Esfuerzos residuales en estructuras soldadas
Autor: Ospina Montoya, Alvaro León
Asesor: Caminos Pinzón, Jorge Eduardo (Thesis advisor)
Fecha: 1996
Programa: Bogotá - Medicina - Especialidad en Anestesiología y Reanimación
Facultad: Facultad de Medicina

Resumen: Con base en las investigaciones realizadas por Koichi Masubuchi, en el MIT, se presentan los aspectos fundamentales para el análisis y estudio de los esfuerzos residuales en estructuras soldadas. La información comprende: el análisis del flujo de calor en soldaduras, la información fundamental sobre los esfuerzos residuales, la clasificación de los métodos de medición de esfuerzos residuales aplicables a las estructuras soldadas, los desarrollos históricos de estudios de esfuerzos térmico el movimiento del metal durante la soldadura; además, se presentan las bases para el desarrollo de modelos de análisis de esfuerzos térmicos, unidimensionales, bidimensionales y tridimensionales, incluyéndose los resultados experimentales comparativos, obtenidos en el MIT, en aceros demedia y alta resistencia, lo cual constituye la base para el desarrollo de modelos para su simulación por computador. En este trabajo también se presentan las técnicas desarrolladas para la medición de esfuerzos residuales en estructuras soldadas de varios aceros estructurales. Se analizan las resistencias de las estructuras "ideales" y "reales". Se presentan, en forma detallada, los aspectos relacionados con la tenacidad a la fractura de las estructuras soldadas, haciéndose especial énfasis en: la fractura frágil, la tenacidad a la entalla y como evaluarla, los ensayos y requerimientos de la tenacidad para el control de la fractura frágil, y la fractura de ensambles soldados can bajos esfuerzos aplicados. Finalmente, se analizan los estudios teóricos de la fractura frágil, principalmente en lo relacionado con las teorías de la fractura frágil, y la teoría del mecanismo de la fractura

ESFUE. RZOS RESIDUALES EN ESTRUCTURAS SOLDADAS .
.
ALVARO LE6N OSPINA MONTOYA
Trabajo de grado presentado como requisito
parcial para optar por el titulo de
Especialista en tratamientos termicos
Director: I.M. CESAR AUGUSTO CHAVES ROLDAN
MEDELLiN
UNIVERSIDAD NAC10NAL
FACULTAD DE MINAS
1996
oT
0816
·19'16
RESUMEN
Con base en las investigaciones realizadas por Koichi Masubuchi, en el MIT, se
presentan los aspectos fundamentales para el analisis y estudio de los esfuerzos
residuales en estructuras soldadas.
La informacion comprende: el analisis del flujo de calor en soldaduras, la
informacion fundamental sobre los esfuerzos residuales, la clasificaci6n de los
metodos de medicion de esfuerzos residuales aplicables a las estructuras soldadas,
los desarrollos hist6ricos de estudios de esfuerzos termic..o~y el movimiento del
m~tal durante la soldadura; ademas, se presentan las bases para el desarrollo de
modelos de analisis de esfuerzos termicos, unidimensionales, bidimensionales y
tridimensionales, incluym€ dose los resultados experimentales comparativos,
obtenidos en el MIT, en aceros demedia yalta resistencia, 10 cual constituye la base
para el dt;:sarrollo de modelos para su simulacion por computador.
En este trabajo tam bien se presentan las tecnicas desarrolladas para la medici6n de
esfuerzos residuales en estructuras soldadas de varios aceros estructurales. Se
analizan las resistencias de las estructuras "ideales" y "reales".
Se presentan, en forma detallada, los aspectos relacionados con la tenacidad a la
fractura de las estructuras soldadas, haciendose especial enfasis en: la fraclura
fragil, la tenacidad a la entalla y como evaluarla, los ensayos y requerimientos de la
tenacidad para el control de la fractura fragil, y la fractura de ensambles soldados
can bajos esfuerzos aplicados.Finalmente, se analizan los estudios te6ricos de la fractura fragil, principalmente en
10 relacionado con las teorias de la fractura fragil, y la teoria del mecanisme de la
fractura.TABLA DE CONTENIDO
INTRODUCCI6N
1. FLUJO DE CALOR EN SOLDADURAS .................................................... 1
J
1.1 HISTORIA TERMICA DE LAZONAAFECTADA POR EL CALOR ........... 1
1.2 PROBLEMAS DE FLUJO DE CALOR ENTRE EL ELECTRODO Y EL
METAL SOLDADO ........' . .............................................................................. 20
2. INFORMACION FUNDAMENTAL DE ESFUERZOS RESIDUALES ....... 23
;2.1, ESFUERZOS RESIDUALES ................................................................... 23
3. MEDICION DE ESFUERZOS RESIDUALES EN SOLDADURA.............. 44
~.1 CLASIFICACION DE LAS TECNICAS PARA LA MEDICION, DE
ESFUERZOS RESIDUALES ......................................................................... 44
3.2 MEDICION DE ESFUERZOS RESIDUALES MEDIANTE TECNICAS DE
ESFUERZO-RELAJACION ........................................................................... 48
4. TRANSIENTE DE ESFUERZOS TERMICOS Y MOVIMIENTO DEL
METAL DURANTE LA SOLDADURA .......................................................... 73
4.1 ESFUERZOS TERMICOS DURANTE LA SOLDADURA Y COMO SE
\
PRODUCEN .................................................................................................73
4.2 DESARROLLOS HISTORICOS DE ESTUDIOS DE ESFUERZOS
TERMICOS Y MOVIMIENTO DEL METAL DURANTE LA SOLDADURA..... 77
4.3 ANALISIS UNIDIMENSIONAL. ................................................................ 794.4 ANALISIS BIDIMENSIONAL ................................................................... 83
4.5 ANALlSlS DE ESFUERZOS EN CASOS TRIDIMENSIONALES ............. 95
4.6 ESTUDIOS EXPERIMENTALES DE LOS ESFUERZOS TERMICOS Y
DEL MOV1MIENTO DEL METAL ................................................................ 100
4.7 EXPERIMENTOS DE ESFUERZOS TERMICOS EN ENSAMBLES
SOLDADOS DE ACEROS DE ALTA RESISTENCIA .................................. 103
4.8 EXPERIMENTOS DE ESFUERZOS TERMICOS Y MOVIMIENTO DEL
METAL DURANTE LA SOLDADURA A LO LARGO DEL EXTREMO
LONGITUDINAL DE UNA FRANJA ............................................................ 114
4.9 SIMULACION EN COMPUTADOR ....................................................... 130
4.10 VALORACION DEL ESTADO ACTUAL Y PROSPECTOS FUTUROS142
5. MAGNITUD Y DISTRIBUCION DE ESFUERZOS RESIDUALES EN
ENSAMBLES SOLDADOS ......................................................................... 144
5.1 DESARROLLO DE TECNICAS PARA ANALIZAR ESFUERZOS
RESIDUALES EN ENSAMBLES SOLDADOS ............................................ 144
5.2 ESFUERZOS RESIDUALES DE SOLDADURA Y ESFUERZOS DE
REACCION.................................................................................................. 149
5.3 ANALISIS DE ESFUERZOS RESIDUALES EN SOLDADURAS A TOPE
RESTRINGIDOS......................................................................................... 153
5.4 LA DISTRIBUCION DE ESFUERZOS RESIDUALES: ALGUNOS CASOS
, TrPICOS ..................................................................................................... 168
5.5 ESFUERZOS RESIDUALES EN ENSAMBLES SOLDADOS EN VARIOS
MATERIALES ............................................................................................. 1795.6 EFECTO DEL TAMANO DE LA PROBETA EN LOS ESFUERZOS
RESIDUALES :............................................................................................ 189
5.7 ESFUERZOS RESIDUALES EN ENSAMBLES GRAN DES .................. 192
5.8 EFECTOS DE LA SECUENCIA DE $OLDADURA ............................... 195
6. RESISTENCIA DE LAS ESTRUCTURAS SOLDADAS: FUNDAMENTOS
................................................................................................................... 197
6.1 RESISTENCIA DE ESTRUCTURAS "IDEALES" Y "REALES" .............. 197
6.2 CAMBIOS EN LOS ESFUERZOS RESIDUALES EN SOLDADURAS
SOMETIDOS A CAR GAS DE TENSiON .................................................... 199
. 6.3 CONCENTRACION LOCAL DEL ESFUERZO CAUSADO POR
DISTORCI6N FUERA DEL PLANO ............................................................ 203
6.4 INESTABILIDAD DE COLUMNAS BAJO CARGA DE COMPRESION .. 204
7. TENACIDAD A LA FRACTURA.............................................................. 213
7.1 CONCEPTOS ELEMENTALES DE FRACTURA .................................. 213
7.2 FRACTURA FRAGIL DE ESTRUCTURAS SOLDADAS ....................... 221
7.3 EVALUACION DE LA TENACIDAD A LA ENTALLA ............................ 236
7.4 ENSAYOS PARA EVALUAR LA TENACIDAD A LA ENTALLA ............. 259
7.5 FRACTURA DE ENSAMBLES SOLDADOS CON BAJOS ESFUERZOS
APLICADOS ............................................................................................... 286
7.6 EFECTOS DE LA COMPOSICION QUIMICA Y DEL PROCESO DE
FABRICACION ........................................................................................... 293
7.7 REQUERIMIENTOS DE TENACIDAD A LA ENTALLA Y CONTROL DE
LA FRACTURA........................................................................................... 3037.8 TENACIDAD A LA ENTALLA DE METALES SOLDADOS .................... 306
8. ESTUDIOS TEORICOS DE LA FRACTURA FRAGIL EN ESTRUCTURAS
SOLDADAS ................................................................................................ 334
8.1 TEORIAS DE LA FRACTURA FRAGIL. ................................................ 334
8.2 TEORIA DEL MECANISMO DE FRACTURA ........................................ 343
BIBLIOGRAFiA .......................................................................................... 363LISTA DE FIGURAS
FIGURA 1.1 Ciclos termicos en dos puntos de la zona afectada por el calor
de una probeta soldada con cordon , ..... ,,,.... , .. ,",,...,, ..... , .... ,"" ... "".... ,,,,,,,,,,,4
FIGURA 1.2 Rata de enfriamiento de la zona de fusion a 700. 500 Y 300"C.
como es afectada par el espesor de la lamina y su temperatura iniciaL. ..,,,,,,,, 6
FIGURA 1.3 Efectos de las condiciones de soldadura en las ratas de
aooge
enfriamiento a 700. 540 Y de la zona de fusion " ... """"............ ",, ........ 8
FIGURA 1.4 Efectos de la longitud de soldadura en las ratas de enfriamiento
de las zonas afectadas par el calor en probetas de soldadura de cordon y
soldadura de aporte ...,'"..........".""........................".,.. " ..... , ......... " ............ 9
FIGURA 1.5 Efectos combinadas de los parametros de soldadura on la, rata
de enfriamiento de la zona afectada por el calor ............. " ... " ...""...""....... 11
FIGURA 1.6 Diagrama GGT de transformacion de enfriamiento continuo
mostrando puntos criticos, curvas de enfriamiento crfticas y tiempos de
enfriam iento crfticos ........ , ....... , ............ ,.,.........,.,.. " ...,.. ,.. . .,., .. ,., ........ ,.,. ,... 15
FIGURA 1.7 Nomograma para calcular el tiempo de enfriamiento que pasa
y 250ge
entre 800 cuando la zona afectada del metal base se enfria de una
operaci6n de soldadura por arco ................................................................... 16
FIGURA 1.8 Relaciones entre el tiempo de enfriamiento (para un rango de
temperatura de 800 a 500"C) y la dureza maxima en la zona del metal base
afectada por el calor determinadas en varios procesos de soldadura .. " .."" .. 17FIGURA 1.9 Relaciones entre las propiedades mecanicas y los tiempos de
de
enfriamiento varies probetas para un c.alientamiento maximo a una
temperatura maxima de 1300°C ..... " ............................................................. 17
FIGURA 1.10 Presentacion no dimensional de las secciones del metal
fundido y el metal recristalizado. ....... , 21
c•••••.••.•"c,' '" ..,".,c, c....................
