizarse para construir curvas de
sensibilidad a la entalla. Estas curvas se muestran en la figura 5.16.
Por lo tanto, el índice de sensibilidad a la entalla puede calcularse mediante la ecuación 5.31 o puede
obtenerse directamente de la figura 5.16.
,
1
1



t
f
K
K
q
).1(1  tf KqK

(a) Aceros
(b) Aluminio tratado térmicamente (-T)
Figura 5.16 Curvas para la determinación del índice de sensibilidad a la entalla, q (parte 1)
Radio de la discontinuidad, r (in)
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
q
0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.120 0.14 0.16 0.18 0.20
Su
(MPa) (ksi)
621 90
414 60
276 40
207 30
138 20
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
q
0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.120 0.14 0.16 0.18 0.20
Su
(MPa) (ksi) (MPa) (ksi)
1379 200 1241 180
1103 160 965 140
965 140 827 120
827 120 689 100
689 100 552 80
552 80 414 60
483 70 345 50
414 60
345 50
Esfuerzo Torsión
normal

(c) Aluminio recocido y endurecido por deformación (-O & -H)
Figura 5.16 Curvas para la determinación del índice de sensibilidad a la entalla, q (parte 2)
Tabla 5.3 Constante de Neuber para aceros (fuente: Norton
[1]
).
Su
a
Carga axial y flexión Torsión
(ksi) (MPa) (in0.5
) (mm0.5
) (in0.5
) (mm0.5
)
50 345 0.130 0.66 0.093 0.47
55 380 0.118 0.59 0.087 0.44
60 415 0.108 0.54 0.080 0.40
70 485 0.093 0.47 0.070 0.35
80 550 0.080 0.40 0.062 0.31
90 620 0.070 0.35 0.055 0.28
100 690 0.062 0.31 0.049 0.25
110 760 0.055 0.28 0.044 0.22
120 825 0.049 0.25 0.039 0.20
130 895 0.044 0.22 0.035 0.18
140 965 0.039 0.20 0.031 0.16
160 1100 0.031 0.16 0.024 0.12
180 1240 0.024 0.12 0.018 0.09
200 1380 0.018 0.09 0.013 0.07
220 1515 0.013 0.07 0.009 0.05
240 1655 0.009 0.05
Nota: los valores de la constante de Neuber para torsión equivalen a los de esfuerzos normales,
cuando se toma un valor de Su que sea 20 ksi (138 MPa) mayor que el del material.
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0.7
0.8
0.9
1.0
q
0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.120 0.14 0.16 0.18 0.20
Su
(MPa) (ksi)
310 45
241 35
172 25
138 20
103 15

En la figura 5.16, se observa que a mayor resistencia del material, mayor es el índice de sensibilidad a la
entalla. Esto se debe a que a mayor resistencia del acero o aleación de aluminio, menor tiende a ser su
ductilidad (menor capacidad de fluir plásticamente) y, por lo tanto, mayor su sensibilidad al concentrador
de esfuerzos.
Cuando se tienen chaveteros o roscas, muchas veces no se conoce el radio de la herramienta de corte,
por lo cual se hace difícil la obtención de Kt, q y Kf. Las tablas 5.4 y 5.5 presentan valores aproximados
de Kf para chaveteros y roscas en acero. Para clasificar un acero como endurecido o recocido, puede
tomarse como criterio la dureza; endurecido si la dureza es mayor de 200 HB y recocido si es menor de
200 HB. Con estos valores, no se necesita hallar Kt, q, ni aplicar la ecuación 5.30.
Tabla 5.4 Factores de concentración de esfuerzos por fatiga para
chaveteros, válidos para aceros (fuente: Faires
[3]
).
Clase de chavetero
Kf
Recocido, dureza
menor que 200 HB
Endurecido, dureza
mayor que 200 HB
Flexión Torsión Flexión Torsión
Perfil 1.6 1.3 2.0 1.6
Patín 1.3 1.3 1.6 1.6
Tabla 5.5 Factores de concentración de esfuerzos por fatiga para roscas, válidos
para elementos de acero sometidos a tracción o flexión (fuentes: Faires
[3]
y Norton
[1]
).
Clase de rosca
Kf (tracción o flexión)
Recocida
Dureza < 200 HB
Grado SAE  2
Clase SAE (ISO)  5.8
Endurecida
Dureza > 200 HB
Grado SAE  4
Clase SAE (ISO)  6.6
Laminada Tallada Laminada Tallada
Unified National Standard (UNS)
con raíces planas
Cuadrada
2.2 2.8 3.0 3.8
Unified Nacional Standard (UNS)
con raíces redondeadas
1.4 1.8 2.6 3.3
Los grados y clases de los pernos se dan en el capítulo 8 (tablas 8.3 y 8.4).
Chavetero de perfil Chavetero de patín

EJEMPLO 5.1
Una pieza de acero, con Su = 550 MPa, tiene un cambio de sección con radio r = 2.5 mm y un
coeficiente teórico de concentración de esfuerzos Kt = 1.6. La pieza está sometida a un momento
flector en la sección de la discontinuidad. Hallar el índice de sensibilidad a la entalla y el factor de
concentración de esfuerzos por fatiga.
Figura 5.17 Elemento de sección circular con cambio de sección
Solución:
El índice de sensibilidad a la entalla del material se obtiene usando la ecuación 5.31. La constante de
Neuber se toma de la tabla 5.3; para Su = 550 MPa, a = 0.40 mm0.5
. Reemplazando este valor en
la ecuación 5.31 se obtiene:
.80.0
mm5.2
mm40.0
1
1
0.5


q
Esto indica que esta pieza de acero es 80% sensible al concentrador de esfuerzos.
De la ecuación 5.30 se obtiene el factor de concentración de esfuerzos por fatiga:
.48.1)16.1(8.01)1(1  tf KqK
Factor de concentración de fatiga al esfuerzo medio, Kfm
El factor de concentración de fatiga al esfuerzo medio, al igual que Kf, es un valor que multiplica al
esfuerzo nominal, con el fin de obtener un valor “corregido” de esfuerzo. Este factor se aplica al
esfuerzo medio para materiales dúctiles. El valor de Kfm depende de la fluencia localizada que pudiera
ocurrir alrededor de la discontinuidad. Aquí se dan las ecuaciones para el cálculo de Kfm
[2, citado en 1]
; la
explicación de éstas se puede consultar en Norton[1]
:
0entonces2si
entoncesysi
entoncessi




fmyminmaxf
m
afy
fmyminfymaxf
ffmymaxf
KSSSK
S
SKS
KSSKSSK
KKSSK
(5.32)
dD
r = 2.5 mm

Adaptando esta ecuación al caso de esfuerzos cortantes:
0entonces2si
entoncesysi
entoncessi




fmyssminsmaxf
ms
asfys
fmyssminfyssmaxf
ffmsymaxsf
KSSSK
S
SKS
KSSKSSK
KKSSK
(5.33)
Note que podría ser recomendable usar el valor conservador de Kfm = 1 cuando, de la ecuación 5.32 ó
5.33, Kfm < 1.
Factor de concentración de esfuerzos por fatiga para vida finita, Kff
El efecto del concentrador de esfuerzos sobre la resistencia a la fatiga varía con el número de ciclos.
Recuérdese que una discontinuidad en un material dúctil sometido a una carga estática, prácticamente no
afecta la resistencia de la pieza. Pues bien, al pasar de un ciclo de carga a un número indefinido de ciclos
de carga sobre materiales dúctiles, el efecto de la discontinuidad sobre la resistencia pasa de ser nulo a ser
máximo.
El efecto de los concentradores sobre la resistencia a la fatiga en vida finita se tiene en cuenta mediante el
factor de concentración de esfuerzos por fatiga para vida finita, Kff. Este valor, al igual que Kf, es
mayor o igual a 1 y se aplica al esfuerzo alternativo. De acuerdo con datos experimentales sobre aceros
de baja resistencia, Kff = 1 para vidas menores de 1000 ciclos, lo que significa que la resistencia a la
fatiga no se ve afectada por la concentración de esfuerzos. El coeficiente Kff aumenta hasta alcanzar el
valor de Kf cuando el número de ciclos es de 106
.
Las ecuaciones para el cálculo de Kff, dadas a continuación, son válidas para aceros y materiales dúctiles
de baja resistencia[1]
:
(5.34)
Para materiales frágiles o de alta resistencia[1]
:
(5.35)
Sin embargo, Norton[1]
usa siempre la ecuación 5.35, la cual sería conservadora para los aceros y
materiales dúctiles de baja resistencia. En este texto se adopta este método conservador y, por lo
tanto, se usa la ecuación 5.35 para todos los materiales.
ciclos.10si,1 3
 cff nK
.1010si, 63
log
3
1
 c
f
K
c
ff n
K
n
K
f
ciclos.10si, 6
 cfff nKK
.todopara, cfff nKK 