FIGURA. 2.1 Esfuerzos residua!es macroscopicos en varias escalas ... 25
c ••••••
FIGURA 2.2 Esfuezos residuates producidos cuando se c.onectan
forzadamente barras de diferentes longitudes ............................................'" 29
F!GURA 2.3 Curva esfuerzo-temperatura para !a berra de !a mitad en un
Flm~gln riA tr~s ba.rra.s... . . . ... 31
FIGURA 3.1 Tecnica de esfruerzo-relajacion ap!ic.ada a una !amina .......... 50
FlGlJRA3.3 Metodo de Mathar de medida de esfuerzos residua!es ............ 58
FIGURA 3,4 Medida de! .esfuerzo .residua! por remocion sucesiva de capas de
metal"....."·.,..............·.............,, ........·......, ............................................................... 62
FIGURA 3.5 Metodo de perforado de Gunnert .................................•..... " ... 65
H ••••
FIGURA. 3-'3 Metoda de sec.cionado de Rosenthal-Norton ............................ 68
FJGURA3.7 Patron de fisura tipico obtenido bajo varias condiciones de
esfuerzo, se muestra una combinaci6n del metodo de perfarado de Mather y
el de recubrimiento fragil ............................ " ...... " ......... " .............................. 70FIGURA 4.1. Representaci6n esquematica de los cambios de temperatura y
esfuerzos'durante la soldadura ..................................................................... 75
FIGURA 4.2. Dividiendo el campo de esfuerzos para calcular los esfuerzos
termicos y residuales ..................................................................................... 81
FIGURA 4.3 Campo tipico de esfuerzos en un plano 20, laminas soldadas .. 95
FIGURA 4.4. Campo tfpico de deformaciones en un plano 2D. Distorsion
angular en una viga construida ..................................................................... 95
FIGURA 4.5. Patron de red y dimensiones principales .................................. 96
FIGURA 4.6. Caso tipico para un analisis manual 10 ............ " ... " .... ",......... 99
..
FIGURA 4.7. Caso tfpico para un analisis 1D incluyendo la distorsion por
"
f1e~ion longitudinal en una viga ..... " ........ " ........ "",...,,, ............. , ..... , .. ,",., .... 100
FIGURA 4.8. Seecion de la soldadura y localizacion de galgas para la prueba
1,en acero dulce .......................................................................................... 106
FIGURA 4.9. Cam bios medidos de temperatura y deformaeion para la
prueba 1. acero dulce .................................................................................. 107
FIGURA 4.10. Secei6n de soldadura y loealizaci6n de gal gas para prueba 4
acero HY-130 .............................................................................................. 109
FIGURA 4.11. Medida de los cam bios de deformaci6n para la prueba 4.
Acero HY-130 ............................................................................................. 110
FIGURA 4.12. Predieei6n analitiea para la prueba 4. aeero HY-130............ 112FIGURA 4.13. Deformaciones mecanicas maximas observadas a 1 puigada
de ia ifnea d~ ooidadul a L;Ullira t:ti esfuerzo de fluencia de la lamina ........... 114
FiGURA 4.'14 Probeta y la localizacion de extens6metros, terrfiocuplas y
apaFatos para flledif liS'! distorsioh ................................................................ 117
FIGURA 4.15 Cambios de temperatura en cuatro iugares durante ia
'soldadul'B .................................................................................................... "'19
FIGURA 4.16. Temperatura maxima obtenida durante la soldadura ...... " .... 120
I
FIGURA 4.17. Deformaciones longitudinales observadas a diiefentes
!
localizaciones durante la soldadura ............................................................. 122
I
FIGURA 4.18. Cam bios de la de'HexiOn durante la soldadura ...................... 122
I '
j
FIGURA 4.19 Esfuerzos residuales a 10 largo de la secciOn media " .......... 123
1
,1
FIGURA 4.20 Propiedades del material contra temperatura de la aleacion de
aluminio 5052-H32 ...................................................................................... 124
FIGURA 4.21. Patron de red de elementos finitos y sistema
de coordenadas .......................................................................................... 127
FIGURA 4.22 Sistema de coordenadas ...................................................... 129
FIGURA 4.23. Parametros usados para los 16 casos estudiados ..... " ........ 133
FIGURA 4.24 Distribucion de los esfuerzos residuales longitudinales para los
casos 2,6,10 Y 14 (h=32000 jOlJles/plg2) ...................................................... 135
FIGURA 4.25. Efectos de la entrada linear de calor, h. y de la velocidad de
soldadura V, en el ancha de la zona de esfuerzos de tension residuales ... " 136FIGURA 4.26. Efectos de la intensidad de calor lineal, Q, Y la velocjdad de
.soldadura, v, en el.an.cho de la zona de esfuerzos de tension residuales .... 136
FIGURA 4.27 EfectQs de la velocidad de soldadura y el ene-ho de la probata
en la distorsion residual en la linea del medio ........_..... _.... _.... _..... ___ ........_139
FIGURA 5.1. Metodologfa para analizar los esfuerzos residuales en
soldaduras .................................................................................................. 145
FIGURA 5.2 Distribuciones tipicas de los esfuerzos residuales en una
soldadura a tope ...........................,.,...,... ,. .........,..... ,. ............... 151
n •• ' •••••,.....................
FIGURA 5.3 Preparacion de la prueba usada para estudiar los esfuerzos de
reaccion ...................................................................................................... 153
FIGURA 5.4 Probeta biselada utilizadapor Masubushi _.... ' .... , ..... ..... 155
FIGURA 5,5 Distribuci6n de! cambia de deformacion producido durante /a
soldadura de la probata bisalad~L.. __ ._ ..... "_ " ..............................- 158
FIGURA 5.6 Distribucion de !segl)n as calculadadel esfuerzo producido por
la soldadura (Ver eeLlacion 5.2). __ ....................................... 159
".n".".... .,,, ..
FIGURA 5.7 Distribueion de los esfuerzos residualas ....... " ........................ 162
FIGURA 5.8 Contraecion transversal y dislocaei6n estimadR. ...................... 164
FIGURA 5.9 Cam bios de esfuerzos durante la soldadLlra de U~p6n............ 170
FIGURA 5.10 Distribucion de los esfuerzos residuales en una so!dadura de
tapon, se comparan los resultados experimentales con las prediceiones
teorieas..... " ............... '"...................... '. ...... " ................................................. 170FIGURA 5.11 Esfuerzos residuales. en un sector circular soldado ...... "' ........ 172
FIGURA 5 ..12 Esfuerzos. residuales producidas en un sector circular soldado
debido a 1a contraccion circlInferencial yradiaL ................................" ................ 173
FIGURA 5.13 Efecto de! diametro en los esfuerzos residuales. en 131 metal
soldado 174
_,_,_,,00' ••••••••••••0' •••••" ................__........." ............................................
FIGURA 5.14 Esfuerzos residllales. tfpicas en perfiles sold ados ............. " .. 175
FIGURA 5.15 Esfuerzos residuales en perfiles soldados 15H 290 .............. 177
FIGU~.A5.16 Variaci6n de dos dimensiones de los esfllerzos residuales en la
viga soldada 15H 290..... 17R
FIGURA 5,17 Esfuerzos residuales en una tllberia soldada. ",,,n.,,' ._ .. 178
FIGURA 5.18 Esfuerzo de eedeneia de. algunos materia/es estructurales a
tp.mpp.ratllra~ elevadas.. .. .... .. .. .. ... .. ... ... ..... ..... . . .. .. ...... 1.79
FIGURA 5.19 Distribuei6n te6rica de las. esflJerzas res.iduales IOODitllfiim::tIA~
An ~olc1J.lclLlr~s de HC.eroS dp. h~jO f.arponO yalta resistencia 182
u .• "." ..... .••. "' •.
FIGURA 5.20 Distriblleiones teoricas de los esfuerzos residuales
longitudinales en soldaduras en colombia ytantalio .................................. 183
FIGURA 5.21 Distribuci6n de los esfuerzos longitudinales a 10 largo de la.
lineatransvers.al que pasa par al centro de la soldadura.......................... 186
u.FIGURA 5.22 Esfuerzos residuales en soldaduras a tope en aeero de bajo
carbono SAE 4340 tempiado en aceite a 50QoF .......................................... 187
FIGURA 5.23 Esfuerzos residlJa!es de so!dadlJra en varios aeems de alta
resistencia........................................................ " . . .... ............................... .. 188
FIGURA 5.24 Probetas usadas por Hwang ........ " ....................................... 188
FIGURA 5.25 Probetas usadas por DeGarmo et al para el estudio del efecto
de la longitud de soldadura en los esfuerzos residuales ........................ 191
<0 ....
FIGURA 5.26 (a y b) Distribuci6n de los esfuerzos residuales en soldaduras a
tope de diferentes longitudes ........................................... , .......................... 192
FIGUR~ 5.27 Efecto de la longitud de la soldadura en los esfuerzos
residuales longitudinales .............................. , .............................................. 193
i
I
FIGURA 5.28 Distribuci6n a 10 largo de la direcci6n del espesor de los
!
esfuerzos residuales en el metal soldado a tope .......................... " ............. ·194
I
I
I
FIGURA 5.29 Secuencias de soldadura ..................................................... 195
~
FIGURA 6.1 Distribuei6n esquematica de los esfuerzos en una saldadura a
tope cuando se aplican cargas uniformes de tensi6n y los esfuerzos
residuales cuando las cargas son Iiberadas ........................" ...... , ... " .......... 200
FIGURA 6.2 Concentracion local de esfuerzos causados par la distorsi6n
fuera de plano .............................................................................................. 203
FIGURA 6.3 Pandeo de una columna bajo cargas de compresi6n ........" .... 205FIGURA 6.4 Efecto de la distorsi6n inicial, 0 en los esfuerzos de pandeo,
0,
acr. de una columna abisagrada bajo carga de compresi6n , ............. , ......... 208
FIGURA 6.5 Distribuciones trpicas de los esfuerzos longitudinales residuales
en una viga en H y una viga cajon fabricadas por medio de soldadura ........ 209
FIGURA 6.6 Efecto de los esfuerzos residuales en el diagrama de carga­
deflexi6n de una viga en H soldada bajo carga de compresion ................... 210
FIGURA 6.7 Distribuci6n de las deformaciones y los esfuerzos en el ala de
una viga en H bajo cargas de compresion ......................... , ......................... 211
FIGURA 7.1 Fracturas transgranular e intergranular ...... 214
H ... " ............ "" ......
FIGURA 7.2 CeJda unitaria cubica de cuerpo centrado del hierro mostrando
los pianos diagonales y el plano de clivaje .................................................. 215
FIGURA 7.3 Superficie fracturada por clivaje de un acero de bajo carbono
roto por impacto a 78°K. ABC es un limite de grano, SD es una "river pattern"
Upica. Las flechas alargadas indican la direcci6n de propagacion de fisuras
locales y las flechas encerradas, el paso de c1ivaje..............." ................. 219
FIGURA 7.4 Superficie de lIna fractura por cizalladuraen una probeta de
aeero,,~..•.,.,........,..,"".''',.,''',.."",...,.....,..,..""",............. ,,,,220
$ON "', ..., .... ,.,.• " .... ,
.FJGURA 7.5 detalle las vecindades a los origenes primarios ysecundarios. EJ
bosquejo muestra las formas ydimensiones de los dos origenes"".." .... " .. 230
FIGURA7.S SlIperficie de una fractura fragi! 231
» .•"»,,.......·o>,">'» •.> ••• ' ...n .••• » ..
FIGURA 7.7 Analisis del inicio de la fractura en el USS Ponagansett .... , .... 233FIGURA 7.8 Forma senosoidal de una fractura en una tuberia ""'"..... ,,";;. 234
FIGURA 7.9 Metodos para preparar las probetas de una lamina para el
ensayo de impacto Charpy .......................................................................... 240
FIGURA 7.10 Ejemp/o de datos obtenidos en un ensayo Charpy ""H""""" 242
FIGURA 7.11 Comparacion del criterio de apariencia fibrosa de fractura de
Lloyd con resultados de ensayos de fracturas de barcos reales. Claves; 0
Laminas de cascos que faHaron en servicio x Laminas de cascos con
desempeno en e/ limite, • Laminas de cascos que tuvieron desempeno
aceptabte ....................................................................................................246
FIGURA 7. 12 Ensayo de fisura iniciada por explosion 'H"H'''''''''''''''''''''''' 249
FIGURA 7.13 Ensayo "drop-weitgh" ......".,"'..........,'''"..",...."''''',.,''''',,...,' 252
FIGURA 7.14 Temperatura de detencion de la grieta" ""''''''"'"''"""" " "." 259
FIGURA 7.15 Ensayos de fractura estatica en probetas con entalla. """"" 265
FIGURA 7.16 Ensayo de dobtez en probetas soJdadas. Las dimensiones del
ensayo Kommerel cambia dependiendo del espesor de la lamina. Las
dimensiones mostradas en la figura son para laminas menores a 1 pulgada
de espesor. ................................................................................................. 267
I
FIGURA 7.17 Probeta para el ensayo Robertson ... """",,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,,, 272
~IGURA 7.18 Probeta para ensayo de doble tension .""....".""'"......,,,,'"'' 275
FIGURA 7.19 correlacion entre /a temperatura de transicion de aparicion de la
fractura determinada con probetas estandar Charpy entalla en V (maquinada),
Vtrs y los determinados con probetas Charpy entail a en V prensada pTrs,
j jFIGURA 7.20 Resistencia a la fractura fragi! de probetas de tracci6n con
entalla .........................................................................................................289
FIGURA .7.21 Esfuerzo nominal de doblez contra temperatura para los
experimentos de Greene en laminas amplias soldadas ............................... 289
FIGURA 7.22 Probetas para el experimento de Kihara y Masubuchi.. ........ 292
FIGURA 7.23 Efectos de varios elementos de aleaci6n en el ensayo Charpy,
resumidos par Kihara de los datos recofectados por Reinbolt y Harris ........ 299
FIGURA 7.24 Efectos del trabajo en frio y el envejecimiento en las
propiedades Charpy .................................................................................... 303
FIGURA 7.25 Requerimientos del ensayo Charpy entalla en V (unificados)
...................................................................................................................305
FIGURA. 7.26 Tenacidad a la entalla requerida por varias especificaciones
....... ;;.; ..... ;.;................................................................................................ 315
FIGURA 7.27 Tenacidad a la entalla en aceros soldados con electrodos de
acero dulce .... ,. ... ,,"''''',..,,''''''''''''''',.........................................."".. '"'''' 318
FIGURA 7.28 Tenacidad a la entalla de metales soldados con electrodos de
acero de bajo hidr6geno y alta resistencia ................................................... 321
FIGURA 7.29 Tenacidad a la entalla de depOsitos de arcos sumergidos en
aeeros dulees y de alta resistencia .. """""""' 323
<" ... """,,"""""""H'" """".....
FIGURA 7.30 Tenacidad a la entalla de depositos de arcos sumergidos.
(datos recientes) ......................................................................................... 324FIGURA 7.31 Tenacidad a la entalla de dep6sitos realizados con gas ........ 327
FIGURA 7.32 Mejoramiento a traves de tratamiento termica de metales de
tenacidad a la entalla de dep6sitos de electroescoria ................................. 328
FIGURA 7.34 Tendencias generales en la tenacidad a la entalla de depositos
por varios procesos de soldadura ................................................................ 331
FIGURA 8.1 Esfuerzo de un solido ideal y de los materiales reales ............ 336
FIGURA 8.2 Tres formas de agrietamiento ............................................... 346
FIGURA 8.3 lamina infinita con un agrietamiento de longitud 2c bajo un
esfuerzo a traccion uniforme a . ................................................................... 346
FIGURA 8.4 Pruebas de traccion en probetas con grietas .......................... 348
FIGURA 8.5 Efectos de la longitud de la grieta en la resistencia a la fractura ..
................................................., . ................................................................. 350
FIGURA 8.6 Comportamiento de la intensidad del esfuerzo requerida para
producir una falla como funcion del espesor del material.. ........................... 352
FIGURA 8.7 Tipos de probetas para la prueba de tenacidad ...................... 356
FIGURA 8.8 Probetas con ranuras ............................................................. 361
FIGURA 8.9 Inicio de la grieta por fatiga ..................................................... 362
FIGURA 8.10 Analisis del desplazamiento de la apertura de la grieta y el
tamafio de /a zona plastica. a. Apertura de la grieta en el campo elastica. b.
Apertura de la grieta can deformacion pastica ............................................. 362LISTA DE TABLAS
TABLA 2.1 Funciones de esfuerzo de Goursat.. ........................................... 37
TABLA 2.2 Funciones de desplazamiento para dislocaciones teniendo en
cuenta platinas f1ectadas .............................................................................. 38
TABLA 2.3 Caracteristicas basicas de la funcion de esfuerzo de Goursat.... 38
TABLA 2.4 Dislocaciones producidas por las funciones de esfuerzo de la
tabla 2.1 ........................................................................................................ 39
TABLA 4.1. Geometrra de la prueba y localizacion de sensores ................. 105
TABLA 4.2 Condiciones de soldadura con GMAW ..................................... 118
TABLA 4.3. Parametros de soldadura utilizados en el analisis .................... 132
TAaLA 5.1 Comparaci6n de algunas propiedades del acero ...................... 180
TABLA 6.1 Estructuras soldadas ideal Vs. reaL ........................................ 199
.TABLA 7.1 PIanos de clivaje y corte para varias estructuras y materiales
217
••••••• _ ••• f ••••• '.J •••• ~ ••• ( ••• , ......................... , •••••••••.••• , ................. , ........................ ~ •••
TABLA 7.2 Mediciones de la velocidad de propagacion de la fractura fragil.
en el acero .................................................................................................. 235TABLA 7.3 Ensayos para evaluaci6n de tenacidad a la entalla de aceros y
caracteristicas de la fractura fragil de soldaduras....................................... 260
TABLA 7.4 Uso de los diferentes ensayos ................................................. 279
TABLA 7.5 Formulaci6n tipica para determinar los efectos de la composici6n
quimica en las propiedades mecanicas ....................................................... 295
TABLA 7.6 Formulaci6n para el carbono equivalente para propiedades
mecanicas. resistencia a la entalla y soldabilidad ........................................ 296
TABLA 7.7. Resistencia a /a enta/la............................................................ 313INTRODUCCION
. Debido al calentamie'llol durante la soldadura ocurren complejos esfuerzos
~ l. • ~ ,
termicos, dbteniendose despues de la soldadura esfuerzos residuales y
distorsion~~\ cual~s ~Wletamiento
los causan 0 desajustes. Esfuerzos
residuales de gran magnitud en zonas cercanas a la soldadura pueden
r
~usllr fracturas bajo ciertas condiciones, y la distorsion y los esfuerzos
residuales compresivos pueden reducir la resistencia de los miembros
estructurales, y modificar, rapidamente 0 con el tiempo, la geometrfa de los
rnismos.
Cuando un ingeniero es conocedor de los' fenomenos de los esfuerzos
residuales y la distorsion, el tambien es consciente de los efectos adversos
que estos tienen en e\ comportamiento en servicio de la estructura que esta
disenando 0 fabricando. Pero la situacion es aun mas complicada debido a
que los efectos de los esfuerzos residuales dependen de ellos mismos y ,de
lascaracteristicas metalurgicas del material que esta siendo soldado. Cuando
el material es fragil, por ejemplo, los esfuerzos residuales pueden facilmente
ocasionar la aparicion de grietas. De otro lado, cuando el material es ductil e/
efeeto de los esfuerzos residuales es practicamente cero.
EI conocimiento de estos fenomenos, efectos residuales y caracteristicas
metalurgicas del material, permitiria efectuar las modificaciones"necesarias en
los parametros de diseno y fabricacion, tales como: el espesor de la lamfna, el
diseno de la junta, las condiciones de soldadura. la secuet}cia' de la
soldadura, etc., de tal manera que los efectos adversos sean reducidos a
niveles aceptables. Esto por supuesto es m.ejar·lograrlo durante las etapastempranas del diseno y la fabricaci6n, que resolverlos luego de construida la
estructura.
Esta monograffa surge de la necesidad de estudiar las esfuerzos residuales,
, ,
la distorsion y sus efectos en la soldadura, 10 que se hace mas evidente, si se
analiza la actual tendencia mundial en 10 referentea la construcci6n de
estructuras soldadas.