5.9 RESISTENCIA A LA FATIGA CORREGIDA PARA VIDA FINITA E
INFINITA
El límite de fatiga, Se’, y la resistencia a la fatiga para vida finita, Sf’, estudiadas en las secciones 5.5.1 y
5.5.2, son aplicables a probetas normalizadas y pulidas girando sometidas a flexión. Como se vio en las
secciones anteriores, los elementos de máquinas distan mucho de tener las características de estas
probetas de ensayo, ya que pueden tener superficies rugosas, estar sometidas a otros tipos de carga,
trabajar en condiciones ambientales severas, etc..
Vamos a denominar resistencia a la fatiga corregida, Sn, a aquella que tiene en cuenta el efecto del
estado superficial, del tamaño, de la confiabilidad, de la temperatura, del tipo de carga y de los efectos
varios (pero no de los concentradores de esfuerzos). Parecería lógico pensar que Sn es el producto de los
coeficientes Ka, Kb, Kc, Kd, Ke y Kcar por Se’ o Sf’. Esto es cierto para vida infinita, pero los datos
experimentales han mostrado que estos factores inciden de manera diferente para vida finita.
En esta sección se estudian las ecuaciones generales para determinar la resistencia a la fatiga corregida en
función del número de ciclos.
La figura 5.18 muestra un diagrama típico Sn-nc para los aceros, en escala logarítmica (se grafica la
resistencia corregida). La curva está dividida en tres rectas AB, BC y CD. La línea AB está en el rango
de bajo ciclaje (LCF), es decir, en el rango 100
 nc  103
. Cuando se diseña un elemento para un vida
menor o igual a 103
ciclos, puede tomarse, conservadoramente, como resistencia a la fatiga corregida el
menor valor de ésta en ese rango; es decir, si 100
 nc  103
, Sn = Sn103, donde









[1]
1]encitado[9,
1]encitado[9,
10
Misesvondeesequivalentesfuerzosloscalculansesitorsiónpara9.0
torsiónpara577.09.0
axialcargapara75.0
flexiónpara9.0
3
u
u
u
u
n
S
S
S
S
S (5.36)
Nótese que a pesar de que con la ecuación anterior se calcula la resistencia a la fatiga corregida (que tiene
en cuenta los efectos de ciertos factores), los factores Ka, Kb, Kc, Kd y Ke no están incluidos en ella. Esto
se debe a que estos factores parecen no tener efecto en la resistencia para vidas menores a 103
ciclos.
Figura 5.18 Diagrama Sn-nc típico de muchos aceros
10
0
10
3
nc 10
6
nc (log)
Sn (log)
Su
KSe’
A
B
C
Sn103
Sn
D
LCF HCF

Para el rango 103
< nc < 106
, debe encontrase la ecuación de Sn en función de nc (ecuación de la línea BC).
La ecuación de una línea recta en el diagrama logarítmico Sn - nc está dada por:
(5.37)
donde a y b son constantes. De acuerdo con las propiedades de los logaritmos, esta ecuación puede
expresarse como:
(5.38)
donde b = logc, entonces
(5.39.a y b)
Las constantes a y c se determinan mediante los puntos conocidos B y C: en B, Sn = Sn103 y nc = 103
, y en
C, Sn = KSe’ y nc = 106
, donde, como se vio
.caredcba KKKKKKK  (5.20R
)
Para 106
ciclos, los factores Ka, Kb, Kc, Kd, Ke y Kcar sí están involucrados en la ecuación para Sn,
indicando que sí tienen efecto sobre ésta. Reemplazando estos dos pares de valores en la ecuación 5.39.b
obtenemos:
(5.40.a y b)
De este sistema de ecuaciones se obtienen las constantes a y c: de la ecuación 5.40.a:
(5.41)
Reemplazando en la ecuación 5.40.b:
(5.42)
entonces:
(5.43)
De ésta se obtiene que:
(5.44)
Reemplazando la ecuación 5.43 en la 5.41 se obtiene:
(5.45)
,)log()log( bnaS cn 
,log)log()log( cnS
a
cn 
.ó),log()log(
a
cn
a
cn ncSncS 
.)10(y,)10( 63
103
a
e
a
n
c'KScS 
,10ó,10/10 )36(
10
36
10 33
a
ne
aa
ne S'KSS'KS 

 ./log3ó,/10 33
1010
3
nene
a
S'KSaS'KS 
 ./log
3
1
3
10ne S'KSa 
.
][
'
2
10
10
10 3
3
3
'KS
S
S
KS
S
c
e
n
n
e
n

.103
103
a
n
Sc 

Reemplazando las ecuaciones 5.44 y 5.45 en la ecuación 5.39.b, tenemos:
.
][
310
3 log
3
1
2
10
















 n
e
S
'KS
c
e
n
n n
'KS
S
S (5.46)
Ésta es la ecuación de la resistencia a la fatiga corregida, Sn, en función del número de ciclos, nc, para el
rango 103
< nc < 106
.
En el último rango, nc  106
, Sn es constante (figura 5.18) e igual a:
(5.47)
De acuerdo con esto, si se quiere diseñar para una duración mayor o igual a un millón de ciclos, debe
usarse el límite de fatiga corregido; por lo tanto, la pieza duraría indefinidamente.
En las ecuaciones 5.36 a 5.47 y el diagrama de la figura 5.18 no se ha incluido el efecto de los
concentradores de esfuerzos. En las ecuaciones de diseño estudiadas más adelante se incluirá dicho
efecto.
En resumen, para los aceros o materiales que exhiben el codo C en nc  106
(figura 5.18), Sn está dado
por:
,10Si 3
cn .3
10nn SS  (5.48)
,1010Si 63
 cn .
][
310
3 log
3
1
2
10
















 n
e
S
'KS
c
e
n
n n
'KS
S
S (5.49)
,10Si 6
cn .'KSS en  (5.50)
Puede seguirse un procedimiento similar para materiales que no posean límite de fatiga. Puede
demostrarse que para materiales que no exhiben el codo C (véase la figura 5.6):
,10Si 3
cn .3
10nn SS  (5.51)
,10Si 3
crefc nn  .
][
][ 3103 log
1
/3
/31
10


















 'KS
S
zcz
f
z
n
n f
n
n
'KS
S
S (5.52)
,Si crefc nn  .'KSS fn  (5.53)
donde z = log(103
) – log(ncref) = 3 – log(ncref) y Sf’ = Sf’@ncref es la resistencia a la fatiga para una vida ncref.
Por ejemplo, para una aleación de aluminio se podría tomar ncref = 5108
, ya que se podría estimar
Sf’@5108 mediante la ecuación 5.8. Nótese que no se presenta ecuación para nc > ncref. En este caso podría
usarse la ecuación 5.52 (lo cual constituiría una extrapolación), pero el resultado tiene una confiabilidad
cuestionable y, probablemente, es conservador. El estudiante puede comprobar que para ncref = 106
, la
ecuación 5.52 es equivalente a la 5.49, excepto que en ésta se usa Se’ en lugar de Sf’.
.'KSS en 







Si ncref = 5108
, z = -5.699 y la ecuación 5.52 es equivalente a:
,10510Si 83
 cn .
][
][
8105@
310
8
3 log
699.5
1
5264.0
105@
5264.1
10























 'KS
S
c
f
n
n f
n
n
'KS
S
S (5.54)
donde, Sn103 en las ecuaciones 5.48 a 5.54 está dado por la ecuación 5.36.
5.10 LÍNEAS DE FALLA
5.10.1 Introducción
El límite de fatiga y la resistencia a la fatiga para vida finita constituyen propiedades base para el diseño
de elementos sometidos a cargas variables. Sin embargo, Se’ o Sf’ no puede ser utilizado directamente en
el diseño, ya que es obtenido bajo condiciones especiales de esfuerzo: probeta normalizada y pulida,
girando sometida a flexión bajo condiciones ambientales favorables.
Particularmente, nos interesa referirnos aquí a las condiciones de flexión giratoria. Bajo este tipo de
carga, la probeta sufre un variación sinusoidal de esfuerzo repetido invertido para la cual el esfuerzo
medio es igual a cero (véase la figura 5.10.a ó la 5.5.b). Se necesitan ecuaciones de diseño que sirvan no
sólo para un esfuerzo repetido invertido, sino también para cualquier tipo de variación sinusoidal, donde
Sm pueda ser diferente de cero. Para encontrar dichas ecuaciones fueron necesarias más pruebas
experimentales, de las cuales se concluyó que, en general, si se agrega una componente media del
esfuerzo, el elemento falla con una componente alternativa menor.
Las figuras 5.19.a y b muestran las tendencias típicas que siguen los puntos de ensayo en diagramas de
esfuerzo medio - esfuerzo alternativo, Sm-Sa y Sms-Sas, respectivamente, cuando se someten probetas
normalizadas y pulidas a diferentes combinaciones de estos esfuerzos. Las cruces en los diagramas
indican las combinaciones (Sm, Sa) o (Sms, Sas) para las cuales un pequeño aumento en el esfuerzo medio o
en el alternativo produciría la falla de la probeta. Las combinaciones de esfuerzos que estén entre la zona
de las cruces y el origen del diagrama no producirían falla, mientras que combinaciones de esfuerzos que
estén por fuera de la zona de las cruces producirían la falla de la probeta de ensayo.
Figura 5.19 Diagramas esfuerzo medio contra esfuerzo alternativo
Analicemos algunos puntos de los diagramas. Al someter una probeta a un esfuerzo estático, ésta fallará
cuando el esfuerzo (máximo) sea igual a la resistencia. Si el esfuerzo es estático, Smax = Smin = Sm y Sa = 0
(no hay amplitud de onda) o Ssmax = Ssmin = Sms y Sas = 0 (para esfuerzos cortantes); entonces, la falla en