Antes de 1940 la soldadura se limitaba a los aceras de bajo contenido de
2
carbona, can limite elastica de 22,4 kg/mm 6 220 MPa (32 ksi), luego entre
1940 y 1960 se emplearon para la construcci6n de submarinos los aceros de
2
alta resistencia can limite elastica de 35,2 kg/mm 6 345 Mpa (50 ksi). Desde
1960 se han venido empleando aceros templados y revenidos can limite
elastica de 56,2 kg/mm2 6 552 MPa (80 ksi), a partir de 1980 se han
2
empleado aceros can limite elastica de 70,3 kg/mm 6 689 MPa (100 ksi), hoy
estos aeeras son fundamentales en la construcci6n de submarinos.
En 1969 la campania Locked Missile and Space Company construyo el primer
submarino DSRV (Deep Sumergence Rescue Vehicle) can acero can limite
elastica de 91,4 kg/mm2 6 896 MPa (130 ksi), 10 que permitio alcanzar
profundidades de hasta 1830 m; en esta decada la Armada norteamericana
tiene planeado fabricar varios submarinos con este acero; tambien se planea,
para lIegar hasta 6 100 m de prafundidad, construir submarinos DSSV (Deep
Sumergense Search Vehicle) para 10 que se han considerado aceras can
2
limite elastica de 126,6 kg/mm 01240 MPa (180 ksi).
La aplicaci6n de los aceras de alta resistencia en la construccion de
estructuras, como recipieQtes a presion, barcos y puentes ha tardado mas,2
pero ha estado limitada a aceros con limite elastico de hasta 84,4 kg/mm 0
827 MPa (120 kSi); en muchas estructuras se han empleado los aceros
templados y revenidos tales como ASTM A 514 Y A 517, los cuales tienen
excelente tenacidad a la fractura a baja temperatura.
En nuestro pais estas aplicaciones han estado limitadas a la construccion de
blindajes metalicos de tuneles, tuberfas de presion y distribuidores de las
grandes centrales hidroelectricas, pero en elias se han empleado
basicamente aceros normalizados de resistencia intermedia, con excepcion
del Proyecto hidroelectrico del Guavio, donde se han empleado aceros
templados y revenidos con 80 ksi de limite elastica. Seguramente, siguiendo
la tendencia mundial, en los proximos proyectos se emplearsn aceros de alta
resistencia, por 10 que resulta absolutamente indispensable con conocer
como disenar y fabricar estructuras soldadas sanas con este tipo de acero.
Dirigida pues, la tendencia mundial hacia el empleo de aceros de alta
resistencia en construcciones· soldadas, el estudio de los esfuerzos
residuales, la distorsion y sus efectos tendra que ser acometida par los
ingenieros como una herramienta para predecir el comportamiento en servicio
de las estructuras soldadas.
Sin embargo, aunque en este trabajo, en algunos casas se hace referencia
especificamente a los aceros de alta resistencia, estos no constituyen su
unico objetivo, 10 que se pretende es reunir en un texto la informacion
necesaria sobre esfuerzos residuales y distorsion que permita una adecuada
preparacion para enfrentar el rete que se impone.Del estudio de la extensa bibliograffa que dispone sobre esfuerzos residuales
en soldaduras, se desprende que el trabajo realizado por Koichi Masubuchi
en el Instituto Tecnologico de Massachusetts (MIT), con el auspicio de las
ocho principales acerias del Japon, constituye la principal y mas actualizada
referencia sobre este tema. En el no solo se presenta el estado de la
investigacion y el desarrollo de este t6pico especffico, sino que ademas se
plantean los temas y aspectos que sobre el, deberan ser el objeto de los
proximos estudios.
Esta monograffa, por 10 tanto, se preparo principal mente con base en el libro
"Welded Structural Analysis", en el que Masubushi presenta el resultado de
sus investigaciones, y el cual es a su vez, como se menciono, la referencia
basica en las publicaciones que se han efectuado posteriormente.
Por ultimo, en este trabajo se presentan los fundamentos matematicos
suficientes para realizar, mediante modelos de simulacion en computador, el
analisis. de esfuerzos residuales en estructuras soldadas, 10 que permitira la
optimizacion de los disenos y garantizara su adecuado comportamiento en
servicio. EI desarrollo de estos modelos deberan ser e\ objetivo de trabajos
inmediatos.1. FLUJO DE CALOR EN SOLDADURAS
1.1 H1STORIA TERMICA DE LA ZONA AFECTADA POR EL CALOR
1.1.1 Determinacion de la historia de la zona afectada por el calor. EI
metal adyacente a la soldadura esta expuesto a un rapido cicIo termico, y a
menudo conlleva cambios metalurgicos complejos. Varios investigadores,
incluyendo a Nippes y Asociados, y Kihara y otros, han estlJdiado la zona
termica de la zona afectada por el calor y han encontrado dificultad para
hacer coincidir los datos experimentales con los resultados anaHticos
basados en la teoria lineal. Esto se debe aparentemente a que las
asunciones usadas en los analisis mate maticos no son realmente aplicables
para la historia de la zona afectada por el calor, debido a las siguientes
razones:
- La ~ona afectada por el calor esta muy cerca a la fuente de calor, de tal
manera que no podemos asumir que la fuente de calor es una fuente puntual
localizada en la superficie de la lamina.2
- EI cambio de temperatura encontrado en la zona afectada por el calor es tan
grande que no podemos pasar por alto los cambios en las propiedades
termicas.
Consecuentemente, los investigadores han usado comunmente metodos
experimentales para determinar los ciclos termicos en la zona afectada por el
calor. La tecnica mas popular es la medici6n de temperatura usando
termocuplas montadas en localizaciones exactas sobre la pieza.
Los cuidados en las tecnicas experimentales son esenciales para lograr
resultados precisos. Especial importancia tienen el montaje segura de la
termocuplas en la pieza y su precisa localizaci6n.
La figura 1.1 muestra los ciclos termicos medidos por Kihara y otros, de la
zona afectada por el calor sobre una probeta con un cord6n soldado. El
cordon fue depositado sobre una lamina de acero de bajo contenido de
carbono, de alta resistencia, con 18 milimetros (0,7 pulgadas) de espesor,
152 milimetros (6 pulgadas) de ancho, y 356 milfmetros (14 pulgadas) de
largo. Se emplearon electrodos del tipo de bajo hidr6geno (AWS E7016) de 4
milfmetros, (5/32 de pulgadas). La soldadura fue hecha con un aporte de
calor de 47600 Julios por pulgada, eorriente 170 amperios; voltaje del area .3
2,28 voltios; y una veJocidad de desplazamiento del arco 152 milimetros, (6
pulgadas) por minuto. PeqlJerios agujeros, de 1,5 milimetros (0,06 pulgadas)
en diametro, fueron perforados normales a la superficie y desde el lado del
respaldo hasta una profundidad predeterminada. Una termocupla Cromel­
Alumel de 0,3 milimetros (0,012 pulgadas) de diametro fue fundida en el
interior del metal soldado, de tal manera que la termocupla indicara la
temperatura en la zona de fusion de la soldadura. Un electrodo recubierto fue
acostado y depositado en una posicion predeterminada sabre Ja probeta, por
una maquina de'soldadura automatica especialmente diseriada.
La figura 1.1 muestra los ciclos termicos para dos localizaciones: en el fondo
de la soldadura y al pie del cord6n.
EI metal al pie del cord6n soldado se enfri6 a una tasa mayor que la del metal
en el fondo del cord6n soldado. Tambien se muestra en la figura los valores
de la tasa de enfriamiento en tres niveles de temperatura, 700, 540 Y 300°C,
medidos sobre tres probetas de 18 milimetros, 24 milimetros y 30 milimetros
de espesor. La rata de enfriamiento a 300°C fue de aproximadamente 11 %
mayor en el pie de la soldadura que en el fondo, pero la diferencia fue
despreciable a temperaturas por debajo de 17rC.4
1400
I ' l \ P ~l.A ~T fE Wr al AO TL lN QG IIA AT TE C ®"iI oc
" \ }
1200 ~ \ 1\ 100 39 4!>
~ 18 !>40 30 32
I "-., '\ 300 !> !>
U o 1000 \\ 100 41 4!>
2\. !>40 34 34
THERMOCOUPLE 300 8 10
\~ WELOING I70A.28V.6IPM 100 43 49
ELECTROOE E 7Ol6.4nmO
SPECIMEN I!>O I 3!5Orrm 30 !>40 33 34
300 12 II
/;~ ,,~
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I I '" ... :::---..
ESPES_ORI ® ...
~ ~- --- -
----
JI
C
·10 o 10 20 40 160 70 eo
\
FIGURA 1.1 Ciclos termicos en dos puntos de la zona afectada por el calor
de una probeta soldada con cordon
1.1.2 Factores que influyen en la tasa de enfriamiento de la zona
afectada por el calor. La microestructura y la dureza de la zona afectada
por el calor dependen de Ja rata de velocidad de enfriamiento.
Esta rata esta influenciada por varios factores incluyendo: el espesor de la
lamina, las condiciones de la soldadura, el precalentamiento, la longitud de la
soldadura, la geometrfa de la junta, etc. Muchos programas de investigacion '5
y desarrollo se han realizado para estudiar los efectos de las variables de
soldadura sobre la rata de enfriamiento de la zona afectada por el calor.
-Efecto del espesor de la lamina y temperatura de precalentamiento. La
figura 1.2 muestra el efecto del espesor de la lamina y la temperatura de
precalentamiento sobre la rata de enfriamiento de la zona de fusi6n en una
..
probeta con un cord6n ~oldado. Los cordones fueron depositados sobre
laminas ·de aCeJ:o de baja aleaci6n yalta resistencia de 76 milirnetros de
ancho y 203 miHmetros de largo. Las soldaduras fueron hechas con una
entrada de calor de 18740 Julios por centimetro (47600 Julios por pulgada).
EI cic10 termico de la zona afectada por el calor fue medido con termocuplas .
.En la figura 1.2 se muestran las ratas de enfriamiento a tres niveles de
temperatura: 700, 540 Y 300°C.. Las ratas de enfriamiento se incrementan
con un aumento en el espesor de la lamina. Para la rata de enfriamiento a
540°C no se presentaron posteriores incrementos cuando el espesor de la
lamina fue mayor que 25 milimetros.
- Efecto de las condiciones de soldadura (entrada de calor). La figura
1.3 muestra el efecto de las condiciones de soldadura 0 entrada de calor
sobre la rata de enfriamiento de la zona afectada por el calor en una probeta
con un cord6n soldado.6
-
ACERO
H '$;,m~o-+
C % 0.12-0.21
=':~UPt..E t.1n */. 0.00-1.58
,~, 350mm Si % 0.22-0.71
SIZE ;:F SPECIMEN: ':"5. 200mm TS. '~"",,2 47...68
wt:t.OING CCN:lITION: I70A. 2SV. 61 PM
ELECTROOE ; E7016 4mmO
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4 8 12 16 20 24 28
ESPESOR DE LAJvIINA,mm
FIGURA 1.2 Rata de enfriamiento de la zona de fusion a 700, 500 Y 300°C,
como es afectada por el espesor de la lamina y su temperatura inicial.
EI cord6n soldado fue depositado sobre probetas de 20 milimetros de
espesor con electrodos E7016 de 4 milfmetros de diametro bajo las siguientes
condiciones: Corriente de arco (I) 170 amperios, Voltaje de arco M 21, 24 Y7
28 voltios y Velocidad de desplazamiento del arco (v) 4, 6, 8 Y 11 pulgadas
por minuto.
La figura 1.3 muestra los valores de la rata de enfriamiento determinados
experimentalmente a tres niveles de temperatura: 700, 540 Y 300°C. Los
resultados experimentales fueron graficados contra dos valores: IN y VI/v 10
cual es proporcional a la entrada de calor. Los valores de la rata de
enfriamiento tienen una mejor correlacion con IIv que con VI/v. Los
resultados indican que la cantidad de calor suministrada a la lamina es
proporcional a lacorriente del arco mas bien que a la potencia ehactrica del
areo VI.
~ Efecto del tipo de revestimiento de los electrodos. La variacion en el
tipo de revestimiento del electrodo introduce diferencias correspondientes en
el calor de la reaccion qufmica y del punto de fusion del revestimiento 0 la
escoria y sus diferencias en el cicio termico. De acuerdo con la informacion
actualmente disponible, las diferencias de la rata de enfriamiento debidas a
las variaciones de los tipos de recubrimiento de electrodos son moderadas,
siempre que las soldaduras sean hechas bajo las mismas condiciones.
- Efecto de la longitud de la soldadura y de la geometria de la junta. La
figura 2.10 muestra los efectos de la longitud de la soldadurasobre las ratas8
de enfriamiento de las zonas afectadas par el calor en probetas con un
cordon sold ado y pro betas soldadas en fHete.
Ul 140 I-WELDING CURRENT: 11'OA I Q,WELD I
"'­
,.. WELDING SPEED ,4.6.a.il [PM
() I
0 .. 120 KEY ARC~TAGE 120rrm >r~RMOOOJPLEI
o 0 A 2ev
0 ••• 21V
E-< ,100 <II (14 24V SIZE OF SPECIMEN: 200. 7S.2Onm
Z~ ELECTROOE : E7016 4rrmO
~
H
eo
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~'
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~'60
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Z
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~ 0 ~~~~~~~-L~C=~==~~~0
10 20 40 :;0 40 :;0 60 70
II•• AMP/IPM EII.. 110'. JOULE/in)
FIGURA 1.3 Efectos de las condiciones de soldadura en las ratas de
enfriamiento a 700, 540 Y 300°C de la zona de fusion
Las mediciones fueron hechas en dos localizaciones: En el centro de la
soldadura y en el crater (0 al extremo de la soldadura). EI enfriamiento en el
centro de la soldadura se incremento cuando la longitud soldada fue menor
que aproximadamente 127 miHmetros. En el extremo de la soldadura, la rata
de enfriamiento se incremento cuando la Longitud soldada fue menor que 64
milfmetros. La rata de enfriamiento en el extremo de soldaduras cortas fue
aproximadamente el doble de la rata de enfriamiento en e1 centro de unasoldadura larga. La FIgura 1.4 tam bien muestra que la rata de enfriamiento
de la zona afectada por el calor de una probeta soldada en filete es
aproximadamente 40% mayor que aquella de la probeta del cordon soldado
hechas bajo las mismas condiciones de soldaduras. En la soldadura en filete,
el calor de soldadura se disipa en tres direcciones; en la de cordon se disipa
en dos. Kihara y otros tambien encontraron que la rata de enfriamiento del
primer pase de una junta en dobte V es aproximadamente igual a aquella de
un cordon sobre una lamina.
WELD : I70A, 28V, 61PM
ELECTROOE: E 1016. 4 mmD
.
~
f ,.~., t ;'
~ "'l :rt£RWlmIA~
Tt£RMOCOUPLE
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140 , \ \ o A 5 34 000 "'C C PLANA • • 354 0O 0"" <C : FILETE
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o 20 60 eo 100 120
LONGITUD DEL CORDON
FIGURA 1.4 Efectos de la longitud de soldadura en las ratas de enfriamiento
de las zonas afectadas por el calor en probetas de soldadura de cordon y
soldadura de aporte.10
- Efectos combinados de factores. Kihara y otros han propuesto, sobre la
base de datos obtenidos de una extensa investigaci6n, que el efecto
cbmbinado del espesor de la lamina, la temperatura de precalentamiento, Y
las condiciones de soldadura sobre la rata de enfriamiento de la zona
afectada por el calor puede ser analizada por un parametro, P, como sigue:
~o
tg t ] (1.1)
Donde:
=
T Temperatura a la cual la rata de enfriamiento es considerada DC.
Temperatura inicial 0 temperatura de precalentamiento de la
lamina, DC.
=
Corriente del arco, amperios.
v
= Velocidad de desplazamiento del arco, pulgadas por minuto.
=
t Espesor de la lamina, pulgadas.
Constantes.
En la 'figura 1.5 muestra la relaci6n entre el valor P determinado por las
condiciones de soldadura y las ratas de enfriamiento de la zona afectada por
el calor donde la siguiente relaci6n se cum pie:I I
=
Rata de enfriamiento (OC/S) O,35po,B (1.2)
. Suzuki posteriormente, desarrollo un monograma para determinar la rata de
enfriamiento con base en las condiciones de soJdadura.
q!J
00 lro~------------------~--~----~~
" P: Parametro
U T: Temperatura,OC t
° o 100 To:Temperatura
Inicial,oC ~c
E-! Y: Corriente, A ,/'
~ V: Velocidad, IPH '
80
~ 60 t: espesor, In ..
H [0.
.~.... " At 700"C]
z At 540"C
x At 3OQ"C
~ 40r---~--~~---+----
Affected by Ar'
• transformation
t.
a 0.08 0.16 0.39
o 4 6 B . 10 12 .100
),.7 ),.7
'"T 'i- 'hl( ", ( +2 -T ,- ,T ­o )] (C ~'ln
F> • [ ( x I -;- orcton •
FIGURA 1.5 Efectos combinados de los parametros de soldadura on la rata
de enfriamiento de la zona afectada por el calor
1.1.3 Control de la entrada de ca lor para la soldadura. En la fabricacion
de estructuras soldadas, especialmente en aceros de alta resistencia, se12
deberia siempre considerar los efectos de las condiciones de soldadura sobre
las caracteristicas metalurgicas de una soldadura. Un objetivo importante en
la metalurgia de la soldadura 10 constituye el como controlar la entrada de
calor para obtener una estructura 6ptima en la zona afectada por el calor.
Muchas publicaciones estan disponibles sobre este aspecto.
I
A continuaci6n se describen muy brevemente los efectos de las condiciones
I
de soldadura sobre las propiedades de las estructuras de la zona afectada
! .
I
por el calor (HAZ) en aceros, especialmente en aceros de alta resistencia.
!
Para soldadura de aceros ferrfticos, especialmente aceros de baja aleaci6n y
alta resistencia, el control de la entrada de calor en la soldadura es ejercida
basicamente para alcanzar 10 siguiente:
- Evitar un rapido enfliamiento para prevenir la ocurrencia de endurecimiento,
martensita fragi! y posible agrietamiento.
- Evitar una muy baja velocidad de enfriamiento para prevenir la ocurrencia
de perdida de ductilidad en la estructura de la zona afectada por el calor.
EI primer aspecto es importante para todos los aceros, mientras que el
segundo aspecto es especial mente importante para los aceros tratados13
termicamente en los cuales la excelente tenacidad a la fractura es alcanzada
por temple y revenido y otros tratamientos termicos. Limitaciones sobre la
maxima entrada de calor de soldadura son comunmente fijadas para aceros
templados y revenidos tales como el HY-80 YHY-100.
La armada norteamericana especifica las maximas entradas de calor para
estos aceros y otros templados y revenidos como sigue:
Espesor de la lamina Maxima entrada de calor, J/pulg.
Purgadas
< a,s 45000
> 0,5 55000
NOTA: La pa!abra "maxima" no debe ser interpretada como nominal 0
promedio.
Se ha encontrado que los diagramas de transformaciones de enfriamJento
continuo (eeT) son adecuados para estudiar los efectos de la entrada de
calor sobre las estructuras metalurgicas de la zona afectada por el calor. Un
numero de investigadores ha desarrollado diagramas eeT para varios14
aceros. La figura 1.6 es un ejemplo de un diagrama CCT para un acero que
contiene 0,17% de carbono.
Un diagrama CCT muestra la relaci6n entre el tiempo y la temperatura
indicando el comienzo y el final de la transformaci6n bajo condiciones de
enfriamiento continuo. Para desarrollar un diagrama CCT para un acero, un
grupo de probetas son calentadas por encima de la temperatura A3 y luego
enfriadas a varias ratas representando soldaduras hechas por procesos de
arco electrico con electrodo revestido para ciertas entradas de calor (ver
figura 1.7).
La figura 1.B muestra la relaci6n entre el tiempo de enfriamiento (para el
rango de temperatura entre BOO y 500°C) Y la maxima dureza en la zona
afectada por el calor de metal base. La dureza decrece a medida que el
tiempo de enfriamiento se incrementa.
La figura 1.9 muestra la relaci6n entre el tiempo de enfriamiento y las
propiedades mecanicas de probetas enfriadas a varias ratas desde 1 300°C.
Aqui se muestran:IS
- La dureza Vickers (10 kg).
A medida que la rata de enfriamiento se incrementa, la dureza decrece
mon6tonamente. Sin embargo, el cambio en los valores de impacto es
bastante complejo. Cuando el tiempo de enfriamiento fue menor que
aproximadamente 10 segundos, la energia absorbida fue muy baja indicando
esto que el material fue muy fragi!.
2 4 6 8 10 20 40 60 80100 200 400 600 1000 2000 4000
TIEMPO, s '.
FIGURA 1.6 Diagrama CCT de transformaci6n de enfriamiento continuo
mostrando puntos criticos, curvas de enfriamiento criticas y tiempos de
enfriamiento criticos.·16
La energia absorbida se incrementa subitamente cuando et tiempo de
enfriamiento es mayor que 10 segundos. Sin embargo, a medida que el
tiempo de enfriamiento es incrementado. los valores de impacto decrecen
establemente, indicando que tambien el bajo enfriamiento es danino para la
tenacidad.