Sms
Sas
0.577Se’
Sus
Falla por fatiga
(a) Diagrama Sm-Sa (esfuerzos normales) (b) Diagrama Sms-Sas (esfuerzos cortantes)
Sm
Sa
Se’
Su
Falla inmediata
por compresión
Falla por fatiga

estas condiciones estará representada por el punto (Su, 0) o (Sus, 0). Al observar los diagramas vemos que
las cruces tienden hacia dichos puntos.
La condición de falla de una probeta a flexión giratoria está representada por la combinación (0, Se’). Es
decir, el esfuerzo medio es cero y el esfuerzo alternativo (que será igual al máximo, de acuerdo con la
ecuación 5.17.a) que produce la falla es Se’. Efectivamente, en la figura 5.19.a, las cruces tienden a dicho
punto. En la figura 5.19.b aparece 0.577 Se’, ya que, como se vio, la resistencia a la fatiga en torsión es
aproximadamente 0.577Se’ (sección 5.8.6).
Como se dijo en la sección 5.7, el esfuerzo medio cortante se toma siempre positivo, por lo tanto, en la
figura 5.19.b sólo aparece el lado positivo de Sms; para esfuerzos normales, el esfuerzo medio puede ser
positivo o negativo, tal como se muestra en la figura 5.19.a.
Podemos agregar que para ambos diagramas de la figura 5.19, la tendencia de los puntos en el lado
positivo del esfuerzo medio es similar. Para el lado negativo de Sm, las cruces tienden a subir un poco a
medida que el esfuerzo medio aumenta en compresión, hasta llegar a unos valores de esfuerzos tales que
no se produce falla por fatiga, sino que se produce una falla inmediata (fluencia o rotura) por compresión.
Esto es debido a que los esfuerzos normales de compresión no expanden las grietas. Un punto sometido a
esfuerzos cortantes variables puede desarrollar grietas, al hacerlo, los esfuerzos normales de tracción, no
los de compresión, son los encargados de expandir la grieta.
Como se dijo anteriormente, el caso de torsión se puede trabajar calculando los esfuerzos de von
Mises equivalentes a los esfuerzos aplicados. Además, teniendo en cuenta que el caso de esfuerzos
cortantes es más sencillo, debido a que Sms es siempre positivo, en este texto el estudio de las
ecuaciones de fatiga se enfoca en esfuerzos normales.
Para modelar los datos experimentales para Sm  0, se han propuesto, entre otros, tres modelos o
aproximaciones diferentes, las cuales se muestran en la figura 5.20:
- Línea o parábola de Gerber
- Línea de Goodman modificada
- Línea de Soderberg
Figura 5.20 Líneas (modelos) de falla en el diagrama esfuerzo medio contra esfuerzo alternativo
En las secciones 5.10.2 a 5.10.4, se estudian estas tres aproximaciones (válidas para Sm  0). En la
sección 5.10.5 se trata el caso de esfuerzo medio negativo (Sm < 0). Después, en la sección 5.10.6, se
estudian líneas de falla adicionales.
Sm
Sa
Se’
SuSy
Parábola de Gerber
Línea de Goodman modificada
Línea de Soderberg

5.10.2 Línea o parábola de Gerber
La línea de Gerber es una parábola que pasa por los puntos (0, Se’) y (Su, 0), en el diagrama Sm-Sa (figura
5.20), y está dada por:
.1
2
'S
S
S
S
e
a
u
m






 (5.55)
Esta aproximación es razonablemente fiel a los datos de ensayo y corresponde aproximadamente al 50%
de confiabilidad; es decir, la mitad (50%) de los puntos de ensayo (cruces) está por encima de la parábola
y la otra mitad está por debajo. Si se diseñara directamente con estas ecuaciones se tendría un 50% de
probabilidad de no falla. Esta línea de falla es particularmente útil para el análisis de piezas que han
fallado por fatiga, pero, Según Norton[1]
, no se usa mucho para diseñar.
5.10.3 Línea de Goodman modificada
La línea de Goodman modificada es una recta que corta los ejes por los mismos puntos que la parábola de
Gerber. Se deja al estudiante la deducción de la ecuación siguiente, partiendo de la ecuación general de
una línea recta, Sa = aSm + b, utilizando los dos puntos conocidos en la recta:
.1
'S
S
S
S
e
a
u
m
 (5.56)
Esta aproximación es menos exacta que la de Gerber, pero tiene dos ventajas: (i) es más conservadora, ya
que la mayoría de cruces quedan por encima de la línea y, por lo tanto, es más confiable; (ii) la ecuación
de una línea recta es un poco más sencilla que la ecuación de una parábola. La línea de Goodman
modificada es la más utilizada en el diseño por fatiga[1]
.
5.10.4 Línea de Soderberg
La línea de Soderberg es una recta, que a diferencia de la línea de Goodman modificada, pasa por el punto
(Sy, 0) en el diagrama Sm-Sa; es decir, utiliza como criterio de falla la resistencia de fluencia y no la de
rotura. Es por esto que sólo se puede aplicar a materiales que posean límite de fluencia. Esta línea de
falla es muy conservadora, pero como se verá más adelante, evita la verificación de que no ocurra
fluencia inmediata. La ecuación para la línea de Soderberg es similar a la de Goodman modificada:
.1
'S
S
S
S
e
a
y
m
 (5.57)
5.10.5 Líneas de falla para Sm < 0
Cuando el esfuerzo medio es negativo, los puntos de ensayo tienden a “subir” hacia la izquierda, tal como
se muestra en la figura 5.19.a y 5.21. Para facilitar los cálculos, se asume que para valores negativos de
Sm, la línea de falla es horizontal (pendiente cero) y se extiende hasta una zona para la cual tiende a
ocurrir falla inmediata por deformación plástica o rotura en compresión. Esta es una asunción
conservadora. La figura 5.21 muestra la línea correspondiente a esta falla, cuya ecuación es:
(5.58).'SS ea 

Figura 5.21 Línea de falla por fatiga en el diagrama Sm-Sa para esfuerzos medios negativos
Nótese que la componente media del esfuerzo, que es de compresión, no se tiene en cuenta (no está en la
ecuación), cuando en realidad tiene cierto efecto benéfico sobre la resistencia a la fatiga.
5.10.6 Líneas de falla adicionales
Las líneas de falla estudiadas en las secciones 5.10.2 a 5.10.5 son líneas de falla por fatiga. Es necesario
considerar ahora unas líneas de falla adicionales, que tengan en cuenta la posibilidad de falla inmediata
por deformación plástica o rotura (ya sea en tracción o compresión), cuando se intenta aplicar la
carga variable.
Falla inmediata – esfuerzo de tracción
La falla de un elemento sometido a un esfuerzo de tracción está dada por:
(5.59)
Sabemos que Smax = Sm + Sa (ecuación 5.17.a), entonces, la ecuación 5.59 puede expresarse como:
(5.60)
Estas dos ecuaciones son líneas rectas en el diagrama Sm-Sa y se representan en la figura 5.22.a.
Cualquier punto sobre las líneas o arriba de ellas representa un punto de falla, mientras que un punto
debajo de ellas (hacia el origen) representa un punto de no falla.
Figura 5.22 Líneas que representan la falla por un esfuerzo de tracción o compresión
.ó umaxymax SSSS 
.ó uamyam SSSSSS 
Sm
Sa
Se’
Línea de falla por fatiga
cuando Sm < 0
(a) Falla por tracción
Sm
Sa
SuSy
Rotura en tracción
Fluencia en tracción
Su
Sy
(b) Falla por compresión
Sm
Sa
–Syc–Suc
Rotura en compresión
Fluencia en compresión
Suc
Syc

Falla inmediata – esfuerzo de compresión
La falla de un elemento sometido a un esfuerzo de compresión está dada por:
(5.61)
El signo “–” debe utilizarse ya que el esfuerzo mínimo es negativo mientras que las resistencias a la
compresión son valores positivos. Sabemos que Smin = Sm – Sa (ecuación 5.17.b), entonces, la ecuación
5.61 puede expresarse como:
(5.62)
Las líneas rectas correspondientes a estas dos ecuaciones se muestran en la figura 5.22.b. Cualquier
punto sobre las líneas o arriba de ellas representa un punto de falla, mientras que un punto debajo de ellas
(hacia el origen) representa un punto de no falla.
5.11 ECUACIONES DE DISEÑO
5.11.1 Introducción
De las tres aproximaciones estudiadas en las secciones 5.10.2 a 5.10.4, la de Gerber es recomendada
para el diseño por algunos autores, y como se dijo es útil para el análisis de piezas que han fallado
por fatiga[1]
. La línea de Soderberg podría utilizarse para materiales dúctiles, los cuales poseen
límite de fluencia. Aunque es demasiado conservadora, es recomendada por algunos autores. Según
Norton[1]
, la línea de Goodman modificada es la preferida y puede aplicarse tanto para materiales
dúctiles como frágiles. En este libro se utilizará principalmente la línea de Goodman
modificada.
En esta sección se estudia el panorama completo. Se integran todas las líneas de falla estudiadas y se
plantean las ecuaciones de diseño, las cuales tienen en cuenta los factores que inciden en la resistencia a
la fatiga de los elementos y los efectos de concentración de esfuerzos.
La figura 5.23 muestra el diagrama Sm-Sa con las líneas de falla estudiadas anteriormente. Al efectuar un
diseño, se espera que el elemento no falle, por lo tanto, las combinaciones (Sm, Sa) que no producen falla
son las que caen dentro del polígono sombreado; cualquier punto de dicha zona está por debajo (o hacia el
origen) de todas las líneas de falla, mientras que cualquier punto por fuera del polígono estaría por encima
(o por fuera) de alguna línea de falla.
El polígono de la figura 5.23 supone que el material posee límites de fluencia. Si no los posee, el
polígono resultante está limitado por la línea de Goodman modificada y por la línea de rotura
inmediata en compresión, desapareciendo las dos líneas de fluencia inmediata. Además, si se usa la
aproximación de Soderberg (línea a trazos), el polígono no incluye la línea de fluencia en tracción.
El diseñador debe trabajar con cautela ya que en cualquier diseño existen incertidumbres, debiéndose usar
un factor de seguridad. El diagrama de la figura 5.23 puede adaptarse para el diseño, dividiendo cada
propiedad del material en el diagrama por el factor de seguridad y trazando las líneas entre los valores que
resulten.
.ó ucminycmin SSSS 
.ó ucamycam SSSSSS 

Figura 5.23 Diagrama Sm-Sa con todos los tipos de falla por esfuerzo normal
Además, debe tenerse en cuenta que las figuras 5.19 a 5.23 son aplicables a probetas de ensayo.
Por lo tanto, para el diseño de elementos usados en la práctica, es necesario involucrar los factores
que tienen en cuenta la reducción de la resistencia a la fatiga; es decir, debe usarse la resistencia a la
fatiga corregida, Sn (sección 5.9). Finalmente, con el fin de incluir el efecto de los concentradores
de esfuerzos, deben usarse los factores de concentración de esfuerzos (Kt, Kff y Kfm); estos se
tendrán en cuenta en la sección 5.11.4.
La figura 5.24 muestra las líneas de seguridad para materiales frágiles y dúctiles sometidos a esfuerzos
normales variables. Para materiales frágiles se utilizan las líneas de seguridad correspondientes a la línea
de Goodman modificada, la de falla por fatiga para Sm < 0 y la de rotura inmediata en compresión, ya que
estos materiales no poseen resistencia de fluencia. Para materiales dúctiles se utilizan cuatro líneas de
seguridad, si se usa Goodman modificada (o tres, si se usa Soderberg). Se debe incluir la línea de
seguridad para la fluencia inmediata en tracción, y se trabaja con la línea de seguridad correspondiente a
la fluencia inmediata en compresión, en lugar de aquella para rotura. Nótese que las líneas de seguridad
han sido trazadas a partir de “resistencias” divididas por el factor de seguridad.
Sm
Sa
Su
Rotura inmediata en
compresión Rotura inmediata en tracción
Suc
Su
–Suc
Syc
Sy
Se’
–Syc Sy
Fluencia inmediata en tracciónFluencia inmediata en
compresión
Falla por fatiga (Sm < 0)
Falla por fatiga según
Goodman modificada
Falla por fatiga según
SoderbergPuntos de
no falla

Figura 5.24 Líneas de seguridad para elementos (sin discontinuidades) sometidos a esfuerzos normales
Un diseño seguro es aquel en el que la combinación esfuerzo medio - esfuerzo alternativo cae dentro de la
zona sombreada correspondiente, la cual está limitada por tres o cuatro líneas.
5.11.2 Materiales dúctiles
Para materiales dúctiles (figura 5.24.b), se puede seguir el siguiente procedimiento:
Para Sm  0, la línea de seguridad de Goodman modificada, es decir, aquella en la cual se tiene en cuenta
el factor de seguridad, es similar a la de la línea de Goodman modificada (ecuación 5.56), excepto que las
propiedades del material se dividen por N y que se usa Sn en vez de Se’:
.
1
o,
//
1
n
a
u
m
n
a
u
m
S
S
S
S
NNS
S
NS
S
 (5.63)
Como para Sm > 0, parte del polígono de seguridad está limitado por la línea correspondiente a la fluencia
inmediata en tracción, después de usar la ecuación anterior, debe verificarse la seguridad del elemento
con respecto a esta falla (ya que parte de la línea de seguridad de fluencia está por debajo de la línea de
seguridad de Goodman modificada). Esto se hace verificando que Sm + Sa  Sy/N (es decir, que Smax 
(a) Líneas de seguridad para materiales frágiles
Sm
Suc/N
Su–Suc
Sn
Sn/N
–Suc/N Su/N
Puntos
seguros
Líneas de seguridad
Líneas de falla
Sa
Syc/N
(b) Líneas de seguridad para materiales dúctiles
Sm
Sy/N
Su/N–Syc
A Sn/N
–Syc/N Sy/N
Puntos
seguros
Líneas de falla
Sa

Sy/N). Si esta inecuación no se cumple, el factor de seguridad del resorte sería N = Sy/(Sm + Sa) = Sy/Smax.
Entonces, usando el criterio de Goodman mofificada:
.
1
usarsipero,
1
,0Para
y
amy
am
n
a
u
m
m
S
SS
NN
S
SS
S
S
S
S
N
S

 (5.64.a)
Si se usa la línea de Soderberg, no es necesario verificar la fluencia en tracción:
.
1
,0Para
n
a
y
m
m
S
S
S
S
N
S  (5.64.b)
Para Sm < 0, se puede optar por encontrar los rangos de cada línea, para lo cual debe determinarse el
valor de Sm del punto en el cual se interceptan las líneas (punto A en la figura 5.24.b).
La ecuación de la línea horizontal es:
.
1
ó
n
an
a
S
S
NN
S
S  (5.65)
La ecuación de la línea inclinada es similar a la 5.62, pero también Syc va dividido por N:
.
1
ó
yc
mayc
am
S
SS
NN
S
SS

 (5.66)
Las dos ecuaciones anteriores se cumplen simultáneamente sólo en el punto A. Por lo tanto, pueden
utilizarse para encontrar el valor de Sm en A, SmA. Reemplazando la primera forma de la ecuación 5.65 en
la primera forma de la 5.66 obtenemos:
entonces,
N
S
N
S
S
ycn
mA  (5.67)
.
N
SS
S
ycn
mA

 (5.68)
Podemos expresar, entonces, las ecuaciones 5.65 y 5.66 con sus respectivos rangos:
.
1
0,Para
n
a
m
ycn
S
S
N
S
N
SS


(5.69)
.
1
,Para
yc
maycn
m
S
SS
NN
SS
S



 (5.70)
Entonces, las ecuaciones 5.64, 5.69 y 5.70 son las que representan las cuatro líneas de seguridad para
materiales dúctiles sometidos a esfuerzos normales (figura 5.24.b).

5.11.3 Materiales frágiles
Al comparar las figuras 5.24.a y 5.24.b, puede concluirse que las ecuaciones de seguridad para materiales
frágiles son similares a aquellas para materiales dúctiles, excepto que en vez de Syc aparecerá Suc y que no
es necesario verificar la resistencia a la fluencia en tracción. Las ecuaciones 5.64, 5.69 y 5.70 se adaptan
para materiales frágiles:
.
1
,0Para
n
a
u
m
m
S
S
S
S
N
S  (5.71)
.
1
0,Para
n
a
m
ucn
S
S
N
S
N
SS


(5.72)
.
1
,Para
uc
maucn
m
S
SS
NN
SS
S



 (5.73)
Según Hamrock et al.[7]
, hasta hace poco el único material frágil usado en un entorno a la fatiga fue el
acero gris fundido a la compresión. En la actualidad, los materiales frágiles sometidos a cargas variables
incluyen también las fibras de carbono y los cerámicos[7]
.
Es de anotar que la teoría de fatiga ha sido desarrollada principalmente para materiales metálicos
dúctiles. Por lo tanto, hay que ser precavidos cuando se diseñen materiales frágiles. Mott[8]
incluso
se abstiene de presentar recomendaciones para el diseño por fatiga de materiales frágiles, ya que no
es recomendable su uso para cargas variables. Mott[8]
recomienda realizar pruebas para verificar la
seguridad de elementos frágiles bajo condiciones reales de servicio, si es necesario usarlos.
5.11.4 Ecuaciones de diseño generales
Las ecuaciones estudiadas en las secciones 5.11.2 y 5.11.3 son aplicables a elementos sin concentradores
de esfuerzos. Como se dijo en la sección 5.11.1, se debe incluir el efecto de los concentradores de
esfuerzos. De acuerdo con la literatura, para las líneas de falla por fatiga se adopta lo siguiente: (i) la
componente alternativa del esfuerzo nominal, Sa, se multiplica por Kff (tanto para materiales dúctiles
como frágiles) y (ii) la componente media del esfuerzo nominal, Sm, se multiplica por Kfm, para materiales
dúctiles, o por Kt, para materiales frágiles8
. Para las líneas de falla inmediata a compresión (rotura o
fluencia): (i) en general, Sm y Sa se multiplican por Kt para materiales frágiles o (ii) Sm y Sa no se
multiplican por ningún factor si el material es dúctil. A continuación se presentan las ecuaciones
generales de diseño por fatiga, en las cuales se han aplicado los criterios descritos aquí.
Esfuerzos normales en materiales dúctiles
m.)G.(usando
1
usarsi;
1
,0Para
y
amy
am
n
aff
u
mfm
m
S
SS
NN
S
SS
S
SK
S
SK
N
S

 (5.74.a)
.Soderberg)usasesi,0(para
1
ó  m
n
aff
y
mfm
S
S
SK
S
SK
N
(5.74.b)
8
Es de anotar que no hay un consenso en la literatura con respecto al uso de los factores de concentración de esfuerzos para las
componentes media y alternativa del esfuerzo nominal. Por ejemplo, Hamrock et al.[7]
propone, para materiales frágiles,
multiplicar a Sa por Kt (en vez de Kff) y, para materiales dúctiles, multiplicar a Sm por 1 (en vez de Kfm). El procedimiento que se
adopta en este texto es similar al propuesto por Norton[1]
.