APORTE DE TIEMPO DE
CALOR ENFRJAN. ESPESOR
rOR CARBON
AND ALLOY
STEf.LS
KJI S Pulgadas
200
175 600
!>OO
150 200 400
125 175 300 . t
200
100 I!>O I!>O ~ 16
110 12!> 100
It!> 80
II
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2'
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30 40 16
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20 2
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I!> 20 I
Cordon de-1 t"------- Filete en T
Lamina
FIGURA 1.7 Nomograma para calcular el tiempo de enfriamiento que pasa
entre 800 y i~G.?C cuando la zona afectada del metal base se enfria de una
operacion de soldadura por arco\7
l,
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I 2 4 6 8 10 20 40 60 80 100 200 400 600 800
"Tiempo de Enfriamiento desde 800°C
a 500°C, s
FIGURA 1.8 Relaciones entre el tiempo de enfriamiento (para un range de
temperatura de 800 a 500a C) y la dureza maxima en la zona del metal base
afectada por el calor determ, inadas en varios procesos de soldadura
Jo O.t ((} o{
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rrl 60 ~~VC1I!eSs-I­
\r-i ~,IL i ':"' i
::;0"1 2.5 I-X fto..fo-.
H OJ 40 , I I • I
s::: I I 1
!:LI 20 2.0
I 2 . 4 6 810 20 40 6080100 200 400 600 1000 2000
Tiempo de enfriamiento desde A3
(796°C) a 500°C,s
FIGURA 1.9 Relaciones entre las propiedades mecimicas y los tiempos de
enfriamiento de varias probetas para un calientamiento maximo a una
temperatura maxima de 1300°C18
Inagaki y 5ckiguchi explicaron el fen6meno arriba mencionado con el uso de
diagramas GGT como se muestra en la figura 1.6. 5i la entrada de calor
durante la soldadura es muy baja y el enfriamiento tom a lugar a una rata mas
rapida que la de la curva de enfriamiento Z, entonces la estructura de la zona
afectada por el calor sera enteramente martensitica y su dureza excedera
415 DPH. 5i el enfriamiento puede ocurrir a una rata que cae entre la curva
de enfriamiento Z y la curva de enfriamiento F, parte de la transformaci6n
producira una estructura intermedia (Widmanstatten) la cual los
investigadores han identificado por el simbolo Z, se desarrollara y al final la
estructura de la zona afectada por el calor sera una mezcla de martensita y
de estructuras intermedias. La dureza de esta zona sera mas baja que 415
DPH. Enfriamientos mas lentos a 10 largo de una curva que pasa a la
derecha de la curva de enfriamiento F veran la transformaci6n de algo de
ferrita proeutectoide, y la estructura final consistira de ferrita, estructura
intermedia y martensita. 5i el enfriamiento es realizado a una rata mas baja
que la marcada por la cllrva de enfriamiento P, algo de estructura ferritica se
desarrollara tambien y la estructura final consistira de perlita, ferrita,
estructura intermedia y martensita. Un decrecimiento posterior en la rata de
enfriamiento mas ana de la curva de enfriamiento E, usualmente permitira
transformaciones en la zona afectada por el calor, para producir totalmente
ferrita y perlita. Los investigadores encontraron que las zonas afectadas por19
el calor las cuales son enfriadas a ratas suficientemente bajas para producir
al menos algo de transformaci6n de ferrita proeutectoide, ordinariamente no
se agrietaran espontaneamente y exhibiran un grado razonable de ductiJidad
y tenacidad. Ellos concluyeron, por 10 tanto, que la rata de enfriamiento a la
cual es marcada la aparici6n de ferrita proeutectoide podria ser identificada
por el simbolo C y que esta rata representa un indice limite de soldabilidad.
f
Consecuentemente, un acero dado siempre deberia ser soldado para
producir (entrada de calor, 0 posiblemente a traves de precalentamiento) una
zona afectada por el calor enfriada a una rata mas baja que Cf ; 0 cuando et
procedimiento de soldadura es fijo, el acero empleado deberia tener el valor
practicamente mas bajo de Cf, y aun proveer la resistencia deseada. En
cualquier evento, la soldadura debera ser realizada de tal manera que las
zonas afectadas termicamente sean enfriadas por un periodo mas largo que
'
Cf (0 C como se muestra en la figura 1.6).
f
Sin embargo, los enfriamientos bajos son dafiinos para la tenacidad. como se
muestra en la figura 1.8. Considerando los dos facto res arriba indicados las
condiciones 6ptimas de soldadura son aquellas que producen enfriamiento
entre las curvas F y P. EI enfriamiento es bajo suficiente para evitar la
transformaci6n a la martensita fragil, pero tambien es 10 suficientemente
rapido para no perder la buena tenacidad. Las discusiones sobre todo esto
han sido basadas en los resultados obtenidos por Inagaki y Sekiguchi sobre20
aceros de baja aleaci6n. Muchos investigadores han desarrollado diagramas
CCT Y otros datos en varios aceros. AI menos algunos detalles son
diferentespara varios aceros pero en general son similares en el caso de
muchos aceros estructurales.
1.2 PROBLEMAS DE FLUJO DE CALOR ENTRE EL ELECTRODO Y EL
METAL SOLDADO
Las temperaturas en el metal de soldadura Hquido no han sido estudiadas tan
extensivamente como aquellas en el metal base. Christensen y Chipman
intentaron mediciones directas par medio de termocupJas W-Mo. Rabkin
midi6 la distribuci6n de temperatura en e1 charco de soldadura de una
soldadura de aluminio automatica. Pokhodnia y Frumin l1icieron las
correspondientes investigaciones sobre acero.
Paley y Hibbert condujeron un analisis ayudado por computador del f1ujo de
calor en soldaduras de metales de diseiios reales. Dilawari y otros analizaron
el fen6meno de calor y f1ujo de f1uido en una soldadura de electroescoria.
Un interesante problema de ingenieria relacionado con la historia termica del
metal soldado es estudiar el tamaiio y forma de la gota de soldadura y la
profundidad de penetraci6n. Christensen y Davis usaron parametros21
dimensionales para estudiar el etecto de las variables de la soldadura sobre
el tamario de la gota de soldadura. La figura 1.10 es una presentaci6n
dimensional del· metal tundido y el metal recristalizado en la secci6n
transversal. Los parametros dimensionales sobre el eje de la ordenada
representan el area transversal. y el parametro dimensional N se determina
por la intensidad de la fuente de calor y otros factores.
..
~
o Mild Sleel, ArQOnarc
o Mi lei Sleet, eaaled electrode
<J Mild stee I, Si9rna
• Mild steel, A3
x AI ,Argcnarc
.. AI Si
.!> Sn,Ar!jonorc
0.1 ~----t--~-¥--f-'l----+---I
.!> G
.."J:·o:}
~
j ll'x yl seeTable I
ox I<
.. HT Heat con~ per em3 at
QOI 1::;----4-:!-.t:---­ temperoture i, Including
heat of translbmatkln
A Cross -sectlcml a",a of
fused mek:l1 and ~1I! i11zed
:~Ial
QOOIF-~~~~_--.----~_~
10
Ov
n • 4rl(2.H
r
F1GURA 1.10 Presentaci6n no dimensional de las secciones del metal
fundido y el metal recristalizado.22
La relacion teorica entre el parametro de area y el para metro N fue derivada
de un modelo de fuente puntual. La curva en la figura 1.10 muestra esta
relacion. Una excelente correlacion fue obtenida entre la curva calculada y
los datos experimentales.-------------
- -
23
2. INFORMACION FUNDAMENTAL DE ESFUERZOS
RESIDUALES
2.1· ESFUERZOS RESIDUALES
2.1.1 Esfuerzos residuales. Los esfuerzos residuales son aquellos que
existirian en un cuerpo si todas las cargas externas fueran removidas. Varios
terminos tecnicos han side usados para referirse a esfuerzos residuales, tales
como:
Esfuerzos internos
Esfuerzos iniciales
Esfuerzos inherentes
Esfuerzos de reaccion
Esfuerzos fijos24
Los esfuerzos residuales tambien pueden ocurrir cuando un cuerpo es
sometido a cambios de temperatura no uniforme; estos esfuerzos son
usualmente denominados esfuerzos termicos.
- Esfuerzos residuales macrosc6picos y microscopicos. Las areas en
las cuales los esfuerzos residuales pueden existir varian ampliamente en
escala, desde una gran porcion de una estructura metalica hasta areas
medibles unicamente a escala at6mica. La figura 2.1 muestra esfuerzos
residuales macrosc6picos en diferentes escalas. Cuando una estructura
es calentada por radiaci6n solar desde un lado, distorsi6n termica y
esfuerzos termicos son producidos en toda la estructura como se muestra
en la figura 2.1 (a). La figura 2.1 (c) muestra como los esfuerzos
residuales producidos por pulido son altamente localizados en una delgada
capa cercana a la superficie.
Los esfuerzos residuales tambien ocurren a escala microsc6pica. Por
ejemplo, en areas cercanas a las estructuras martensiticas en el acero se
producen esfuerzos residuales durante la transformaci6n martensitica, la cual
se lIeva a cabo a temperaturas relativamente bajas resultando as! la
expansi6n del metal. Esfuerzos residuales a escala at6mica existen en las
areas cercanas a las dislocaciones. Este capitulo considera solo los
esfuerzos residuales macrosc6picos.
t,l25
.a
- ..-.
., \ ... .
I
,
I
I
a. 'Oistorsi6n termica en una estructura b. Esfuerzos residuales debido a la
debido al calentamiento por radiaci6n solar soldadura
\
(c) Esfuerzos residuales debido a un esmerilado
FIGURA 2.1 Esfuerzos residuales macrosc6picos en varias escalas
- Condiciones de equilibrio de esfuerzos residuales. Ya que los
esfuerzos residuales existen sin fuerzas extemas, 1a fuerza resultante y el .
momenta resultante producido por los esfuerzos residuales deberfan
desvancerse.26
=
JodA 0 en cualquier secci6n plana y (2.1)
IdM= 0 (2.2)
Es muy importante chequear que los esfuerzos residuales registrados en
cualquier experimento satisfacen las condiciones arriba indicadas.
2.1.2 Ocurrencia de esfuerzos residuales. Los esfuerzos residuales en
estructuras metalicas ocurren por muchas razones durante la fabricaci6n.
Los esfuerzos residuales pueden ser producidos:
- En muchos materiales, incluyendo laminas, barras y secciones, durante el
rolado, la fundici6n, la forja, etc.
- Durante el conformado de partes metalicas por procesos tales como corte,
doblado, maquinado y pulido.
- Durante los procesos de fabricaci6n tales como la soldadura.
Los tratamientos termicos durante la fabricaci6n, tambien pueden influenciar
los esfuerzos residuales por ejemplo, el temple produce esfuerzos residuales,27
mientras que los tratamientos termicos de alivio de tensiones reducen los
,
esfuerzos residuales.
Los esfuerzos residuales son clasificados de acuerdo can los mecanismos
que 10 producen:
'. Aquellos producidos por desajuste estructural.
. Aquellos producidos por distribucion desigual de deformaciones no
elasticas, incluyendo deformaciones plasticas y termicas.
2.1.3 Esfuerzos residuales producidos por desajuste. La figura 2.2
muestra un caso simple en el cual los esfuerzos residuales se producen
cuando barras de diferente longitud son forzadamente canectadas. En la
barra carta, Q, se producen esfuerzos de traccion y en las barras mas largas
P y p'se producen esfuerzos de compresion.
La figura 2.3 muestra como un cicio de calentamiento y enfriamiento causa
desajuste resultando en esfuerzos residuales. En ella se ilustran tres barras
de acero al carbona de iguallongitud y seccion, conectadas por dos bloques
rfgidos en los extremos; la barra central es calentada a 593°C Y luego
enfriada hasta temperatura ambiente, rnientras que las barras de los lados
son mantenidas a temperatura ambiente. La figura 2.3 muestra el grafico de28
el esfuerzo en la barra central contra la temperatura y muestra la cantidad de
esfuerzo residual producido. Mientras las dos barras laterales estan
resistiendo la deformacion de la barra del centro, el esfuerzo en cada barra
lateral. as. es siempre igual a la mitad del esfuerzo en barra central, am, Y
opuesto en signa con relacion a la condicion de equilibria:
(2.3)
Debido a que la longitud de la barra central y las de las barras laterales
deberfan ser la misma, la ecuacion siguiente debera satisfacerse:
(2.4)
Donde:
=
E modulo de elasticidad a temperatura ambiente. To
E = Modulo de elasticidad a temperatura, T
t
T = T - To = incremento de temperatura.
=
a. Coeficiente de expansion termica lineal.
Entonces:29
a = -a.1T 2E (2.5)
m 1+2E/E
t
FIGURA 2.2 Esfuezos residuales producidos cuan,do se conectan
forzadamente barras de diferentes longitudes
El esfuerzo en la barra central am, en varias eta pas del cicIo termico, puede
ser calculado de las ecuaciones (2.3) y (2.4).
A medida que la temperatura de 1a barra central se incrementa, el esfuerzo en
ella cambia cuando la temperatura es aproximadamente 171 DC, como se
indica en el punto B. Mas alia del punto B, a medida que la temperatura
crace, el esfuerzo en la barra central esta limitado al limite elastica a cada
. temperatura carrespondiente, como se muestra en la curva BC. Cuando la30
temperatura decrece por debajo de 593°C, en el enfriamiento, la accion en la
barra central cae rapidamente, cambia a tension, y rapidamente alcanza el
limite elastico en tension, como esta indicado por el punto D. Entonces, a
medida que la temperatura decrece mas, el esfuerzo en la barra central ests
limitado al limite elastico en cada temperatura correspondiente, como 10
muestra la curva DE. As!, un esfuerzo de tension residual igual al limite
elastico a temperatura ambiente queda en la barra central. EI esfuerzo
residual en las barras laterales son esfuerzos compresivos e iguales a la
mitad del esfuerzo de tension en la barra central. La linea B'E indica que un
esfuerzo residual de la misma magnitud, el cual es igual al limite de cedencia
a temperatura ambiente, sera producido por el calentamiento de la barra
ac.
central a clJalqllier temperatura que exceda los 316
- Dislocacion en una region multiplemente conectada. Matematicamente
hablan'do, los esfuerzos residuales causados por desajuste puede ser
referidos como esfuerzos debido a dislocaciones elasticas.
Muchos lectores pueden considerar el termino "dislocacion" solamente
relacionado con la dislocacion atomica en metalurgia fisica, una breve
discusion de los fundamentos de dislocacion en cuerpos esforzados se
presenta aqui.31
+40r-----------------------------------~
-.-I M Barra Central
fJl
0.. III --­
;j
o
+30 'V
o -.-I \
o fJl \
r-l Q) \
p:; \
.. +ZO \
\
,~c::: \
p:; \
\
E-< +10 \
Z \
~. \
U \
\400 600 800 IZOO
,c::: 0
p:;
T~P.ERATUR..2\
p:;
,c::: BARRA CENTRAL, OF
~
-10 \
,c::: \
~I \ c
\ ,
tJ \
-20
\
o \
t'J \
\
~ -30
~
::J
~
(/}
~ -40L..---------~-----------------'
FIGURA 2.3 Curva esfuerzo-temperatura para la barra de la mitad en un
arreg/o de tres barras
Suponga que los esfuerzos en un cuerpo cambian, por alguna raz6n, como se
muestra en 1a figura 2.4 de .un estado I a un estado II, aplicaci6n de una carga
extema, agrietamiento, 0 un desajuste..,..
32
(a.) Cambios de esfuerzos sin dislocacion
"
o .'
:/~~~===$======~==~~
a
(b) Cambios de esfuerzos involucrando la dislocacion
FIGURA 2.4 Cambios de esfuerzos en un cuerpo
La figura 2.4 (a) muestra los cambios de esfuerzos sin dislocaci6n, mientras
que la figura 2.4 (b) muestra los cambios de esfuerzos que resultan en
dislocaci6n. Un punto arbitrario P se mueve a P' durante el cambio de
esfuerzo, mientras que un punto vecino Q se mueve a Q', Cuando no hay33
dislocaci6n, el vector~' se vuelve infinitecimalmente pequeno cuando Q se
aproxima a P, 0:
~ ~
Lim P'Q' = 0, Si PQ -7> 0 (2.6)
La situaci6n es diferente cuando el cambio de esfuerzos involucra
dislocaciones. Suponga que una grieta ocurre a 10 largo de la linea A B,
como se muestra en la figura 2.4 b. Cuando el punto vecino Q esta
localizado sobre el mismo lado de la linea AB, la ecuaci6n (2.4) aun se
conserva. Sin embargo, cuando el punto esta localizado sobre el lado
~
opuesto de la linea AS, como se muestra en el punto R, e/ vector P'R' no se
aproxima a 0, pero si se aproxima a un valor definido, el cual es designado
~
como la apertura de grieta. Este vector, P' R' es generalmente lIamado la
"dislocaci6n" .
'Volterra lIam6 a esta deformacion por desajuste "distorsioni" y Love la lIamo
"dislocacion". Taylor y Orowan usaron el concepto de dislocacion para
explicar el mecanisme atomico de deformacion plastica. y este concepto ha
side ampliamente utllizado para explicar muchos fen6menos en metalurgia
fisica. El factor importante acerca de \a dislocaci6n es que e\ desplazamiento
es multi-valuado cuando la dislocacion ocurre. Una dislocacion puede ocurrir
I
t34
a escala macroscopica 0 a escala microsc6pica. En este capitulo se discuten
las dislocaciones macrosc6picas.
La figura 2.4 b muestra como los cambios de esfuerzos que ocurren del
estado I al estado II son aquellos de agrietamiento 0 fractura, mientras que
los cambios que ocurren del estado 11 al estado 1 son esfuerzos de reaccion
causados por .el cierre de un desajuste. Consecuentemente, las ecuaciones
basicas usadas en la teoria de los mecanismos de fractura son similares a
aquellos utilizados en el analisis de esfuerzos residuales en soldaduras.
Algunos ejemplos seran discutidos posteriormente en este capitulo.
La figura 2.4 b tambien muestra que la dislocacion esta relacionada con un
cambio topologico del cuerpo. En el estado I, el cuerpo ocupa una region i'
conectada simple, mientras el cuerpo en el estado 11 ocupa una region
1
I
conectada multiplemente. Se ha encontrado que cuando un cuerpo ocupa
I
una regionconectada multiplemente el desplazamiento puede ser multi- l
valuado. I'
1,
\
- Dislocaci6n de un anillo circular. Un anillo circular plano es un ejemplo
sencillo de una region conectada multiplemente. La figura 2.5 muestra 6 tipos
basicos de dislocaciones que pueden ocurrir en anillo plano, como sigue:
-.35
-Translaci6n en la direcci6n X, [C;]. como se muestra en la 'Flgura 2.5 (a).
:. Translaci6n en la direcci6n Y. (11], como se muestra en la figura 2.5 (b).
- Rotaci6n al rededor del eje Z 0 rotaci6n en el plano x:f, [wz]. como se
muestra en la figura 2.5 (c).
- Trarislaci6n en la direcci6n Z. [C;]. como se muestra en la figura 2.5 (d).
- Rotaci6n al rededor del eje Z 0 rotaci6n y Y. (wy]. como se muestra en la
figura 2.5 (e).
- Rotaci6n al rededor del eje X 0 rotaci6n y Y, (w x]. como se muestra en la
figura 2.5 (f).
a. Translaci6n en x b. Translac\6n en y c. Rotaci6n alrededor de z .
@
YAAASectiOn
'M"...
I
A
,
d. Translaci6n en z e. Rotaci6n alrededor de y 1. Rotaci6n alrededor de x
F1GURA 2.5 Dislocaciones en un anillo36
Las dislocaciones mostradas en las figuras 2.5 (a), (b) y (c) causan esfuerzos
residuales uniformes en la direccion Z del anillo plano. las cuales se
mantendran despues de que el disco sea unido. Las dislocaciones
mostradas en las figuras 2.5 (d), (e) y (f) causan esfuerzos residuales no
uniformes en la direccion Z del disco y seran dobladas despues de que el
anillo sea soldado.
La tabla 2.1 muestra las funciones de esfuerzos de Goursat para
dislocaciones [s]. [11]. [roz]. Las soluciones para [s], [roy], [ro x] , son mostradas
en la tabla 2.2. La tabla 2.3 provee las caracteristicas basicas de las
funciones de esfuerzos de Goursat. La relacion entre las funciones de
esfuerzos de Goursat 0 (z), 1JI (z) y la funcion de esfuerzo de Airy F (x,Y), es:
=
F (x, y) Re { z 0 (z) + 1JI (z)} (2.7)
Donde: z = x + iy, z = x- iy
Las componentes de los esfuerzos se expresan como sigue:t
37
ElF
cr'==-a (2.6)
. X2
1. Dislocaciones tipo desplazamiento
Funciones de esfuerzo
41(:1 = 8~ {([II] - i[~]) log: - ([II] + j[~]) a1 :: b l }
H
t/I(::) = 8~ {( [,,] + i[~]): log: + ([,,] - i[~])a:~:l
Componentes de esfuerzo
E: 1 (p2 _ ,P)(I _ pl)
a, = 411' ~([,,] cos 6 - [';] sin 6) (I + ll)pl
a=.!.!.([] 6-[';]' 6/1 (l-3p2 )+ll(I+p2)
, 411' a " cos SIn (I + ll)pl
E 1. (Pl - ,1.2)(1 _ p2)
t,O = ~ ~(['1] SID 0 + [~] cos 6) (1 + ,P)pl
2. Dislocaciones Upo rotaci6n
Funciones de esfuerzo
E { a 2 - b2 +2a2 log a - 2hl log b }
rf!(z) = 811' [roJ z log z - 2(al _ bi) z
E a1bl a
.p(z) = 811' [ro,] a1 _ b1logblog z
TABLA 2.1 Funciones de esfuerzo de Goursat38
!/Ib(z) !/Ietz)
[G 0 -i~[']log;:
I ­ v 3+v
[w.] ---g;-D [w.] log z - -8-[w.]z log z
It .