.
1
0,Para
n
aff
m
yc
ff
n
S
SK
N
S
N
S
K
S


(5.75)
.
1
,Para
yc
ma
yc
ff
n
m
S
SS
NN
S
K
S
S



 (5.76)
Esfuerzos normales en materiales frágiles
.
1
,0Para
n
aff
u
mt
m
S
SK
S
SK
N
S  (5.77)
.
1
0,Para
n
aff
m
t
uc
ff
n
S
SK
N
S
N
K
S
K
S


(5.78)
.
)(1
,Para
uc
matt
uc
ff
n
m
S
SSK
NN
K
S
K
S
S



 (5.79)
Esfuerzos cortantes en materiales dúctiles
Para este caso puede usarse la ecuación 5.74, si se calculan los esfuerzos equivalentes medio y
alternativo (ecuación 5.19), reemplazando Sm por me y Sa por ae. Alternativamente, puede usarse:
m.)G.(usando
1
usarsi;
1
ys
asmsys
asms
n
asff
us
msfm
S
SS
NN
S
SS
S
SK
S
SK
N

 (5.80.a)
.Soderberg)(usando
1
ó
n
asff
ys
msfm
S
SK
S
SK
N
 (5.80.b)
El esfuerzo cortante medio, Sms, es siempre mayor o igual a cero.
Esfuerzos cortantes en materiales frágiles
Según Norton[1]
, puede usarse la ecuación 5.77, si se calculan los esfuerzos equivalentes medio y
alternativo (ecuación 5.19), reemplazando Sm por me y Sa por ae. Alternativamente, usar:
.
1
n
asff
us
mst
S
SK
S
SK
N
 (Siempre Sms  0) (5.81)
Según el capítulo anterior, la teoría de la energía de distorsión o de von Mises-Hencky es adecuada para
materiales dúctiles, pero no para frágiles. Esto se debe a que el mecanismo de falla estática es diferente
para los dos tipos de materiales: falla por cortante, para materiales dúctiles, y por esfuerzo normal, para
frágiles. Por otro lado, las fallas por fatiga son “fallas de tracción”, independientemente de si el material
es dúctil o frágil[1]
. Debido a esto, para el caso de fatiga, Norton[1]
sugiere utilizar los esfuerzos
equivalentes de von Mises tanto para materiales dúctiles como para frágiles.

Resistencia a la fatiga corregida
Recuérdese que la resistencia a la fatiga corregida se calcula con las ecuaciones 5.48 a 5.54. Los valores
de Se’ o Sf’, si son necesarios, se pueden obtener con las ecuaciones de la sección 5.6, y los coeficientes K,
Kfm y Kff se calculan de la manera estudiada en la sección 5.8.
5.11.5 Comentarios finales
Acerca del factor de seguridad
Tal como se han planteado las ecuaciones de diseño anteriores, el factor de seguridad que se puede
calcular con ellas es válido si, en una “sobrecarga”, las componentes media y alternativa de los
esfuerzos aumentan proporcionalmente. En ciertos casos podría ocurrir que con una sobrecarga sólo
aumente el esfuerzo medio, que sólo aumente el esfuerzo alternativo, o que aumenten ambos de una
manera no proporcional; en estos casos el factor de seguridad se calcularía de una manera diferente y se
recomienda que se haga de esta manera para diseños “reales”. Si el estudiante está interesado en este
tema puede consultar a Norton[1]
y Shigley y Mischke[4]
.
Selección de puntos críticos
La selección de los puntos críticos de elementos sometidos a cargas variables se basa en las ecuaciones de
diseño estudiadas en la sección anterior. Con base en éstas podemos decir que las secciones de menores
dimensiones, con discontinuidades, con mayores cargas, con acabados superficiales más rugosos,
sometidos a temperaturas críticas, etc., tienden a ser más críticas. También vale la pena recordar que los
esfuerzos de tracción son más perjudiciales que los de compresión, ya que los primeros hacen crecer las
grietas; sin embargo, los esfuerzos de compresión también pueden producir falla.
Finalmente, se le recuerda al estudiante que las ecuaciones de diseño son aplicables a puntos de
elementos y que, por lo tanto, todas las variables que se calculen para ser reemplazadas simultáneamente
en una ecuación deben estar asociadas al punto que se esté considerando.
Esfuerzos combinados variables
Hasta este punto, se ha estudiado la teoría de fatiga para cargas variables simples. La sección 5.12
estudia el caso de esfuerzos combinados variables.
EJEMPLO 5.2
El árbol escalonado mostrado en la figura gira a 40 r/min, transmitiendo potencia a una máquina a
través de un acople flexible montado en el escalón derecho. Se sabe que el acero con el que se
construirá el árbol tiene resistencias de Su = 550 MPa y Sy = 460 MPa. Hallar la potencia que se
puede transmitir a través del acople flexible para que el escalón mostrado no falle, si el árbol cambia
su sentido de giro, al igual que el sentido del par de torsión, repetidamente.
Figura 5.25 Elemento de sección circular con cambio de sección
70 mm90 mm
r = 2.5 mm
Puesto de acople

Solución:
Un acople flexible es un dispositivo que transmite potencia, sin transmitir cargas transversales,
axiales ni momentos flectores significativos. Por lo tanto, el tramo de árbol mostrado en la figura
soporta sólo un par de torsión, el cual induce esfuerzos cortantes simples. Como el árbol transmite
potencia en ambos sentidos de giro, el par de torsión es variable, pasando desde un máximo en un
sentido hasta un máximo (igual al primero) en sentido contrario.
Punto crítico:
La sección más crítica del tramo de árbol mostrado está en el escalón derecho (de menor diámetro),
cerca al cambio de sección, ya que allí ocurre concentración de esfuerzos. Los puntos más críticos
son los puntos de la periferia cercanos al redondeo, ya que éstos son los más alejados del eje neutro y
están en las vecindades del concentrador de esfuerzos.
Ecuación de diseño:
La ecuación de diseño para este caso, material dúctil sometido a esfuerzos cortantes, es la 5.80.a,
usando el criterio de Goodman modificada:
.
1
usarsipero,
1
ys
asmsys
asms
n
asff
us
msfm
S
SS
NN
S
SS
S
SK
S
SK
N


Variación del par de torsión y del esfuerzo:
Suponiendo que la potencia máxima que se transmite en cualquier sentido de giro es la misma,
tendremos que el par de torsión, T (desconocido), varía entre un valor máximo, Tmax, y uno mínimo
Tmin = –Tmax. Podemos aplicar las ecuaciones 5.16.a y b, al par de torsión, en vez de al esfuerzo:
,0
22




 maxmaxminmax
m
TTTT
T
.
2
)(
2
max
maxmaxminmax
a T
TTTT
T 




Para el cálculo del esfuerzo cortante máximo en los puntos críticos se utiliza la ecuación 2.12
(capítulo 2). El esfuerzo medio se calcula con Tm, y el esfuerzo alternativo con Ta:
,0
16
3

d
T
S m
ms

.
)mm70(
1616
33

maxa
as
T
d
T
S 
Nótese que el diámetro utilizado para calcular el esfuerzo alternativo (nominal) es el menor del
cambio de sección. En la figura 5.26 se muestran modelos sinusoidales de las variaciones del par de
torsión y del esfuerzo cortante.

Figura 5.26 Modelos sinusoidales del par de torsión, T, y del esfuerzo cortante, Ss, del escalón del árbol
Propiedades del material:
Las propiedades del acero son Su = 550 MPa y Sy = 460 MPa. El límite de fatiga se puede estimar a
partir del esfuerzo último, con la ecuación 5.2 (ya que Su < 1380 MPa):
MPa.275)MPa550)(5.0(5.0  ue S'S
La resistencia máxima en torsión, Sus, no se requiere ya que Sms = 0.
Determinación de factores:
El factor de superficie, Ka, se determina con la figura 5.11, con Su = 550 MPa = 80 ksi. Se supone
que el escalón se obtiene mediante mecanizado. Entonces Ka = 0.78.
El factor de tamaño, Kb, se determina utilizando las ecuaciones 5.21 y 5.23.c:
entonces,dondemm,250mm8si,189.1
097.0
ddddK eeeb 

.787.0)70(189.1 097.0
 
bK
Asumiendo una confiabilidad del 99.9%, de la tabla 5.2 se obtiene que Kc = 0.753.
El factor de temperatura, Kd, y el de efectos varios, Ke, se toman igual a la unidad, asumiendo que las
condiciones de operación son “normales”.
El factor de carga, Kcar, es igual a 0.577 para torsión (ecuación 5.28.c).
Entonces:
.267.0577.011753.0787.078.0  caredcba KKKKKKK
Para hallar el factor de concentración de esfuerzos por fatiga para vida finita, Kff, se deben calcular
el coeficiente teórico de concentración de esfuerzos, Kt, y el índice de sensibilidad a la entalla, q.
De la figura A-5.10 (apéndice 5) se obtiene Kt, sabiendo que la relación de diámetros
D/d = (90 mm)/(70 mm) = 1.29 y que la relación entre el radio del cambio de sección y el diámetro
menor r/d = (2.5 mm)/(70 mm) = 0.036. Entonces Kt  1.83.
T
t
Tmax
Tmin
Tm = 0
Ta
Ta
Ss
t
Ssmax
Ssmin
Sms = 0
Sas
Sas

El índice de sensibilidad a la entalla del material se obtiene con la ecuación 5.31. La constante de
Neuber se toma de la tabla 5.3; para acero con Su = 550 MPa y carga de torsión, a = 0.31 mm0.5
.
Reemplazando este valor en la ecuación 5.31 se obtiene:
.836.0
mm5.2
mm31.0
1
1
0.5


q
De la ecuación 5.30 se obtiene el factor de concentración de esfuerzos por fatiga:
.69.1)183.1(836.01)1(1  tf KqK
El factor de concentración de esfuerzos por fatiga para vida finita, Kff, es igual a Kf ya que se está
diseñando para vida infinita (ecuación 5.34).
Resistencia a la fatiga corregida:
La resistencia a la fatiga corregida está dada por la ecuación 5.50:
MPa.4.73MPa275267.0  'KSS en
Cálculo de la potencia:
El factor de seguridad se toma del rango adecuado de la tabla 3.1 (capítulo 3). Tomamos N = 1.5.
Reemplazando los valores correspondientes en la ecuación 5.80, se obtiene:
,
)m07.0(
16
Pa104.73
69.10
5.1
1
36

max
us
T
S 

de donde
m.N1950
1669.15.1
)m07.0(Pa)104.73( 36





maxT
Nótese que no es necesario verificar la condición dada por la ecuación 5.80, porque al ser Sms = 0, el
punto (Sms, Sas) en el diagrama Sms-Sas estará por debajo de la línea de seguridad correspondiente a la
falla inmediata por fluencia en tracción.
La potencia la obtenemos mediante la ecuación 3.17 (capítulo 3):
dondede,
[r/min]2
]W[60
]mN[
n
P
T


kW.17.8W
60
)1950)(40(2
W
60
]mN[]r/min[2



 max
max
Tn
P
La potencia máxima que se puede transmitir con el escalón del árbol (alternando el sentido de giro)
sin que se produzca falla después de un gran número de ciclos es de 8.17 kW.

EJEMPLO 5.3
Se quiere construir un puente grúa con una viga en I, formada por placas de espesor a = 50.8 mm de
acero SAE 1020 laminado en caliente. La luz de la viga es de 10 m. La carga máxima a manipular
en la grúa es de 200 kN (se incluye el peso del puente y de la grúa). Hallar el factor de seguridad de
la viga de acuerdo con el criterio de Soderberg.
Figura 5.27 Viga de un puente grúa
Solución:
Para el diseño de la viga deben tenerse en cuenta, además de las cargas normales de trabajo, las
cargas pico producidas por sismos u otras causas. Como se prevé que las cargas pico sobre la viga
del puente grúa tendrán lugar unas pocas veces durante su vida útil, se sigue el procedimiento de
diseño para cargas estáticas. Por otro lado, las cargas de trabajo son repetitivas y pueden producir
falla por fatiga; debe verificarse la resistencia a estas cargas mediante un criterio de falla por fatiga.
Se deben encontrar los esfuerzos máximos y mínimos en la sección crítica. Como los esfuerzos en la
viga dependen de la posición del carro sobre el puente, es necesario determinar la posición más
crítica del carro, es decir, la que produce el momento máximo.
Diagrama de cuerpo libre:
La figura 5.28 muestra el diagrama de cuerpo libre de la viga, para una posición del carro dada por
una distancia arbitraria x. Se toma el valor máximo de la fuerza.
Figura 5.28 Diagrama de cuerpo libre de la viga del puente grúa
Aunque la fuerza de 200 kN se divide en dos componentes, que actúan en los puntos de contacto de
las ruedas con la viga, se ha asumido concentrada en un solo punto. Esta asunción es conservadora
6a
a
a
7a
a
Carga máxima de 200 kN
Guía
Columna
Ruedas
Carro
A B C
x 10 m – x
F = 200 kNRA RB
x
y

(el momento calculado de esta manera es un poco mayor al real) y produce un resultado casi idéntico
al que se obtendría descomponiendo la fuerza en dos, ya que la distancia entre las ruedas del carro es
pequeña comparada con la luz de la viga.
Ecuaciones de equilibrio y cálculo de las reacciones en los apoyos:
xRRxM BBA )kN/m20(dondede;0m)10(kN)(200;0 
.)kN/m20(kN200dondede;0kN200;0 xRRRF ABAy 
Diagramas de fuerza cortante y momento flector:
Figura 5.29 Diagrama de fuerza cortante de la viga
Figura 5.30 Diagrama de momento flector de la viga
Momento flector máximo:
Los diagramas de fuerza cortante y momento flector se han construido con la fuerza máxima sobre la
viga en una posición arbitraria. El momento máximo ocurre en la sección B y está dado por:
,[m])(20[m]200m][kN 2
xxM 
Aunque por la simplicidad de la configuración de la viga, se puede deducir directamente con qué
distancia x se maximiza el momento flector, para encontrar esta distancia efectuamos lo siguiente:
,0
dx
dM
entonces
m.5entonces,040200entonces;0
)20200( 2


xx
dx
xxd
+
V (kN)
x (m)
200 – 20x
– 20x
A B Cx 10 – x
M (kNm)
x (m)
(200 – 20x)x
A B C

Esto quiere decir que el momento es máximo en la viga simplemente apoyada cuando la fuerza está
ubicada en el centro de la viga. El momento flector máximo se obtiene reemplazando el valor de x
en la ecuación para el momento:
m.kN500)5)(20()5)(200( 2
maxM
Puntos críticos:
Los esfuerzos máximos en la viga actúan en los punto más alejados del eje neutro de la sección B,
puntos 1 y 2 (figura 5.31), cuando x = 5 m. El punto 2 está sometido a compresión y el punto 1 está
a tracción.
Figura 5.31 Distribución de esfuerzos en la sección crítica de la viga
Cálculo de los esfuerzos:
El esfuerzo en el punto 1 varía entre S1max y S1min, los cuales están dados por:
.0y 1
1
1  min
max
max S
I
cM
S
El esfuerzo mínimo ocurrirá cuando no se tenga carga en el puente y puede tomarse igual a cero, si
se desprecia el peso de la viga y el de la grúa.
Algo similar ocurre con el punto 2, a compresión. El esfuerzo máximo puede tomarse igual a cero
(puente sin carga), y el esfuerzo mínimo cuando la carga máxima está en la posición más crítica:
.0y 2
2
2  max
max
min S
I
cM
S
Como las distancias desde el eje neutro hasta los puntos críticos son iguales, c1 = c2 = 4a (figura
5.31), de las ecuaciones anteriores se concluye que S1max = –S2min = S. Los esfuerzos medios y
alternativos están dados por las ecuaciones 5.15.a y b, entonces:
.
22
y
22
11
1
11
1
SSS
S
SSS
S minmax
a
minmax
m 




.
22
y
22
22
2
22
2
SSS
S
SSS
S minmax
a
minmax
m 




c1 = 4a
c2 = 4a
Eje neutro
Sección B
S2
S1
(2)
(1)

Se anticipa que, aparte del factor de seguridad, la única variable de la ecuación de diseño en que
difieren los puntos 1 y 2 es el esfuerzo medio (S1m = –S2m), ya que las propiedades y factores Sy, Sn y
Kff son iguales para ambos puntos, al igual que los esfuerzos alternativos. Cuando dos puntos
críticos 1 y 2 de un material uniforme sometido a esfuerzos normales sólo difieran en que S1m =
–S2m, el punto más crítico es aquel cuyo esfuerzo medio sea positivo. Esto se debe a que los
esfuerzos de tracción tienden a expandir las grietas que producen la falla por fatiga, mientras que los
esfuerzos de compresión no.
Para aclarar esto, los puntos críticos se ubican en el diagrama Sm - Sa. La figura 5.32 muestra las
líneas de seguridad para este material dúctil uniforme (Sy = Syc) y la ubicación de los dos puntos
críticos. Se puede concluir que el punto 1 es más crítico que el 2, ya que si el punto 1 está en un
polígono dado por un factor de seguridad N, el 2 quedará adentro de dicho polígono o estaría en un
polígono de seguridad dado por un mayor valor de N (polígono a trazos).
Figura 5.32 Líneas de seguridad para la viga de material dúctil uniforme, usando el criterio de Soderberg
Consecuentemente, sólo se requiere analizar el punto crítico 1, cuyo esfuerzo medio es de tracción.
Para calcular los esfuerzos en el punto 1, se debe determinar el momento rectangular de inercia de la
sección. El ejemplo 3.2 (capítulo 3) ilustró un procedimiento para calcular el momento rectangular
de inercia de una sección compuesta por varias secciones simples, utilizando el teorema de los ejes
paralelos. Debido a esto, aquí sólo se presenta el resultado, dejándose al estudiante el cálculo de I, si
lo considera necesario:
.m1027.1)mm8.50)(67.190(67.190 4344 
 aI
Los esfuerzos medio y alternativo en el punto 1 están dados por:
MPa.40
)m1027.12(
m).05080m)(4kN500(
22 43
1



 
I
cMS
SS max
am
Propiedades del material:
Las propiedades del material, acero SAE 1020 laminado en caliente, se obtienen de la tabla A-3.2
(apéndice 3) o se estiman a partir de otras propiedades de la misma tabla:
Sy = 207 MPa
Su = 379 MPa
Se’  0.5Su = 189.5 MPa (de la ecuación 5.2)
Sm
Syc/N
A Sn/N
–Syc/N Sy/N
Sa
(S/2, S/2)
(-S/2, S/2)
(1)(2)

Determinación de factores:
Los factores que tienen en cuenta la reducción de la resistencia a la fatiga son:
Ka  0.74 (figura 5.11, acabado: laminado en caliente, acero con Su = 379 MPa = 55 ksi)
Kb = 0.6 (de = 0.808 bh , si t > 0.025h (ecuación 5.25); t = a = 50.8 mm > 0.0258a = 10.16
mm, entonces de = 0.808 mm30756mm8.50808.087  aa . De la ecuación
5.21 se obtiene que Kb = 0.6)
Kc = 0.753 (tabla 5.2, trabajando con una confiabilidad de 99.9%)
Kd = 1 (ecuación 5.26, la temperatura en la viga es menor de 450 °C)
Ke = 1 (no se prevé corrosión ni otros factores que reduzcan o aumenten la resistencia)
Kcar = 1 (ecuación 5.28, el elemento está sometido a flexión)
Kff = 1 (en el punto crítico no hay concentrador de esfuerzos. Nótese que Kt = 1 ya que no hay
concentración de esfuerzos; de la ecuación 5.30 se obtiene que Kf = 1, y finalmente de la
ecuación 5.34 se obtiene que Kff = 1)
Kfm = 1 (ecuación 5.32, KfSmax= 1(80 MPa) = 80 MPa < Sy)
K = 0.740.60.753111 = 0.334.
Determinación del factor de seguridad usando el criterio de Soderberg:
La resistencia a la fatiga corregida está dada por la ecuación 5.50, ya que se está diseñando para vida
infinita; entonces Sn = K Se’ = 0.334189.5 MPa = 63.3 MPa.
Reemplazando estos datos en la ecuación 5.74 (excepto que se usa Sy en lugar de Su, ya que se está
utilizando la aproximación de Soderberg), tenemos:
.2.1dondede,
MPa3.63
MPa401
MPa207
MPa4011




 N
N
Este factor de seguridad parece un poco pequeño. Si las incertidumbres en el diseño son
significativas, se corre el riesgo de falla por fatiga.
Cuando se usa el criterio de Soderberg, no es necesario verificar la condición de la ecuación
5.74 (ni de la ecuación 5.80), ya que la línea de Soderberg está por debajo de la línea de falla
inmediata por fluencia en tracción en todo el rango Sm > 0.
La resistencia del puente a las cargas pico (combinación de cargas de trabajo, cargas sísmicas, etc.)
debe verificarse usando el procedimiento de diseño estático; además, debe verificarse la resistencia
de la soldadura y la estabilidad de las alas y el alma, es decir, verificar que no ocurra pandeo en
éstas.
5.12 ESFUERZOS COMBINADOS VARIABLES
En secciones precedentes se estudiaron las ecuaciones de diseño para cargas variables simples. En esta
sección se termina el estudio de la teoría de fatiga, tratando el caso de esfuerzos multiaxiales, el cual es
común en la práctica. Ejemplos típicos de elementos sometidos a esfuerzos combinados variables son los
árboles para transmisión de potencia y las tuberías o sistemas sometidos a presión variable.

Los diferentes esfuerzos que actúan en un punto crítico de un elemento pueden ser:
(a) Mutuamente sincrónicos en fase, es decir, actuando con la misma frecuencia y alcanzando sus
valores máximos (y mínimos) simultáneamente.
(b) Mutuamente sincrónicos fuera de fase, es decir, con igual frecuencia, pero los máximos (y mínimos)
no se alcanzan simultáneamente.
(c) Asincrónicos (con diferente frecuencia).
(d) Aleatorios.
(e) Alguna combinación de los anteriores.
En el caso (a), los esfuerzos varían de una manera tal que los planos principales no cambian con el
tiempo; es decir, los esfuerzos principales cambian en magnitud pero no en dirección. Este caso se
denomina esfuerzo multiaxial simple. Los casos en los cuales los esfuerzos principales cambian de
dirección con el tiempo, son asincrónicos o están fuera de fase se denominan esfuerzo multiaxial
complejo. Este tópico está siendo investigado; se han analizado algunos casos específicos, pero no existe
un procedimiento de diseño que sea aplicable a todas las situaciones de esfuerzo multiaxial complejo.[1]
Son muchas las posibles combinaciones y sólo unos pocos casos han sido estudiados. La literatura
sugiere que asumir que las cargas son sincrónicas en fase (esfuerzo multiaxial simple) usualmente
arroja resultados satisfactorios para el diseño de máquinas y usualmente, aunque no siempre,
conservativos.
Para el caso de esfuerzo multiaxial simple, Norton[1]
presenta dos métodos: el método Sines[10, citado en 1]
y
el método von Mises. El método Sines ha sido validado con datos experimentales para probetas de
sección circular, pulidas y sin concentradores de esfuerzos sometidas a flexión y torsión combinadas. Sin
embargo, este método podría ser no conservativo para probetas con concentradores de esfuerzos.
Algunos autores recomiendan usar el método Von Mises. Este método, descrito a continuación, es más
conservativo que el método Sines y podría ser aplicado conservadoramente en muchas aplicaciones de
diseño de máquinas.
Método von Mises
En este método, se determina un esfuerzo equivalente de von Mises con los diferentes esfuerzos
alternativos en el punto de análisis y el correspondiente esfuerzo equivalente para los esfuerzos medios:
,
2
)(6)()()(
222222
ZXmYZmXYmXXmZZmZZmYYmYYmXXm
me



 (5.82)
,
2
)(6)()()(
222222
ZXaYZaaXYXXaZZaZZaYYaaYYaXX
ae



 (5.83)
o para un estado de esfuerzo plano:
,3
222
XYmYYmXXmYYmXXmme   (5.84)
,3
222
aXYYYaXXaaYYaXXae   (5.85)
donde me y ae son los esfuerzos equivalentes medio y alternativo, respectivamente, y las componentes
medias y alternativas de los esfuerzos normales (XX, YY y ZZ) y cortantes (XY, YZ y ZX) se obtienen con

los diferentes esfuerzos que actúan en el punto de análisis (SXXm, SYYm, SZZm, SsXYm, SsYZm, SsZXm, SXXa, SYYa,
SZZa, SsXYa, SsYZa y SsZXa), multiplicando cada uno de éstos por el correspondiente factor de concentración
de esfuerzos por fatiga Kfm o Kff.
Los esfuerzos equivalentes se reemplazan en una de las tres ecuaciones siguientes, las cuales son
similares a la 5.74 ó 5.77, pero aquí no aparecen los factores Kfm y Kff, ya que éstos ya han sido
involucrados en los cálculos de me y ae.
Para materiales dúctiles:
óSoderberg)(usando
1
n
ae
y
me
SSN

 (5.86)
),modificadaGoodman(usando
1
usarsi;
1
y
maxey
maxe
n
ae
u
me
S
σ
NN
S
σ
SSN


(5.87)
donde maxe es el esfuerzo máximo equivalente de von Mises, calculado sin tener en cuenta los efectos
de concentración de esfuerzos.
Para materiales frágiles:
.
1
n
ae
u
me
SSN

 (5.88)
Pueden existir conflictos en el cálculo de Sn, ya que Sn103 (ecuación 5.36) y los factores Kb
(ecuaciones 5.21 a 5.25) y Kcar (ecuaciones 5.28.a, b y d) (no debe usarse la ecuación 5.28.c ya que
se están calculando los esfuerzos equivalentes de von Mises) dependen del tipo de carga. Se
recomienda usar los menores valores de Kb, Kcar y Sn103. Por ejemplo, usar Kcar = 0.7 y Sn103 = 0.75Su
si se tiene una combinación de carga axial con flexión, torsión o ambas.
5.13 RESUMEN DEL CAPÍTULO
El comportamiento de elementos sometidos a cargas variables es diferente al de elementos sometidos a
cargas estáticas. Las cargas variables, aún siendo menores que las estáticas que producen la falla, podrían
hacer fallar los materiales después de cierto tiempo, debido a la aparición y crecimiento de grietas.
Actualmente existen tres modelos de falla por fatiga: el procedimiento de vida-esfuerzo, el de vida-
deformación y el de mecánica de fractura elástica lineal (LEFM). El primero de ellos es el que se
describe en este capítulo, siendo particularmente adecuado para el diseño en el régimen de alto ciclaje
(HCF), cuando los esfuerzos varían de una manera consistente y conocida, como por ejemplo en las
máquinas rotativas. Los otros dos métodos son más adecuados para el régimen de bajo ciclaje (LCF).

RESISTENCIAS A LA FATIGA (VALORES ESTIMADOS)
0.5 Su, si Su < 1380 MPa (200 ksi)
690 MPa = 100 ksi, si Su  1380 MPa (200 ksi)
0.4 Su, si Su < 330 MPa (48 ksi)
132 MPa = 19 ksi, si Su  330 MPa (48 ksi)
ESFUERZOS VARIABLES
FACTORES QUE REDUCEN LA RESISTENCIA A LA FATIGA
K = Ka Kb Kc Kd Ke Kcar
 Ka se obtiene de la figura 5.11 para los aceros. Esta figura puede usarse para otros metales dúctiles como valores
aproximados
 Ka = 1, para el hierro fundido
Kb =
Kc: según confiabilidad
Kd =
Kcar =
donde la constante de Neuber, a , se obtiene de la tabla 5.3
El índice q puede obtenerse directamente de la figura 5.16
Se’  Aceros
Carga
axial
Aceros
en flexión
y torsión
1
Sección circular:
de = d , torsión o flexión giratoria
de = 0.37 d , flexión no giratoria
Sección rectangular o en I (si t > 0.025h):
de = 0.808(hb)0.5
, flexión no giratoria
1, Temp  450 C
1 – 0.0058/°C (Temp – 450 °C), 450 °C < Temp  550 C
SÓLO PARA ACEROS
Confiabilidad (%) 50 90 99 99.9 99.99 99.999
Kc 1 0.897 0.814 0.753 0.702 0.659
1, flexión (o torsión si se calculan los esfuerzos equivalentes de von Mises)
0.577, torsión
0.7, carga axial
in)(10mm250si,6.0
in)10in0.3si,869.0(
mm250mm8si,189.1
in)(0.3mm8si,1
097.0
097.0






eb
eeb
eeb
eb
dK
ddK
ddK
dK
,
1
1
r
a
q


2
sminsmax
ms
SS
S


2
sminsmax
as
SS
S


2
minmax
m
SS
S


2
minmax
a
SS
S


Sf’@5108  Aleaciones de aluminio
Se’  0.4 Su, Acero fundido
Se’  0.35 Su, Hierro fundido gris
Se’  0.4 Su, Hierro fundido nodular
Se’  0.33 Su, Hierro fundido nodular normalizado

 11  tf KqK , donde Kt se obtiene del apéndice 5. Para chaveteros y roscas, Kf se obtiene directamente de las
tablas 5.4 y 5.5 respectivamente
 
  0entonces2ó2si
entoncesysi
entoncesysi
entoncesósi






fmyssminsmaxfyminmaxf
ms
asfys
fmyssminfyssmaxf
m
afy
fmyminfymaxf
ffmsymaxsfymaxf
KSSSKSSSK
S
SKS
KSSKSSK
S
SKS
KSSKSSK
KKSSKSSK
RESISTENCIA A LA FATIGA CORREGIDA (VIDA FINITA E INFINITA)
3
10
10si,3 cn
nS
nS 63log
3
12
10
1010si,
][
310
3
















cS
'KS
c
e
n
nn
'KS
S
n
e
6
10si, ce n'KS
3
10
10si,3 cn
nS
crefc'KS
S
zcz
f
z
n
nnn
'KS
S
f
n


















3log
1
/3
/31
10
10si,
][
][ 3103
, donde z = 3 – log(ncref)
83log
699.5
1
5264.0
105@
5264.1
10
10510si,
][
][
8105@
310
8
3























 c'KS
S
c
f
n
nn
'KS
S
f
n
crefcnf nn'KS cref
si,@
donde









Misesvondeesequivalentesfuerzoslossecalculansitorsiónpara9.0
torsiónpara577.09.0
axialcargapara75.0
flexiónpara9.0
3
10
u
u
u
u
n
S
S
S
S
S
ciclos10si,1 3
cn
63
log
3
1
1010si,  c
f
K
c
n
K
n f
ciclos10si, 6
cf nK
cfff nKK todopara,ffK
Aceros y
materiales
dúctiles de
baja
resistencia
Materiales frágiles
o de alta resistencia
Aceros o materiales con codo en nc = 106
Materiales que no
poseen límite de fatiga
Se puede asumir conservadoramente:
materialcualquierytodopara, cfff nKK 
nS

ECUACIONES DE DISEÑO
MATERIALES DÚCTILES: Goodman modificada o Soderberg
Esfuerzos normales
0Para mS :modificadaGoodman .
1
usarsi;
1
y
amy
am
n
aff
u
mfm
S
SS
NN
S
SS
S
SK
S
SK
N


:Soderberg .
1
n
aff
y
mfm
S
SK
S
SK
N

.
1
0,Para
n
aff
m
yc
ff
n
S
SK
N
S
N
S
K
S


.
1
,Para
yc
ma
yc
ff
n
m
S
SS
NN
S
K
S
S




Esfuerzos cortantes
:modificadaGoodman .
1
usarsi;
1
ys
asmsys
asms
n
asff
us
msfm
S
SS
NN
S
SS
S
SK
S
SK
N


:Soderberg .
1
n
asff
ys
msfm
S
SK
S
SK
N

Esfuerzos combinados (método von Mises)
:modificadaGoodman .
1
usarsi;
1
y
maxey
maxe
n
ae
u
me
S
σ
NN
S
σ
SSN


:Soderberg .
1
n
ae
y
me
SSN


MATERIALES FRÁGILES: Goodman modificada
Esfuerzos normales Esfuerzos cortantes
.
1
,0Para
n
aff
u
mt
m
S
SK
S
SK
N
S  .
1
n
asff
us
mst
S
SK
S
SK
N

.
1
0,Para
n
aff
m
t
uc
ff
n
S
SK
N
S
N
K
S
K
S


.
)(1
,Para
uc
matt
uc
ff
n
m
S
SSK
NN
K
S
K
S
S



 .
1
n
ae
u
me
SSN


Sms es siempre mayor o igual a cero
Esfuerzos combinados (método von Mises)

donde me y ae están dados por:
.
2
)(6)()()( 222222
ZXmYZmXYmXXmZZmZZmYYmYYmXXm
me




.
2
)(6)()()( 222222
ZXaYZaaXYXXaZZaZZaYYaaYYaXX
ae




o para estado biaxial: ,3 222
XYmYYmXXmYYmXXmme   .3 222
aXYYYaXXaaYYaXXae  
maxe podría calcularse como
.
2
)(6)()()( 222222
axmsZXaxmsYZaxXYmsaxmXXaxmZZaxmZZaxmYYaxYYmaxXXm
maxe
SSSSSSSSS 

5.14 REFERENCIAS Y BIBLIOGRAFÍA
[1] NORTON, Robert L.. Diseño de Máquinas. México: Ed. Prentice-Hall (Pearson), 1999.
[2] DOWLING, N. E.. Mechanical Behavior of Materials. N.J.: Prentice-Hall: Englewood Cliffs,
1993, págs. 416 y 418.
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[4] SHIGLEY, Joseph y MISCHKE, Charles. Diseño en Ingeniería Mecánica. México: McGRAW-
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[7] HAMROCK, B. J., JACOBSON, B. y SCHMID, S. R.. Elementos de Máquinas. México:
McGRAW-HILL, 2000.
[8] MOTT, R. L. Diseño de Elementos de Máquinas. 2ª ed. México: Prentice-Hall Hispanoamericana,
S.A., 1992.
[9] JUVINALL, R. C. y MARSHEK, K. M.. Fundamentals of Machine Component Design. 2nd
ed.
Nueva York: John Wiley & Sons, 1967, pág. 270.
[10] SINES, G.. Failure of Materials under Combined Repeated Stresses Superimposed with Static
Stresses, Technical Note 3495, NACA, 1955.
5.15 EJERCICIOS PROPUESTOS
E-5.1 Suponga que el árbol de un motor
debe soportar un par de torsión máximo de
2500 lbfin totalmente alternante. ¿Qué
diámetro mínimo, d, debería tener el árbol
mecanizado si tiene un chavetero de perfil y
es de acero SAE 1050 laminado en frío?
Tomar N = 2 (Soderberg) con una
confiabilidad del 99%.
Figura E-5.1

E-5.2 El árbol mostrado, de acero SAE
1045 laminado en frío, está sometido a un
par de torsión que varía desde 5000 lbfin en
un sentido hasta 3000 lbfin en sentido
contrario. Hallar las dimensiones d2 y d3 del
árbol mecanizado si N = 1.6 (Soderberg),
Kc = 1, q = 0.9 y se prevé una vida útil de
5×105
ciclos.
E-5.3 El eje escalonado de sección circular, de acero SAE 1050 laminado en frío, es mecanizado y
soporta una fuerza F producida por una polea loca montada en el eje mediante un rodamiento. La fuerza
F varía entre 500 lbf y 1500 lbf, y el eje se apoya en sus extremos, generándose las reacciones indicadas.
Determinar el diámetro d para una duración indefinida, una confiabilidad del 50% y un factor de
seguridad de 1.5.
E-5.4 Resuelva el problema anterior, asumiendo que la polea loca se monta a presión sobre el eje,
girando solidariamente con éste, y que el eje está apoyado mediante rodamientos en los extremos.
Suponga además que F es constante e igual a 1500 lbf y que el radio de los redondeos es r = 0.25 in.
E-5.5 El eslabón mostrado está sometido a una fuerza axial F que varía desde 70 kN en tracción hasta
90 kN en compresión y que se aplican mediante pasadores en los agujeros. Escoger una aleación de
aluminio forjada de las de la tabla A-3.5, para que el eslabón soporte con seguridad la carga durante
5108
ciclos. Asuma N = 2, K = 0.4 y q = 1.
Figura E-5.2
5 cm
5 cm
15 cmF F
r = 4 mm
20 cm
10 cm
F F
Figura E-5.5
d
F
0.8 in 0.8 in3.2 in3.2 in
D = 1.5d
r = 1/16 in
d
0.5F 0.5F
Figura E-5.3
d2
d3 = 1.2d2
d1 = d3/10
r = d2/10
d2
r

E-5.6 La viga de la figura se construirá mediante dos placas de acero laminado en frío SAE 1040. Las
dos entallas y el agujero son mecanizados. La viga está sometida a una fuerza constante F1 = 2 kN y una
fuerza F2 que varía desde 2 kN hasta 4 kN. Calcular el factor de seguridad de la viga, asumiendo q = 1 y
que no hay concentración de esfuerzos en el empotramiento. Trabajar con una confiabilidad del 99.9%.
E-5.7 El resorte plano de la figura se utiliza para mantener en contacto un sistema leva plana - seguidor
de rodillo. El resorte es de acero con Su = 180 ksi y Sy = 150 ksi, con una longitud L = 10 in y un peralte
(altura de la sección rectangular) de 1/8 in. Debido a la precarga del resorte y a la forma de la leva, la
deflexión del resorte varía entre ymin = 1.2 in y ymax = 2.0 in. Determinar el factor de seguridad del resorte
asumiendo K = 0.65 y que no hay efecto de concentración de esfuerzos en el extremo empotrado del
resorte. Usar la aproximación de:
(a) Soderberg.
(b) Goodman modificada.
E-5.8 Resolver el problema anterior con ymin = 2.3 in y ymax = 2.8 in.
Respuestas:
E-5.1 d = 1.30 in (usando Goodman modificada o Soderberg).
Figura E-5.6
F1 F2
1 m 1 m 1 m
 4 cm
r = 2 cm
20 cm
15 cm7 cm
4 cm
15 cm
0.8 in
Leva
Seguidor
h = 1/8 in
Resorte
de 10 in de
longitud
Figura E-5.7

E-5.2 d2 = 1.47 in y d3 = 1.76 in según Goodman modificada (d2 = 1.49 in y d3 = 1.79 in, usando
Soderberg).
E-5.3 d = 0.601 in usando Goodman modificada (d = 0.619 in, usando Soderberg).
E-5.4 d = 0.746 in (usando Soderberg o Goodman modificada).
E-5.5 Su  260 MPa. Puede seleccionarse la aleación de aluminio H36, la H38 u otra de mayor
resistencia a la tracción (usando Soderberg o Goodman modificada).
E-5.6 N = 11.8 usando Goodman modificada (N = 10.8, usando Soderberg).
E-5.7 (a) N = 1.02; (b) N = 1.13.
E-5.8 (a) N = 0.836 (según Soderberg, el resorte fallaría después de cierto número de ciclos); (b) N =
0.952 (el resorte fallaría inmediatamente por fluencia).

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