[w,] i-1 --- g;v - D [w,] log z '.-3- -+ g; v- [ w,] z I og z
TABLA 2.2 Funciones de desplazamiento para dislocaciones teniendo en
cuenta platinas fJectadas
Componentes de esfuerzo
a,. + a, =l Re[¢'(z)]
! [a, - a",] + it"" = z¢~(z)+ !/I"(z)
Desplazamiento
E(u - iv) = (3 - v)${Z) - (I + v)[z¢'(z)+ !/I'(z)]
Componentes de esfuerzo expresados en coordenadas polares
y
x = rcos 9, y = rsin 9
or x + iy = rei/!
i=J=T
o~-~------~--x
t(a, + a,) = t(a, +a..)
t(a, - a,) + it" =[(t<a,-a..)+ it..,}]ezil .
TABLA 2.3 Caracteristicas basicas de la funci6n de esfuerzo de GoursatpMtJl .
39
Desplazamiento
Dislocacion
[u] - i[v] = lu - ivlhl. -Iu - ivl..o
1
= (3 - v)8n [( [,,] + i[e]){ - 2ni)]
I
- (l + v)~[([,,] + i[e] )(2ni)]
1
= 8n(["] + i[e])( - 21ti)[(3 - v) + (1 + v)]
= {[,,] +i[e]}(-i)
== [,,] - ice]
2.4 Dislocaciones producidas por las funciones de esfuerzo de la
tabla 2.1
2.14 Esfuerzos residuales producidos por distribuci6n irregular de
deformaciones no elasticas. Cuando un material es calentado
uniformemente, este se expande uniformemente y no se producen esfuerzos
termicos. Pero cuando el material es calentado irregularmente, se producen
esfuerzos termicos. Los esfuerzos residuales tambien se producen cuando
existen deformaciones no elasticas distribuidas irregularmente, tales como
deformaciones plasticas. Las siguientes son las relaciones fundamentales en
un esfuerzo plano de dos dimensiones (crz = 0) campo de esfuerzo residual.
"
40
- Las deformaciones estan compuestas de deformaciones elasticas y
deformaciones no elasticas:
=
ex e'x + e"x
=
ey e'y + E"y (2.8)
=
Xxv x'-q + x"-q
Donde:
Son componentes de la deformaci6n total
.
.
,
Son competentes de la deformaci6n elastica
Ex. E y. Y-q
co" " y" Son componentes de la formaci6n no eslastica. ,La
"X , E y, -q
deformaci6n no elastica puede ser deformaci6n plastica,
deformaci6n termica, etc.
Una relaci6n de la ley Hooke se cumpie entre los esfuerzos y las
deformaciones elasticas:
- va),
~(a
s'x =
E.T
,v41
-
.J..(~ 1'~
ii' .y = E ) (3.1S)
\oJ}' Y\oJX'
r, 1
= G Tty
,fI'
- Los esfuerzos deberan satisfacer las condiciones de equilibrio:
(2.9)
(2.10)
- La deformaci6n total debera satisfacer la condici6n de compatibilidad:
(2.11 )
Las ecuaciones anteriores indican que los esfuerzos residuales existen
cuando el valor de R, el cual es determinado por la deformaci6n no elastica,
como sigue, no es cierto:42
(2.11 )
Res la causa del esfuerzo residual. Moriguchi lIam6 a R, uincompatibilidad".
Del analisis matermatico de estas ecuaciones de han obtenido importantes
descubrimientos:
R=O, consecuentemente, el esfuerzo residual no ocurrira cuando las
componentes no elasticas de la deformaci6n son funci6n no lineal de
la posici6n:
E"x= a + bx +dy, E"y=e+fx+gy, y"xy=k+lx+my
1. Los esfuerzos residuales en un cuerpo no pueden ser determinados p~r la
medici6n del cambio de esfuerzo que tiene lugar cuando una carga externa
es aplicada al cuerpo. (Por esto, el cuerpo debe ser cortado para
determinar los esfuerzos residuales.
2. Los esfuerzos residuales (J"" x. (J"" y y r xy pueden ser calculados de la
ecuaci6n (2.9) cuando las componentes elasticas de la deformaci6n s'x. E'y
y y'xy estan determinadas. Sin embargo, las componentes de esfuerzos nor
43
elasticos s"x. S"y y y"~. las cuales han causado esfuerzos residuales, no
pueden ser determinadas sin el conocimiento de la historia de \a formaci6n
del esfuerzo.44
3. MEDICION DE ESFUERZOS RESIDUALES EN SOLDADURA
3.1 CLASIFICACION DE LAS TECNICAS PARA LA MEDICION DE
ESFUERZOS RESIDUALES
Muchas tecnicas han side usadas para la mediciOn de esfuerzos residuales
en metales. La informaci6n sobre la medici6n de esfuerzos residuales ha
sido revisada ppr investigadores incluyendo: Treuting y otros, Heindlhoffer,
Horger, Gunnert, Masubuchi y Parlane. Las aetas de un taller sobre
"Evaluaci6n no destructiva de esfuerzos residuales' celebrada en 1975
contienen una revisi6n de los recientes desarrollos en los metodos de
determinaci6n de los esfuerzos residuales. En este capitulo enfatiza en las
tecnicas que son aplicables a las soldaduras.
Las tecnicas aetualmente disponibles para la medici6n de esfuerzos
residuales se pueden clasificar en los siguientes grupos:
- T ecnicas de esfuerzo-relajaci6n
- T ecnicas de difracci6n por rayos X45
-Tecnicas per el uso de propiedades sensitivas a los esfuerzos.
-Tecnicas de agrietamiento.
En la tecnica de esfuerzo-relajacion, el esfuerzo residual es determinado p~r
la medicion del alivio de deformacion elastica que tiene lugar cuando una
probeta es cortada en pedazos 0 un pedazo es removido. En muchos de los
casos, se emplean extensometros mecanicos para la medicion de este alivio
de deformacion. Existe una variedad de estas tecnicas; hay muchas formas
de seccionar una probeta para determinar los esfuerzos residuales. Algunas
. tecnicas son utilizadas en el estudio de esfuerzos de lamina, mientras que
otras son utilizadas en cilindros, tubes, u otros sOlidos tridimensionales. EI
alivio de deformaciones durante la relajacion de esfuerzos puede tambien ser
determinado empleando sistemas de rejiIIa , recubrimientos fragiles 0
recubrimientos fotoelasticos en vez de extensometros electricos 0
mecanicos. Una desventaja inherente de las tecnicas de relajacion de
I
eSfuerzos es que elias son destructivas; la probeta debera ser, parcial mente 0 J
r
enteramente, seccionada; no obstant~, las tecnicas de relajacion de
esfuerzos proveen una amplia cantidad de datos cuantitativos y son muy
ampliamente utilizadas para la medicion de esfuerzos residuales en
soldadura.46
En metales que tienen estructuras cristalinas, las deformaciones elasticas
pueden ser determinadas por la medicion del parametro de reticula con
difracci6n de rayos X. Puesto que el parametro de reticula de un metal no
esforzado es conocido 0 puede ser determinado separadamente, las
deformaciones elasticas en el metal pueden ser medidas no destructivamente
sin maquinado 0 perforado. Dos tecnicas estan disponibles en el momenta:
la tecnica de pelicula de rayos X y la tecnica de difractometro de rayos X.
Con la tecnica de difraccion de rayos X, deformaciones superficiales pueden
ser determinadas dentro de una pequena area a una profundidad de 0,025
mm y 0,0025 mm el diametro. La difracci6n de rayos X es el unico medio
disponible hoy para la medici6n de esfuerzos residuales en bolas de
rodamientos, en dientes de pinones y en las superficies de materiales
despues del maquinado 0 pulido.
Pero las tecnicas de difracci6n de rayos X tienen desventajas. Elias
consumen mucho tiempo. En cada punto de medicion, las mediciones
requieren una exposici6n de un tiempo de 15 a 30 minutos, que ademas
debera ser hecho en dos direcciones. La tecnica no es muy precisa,
especial mente donde temperaturas altas han distorsionado la estructura'
atomica del material.47
Se han hecho intentos para determinar los esfuerzos residuales en metales
par la medicion de sus propiedades sensitivas a los esfuerzos. Las tecnicas
de medicion de esfuerzos que han sido propuestas incluyen:
- La tecnica de onda ultrasonica polarizada. La cual hace uso de un
cambio de esfuerzo inducido en el angulo de polarizacion de ondas
ultrasonicas polarizadas (similar a la tecnica fotoelastica).
- La tecnica de atenuaci6n ultras6nica. La cual usa cambios de esfuerzos
inducidos en la rata de absorcion de ondas ultrasonicas.
- Tecnicas de dureza Las cuales hacen uso de cambios de esfuerzos
inducidos en la dureza.
Sin embargo, ninguna de estas tecnicas ha sido desarrollada mas alia de el
estado de laboratorio y elias no han sido usadas para la medicion de
esfuerzos residuales en soldaduras. Estas tecnicas no son discutidas en este
capitulo.
Otras tecnicas desarrolladas para el estudio de esfuerzos residuales
involucran la minuciosa observacion de grietas inducidas en la probeta por
hidrogeno 0 por esfuerzo-corrasion. Las tecnicas de agrietamiento sonr
I
48
utilizadas cuando se estan estudiando los esfuerzos residuales en modelos
estructurales . complejos, en los cuales la distribucion de los esfuerzos
residuales es complicada; pero est a tecnica provee unicamente datos
cualitativos y no cuantitativos.
3.2 MEDICI ON DE ESFUERZOS RESIDUALES MEDIANTE TECNICAS
DE ESFUERZO-RELAJACION
las tecnicas de esfuerzo-relajacion estan basadas en el principio de que las
deformaciones creadas durante la no aplicacion de la carga son elasticas,
aun cuando el material este sometido a deformaciones plasticas. Por 10 tanto
es posible determinar los esfuerzos residuales sin el conocimiento de la
historia del material.
En las siguientes paginas se resumen las once tecnicas de medicion de
esfuerzos residuales basadas en las tecnicas de esfuerzo-relajacion. las
tecnicas de la 1 a la 4 son aplicables principalmente en laminas, la 5 y la 6 en
cilindros solid os y tubos y la 7 y 8 para solid os tridimensionales. T odas las
primeras 8 tecnicas emplean extensometros electricos 0 mecimicos. las
ultimas tres tecnicas discutidas (9 a 11) emplean un sistema de rejilla, un
recubrimiento fragil 0 un recubrimiento fotoelastico.49
3.2.1 Tecnicas de seccionado usando extens6metros de resistencia
elE~ctrica (laminas). Despues de montado el extensometro electrico en la
superficie de la lamina que se va ensayar. estructura 0 probeta. 0 pequeiia
pieza de metal, el contenedor de los extenso metros es removido de la
estructura como se muestra en la figura 3.1. En las tecnicas de
extensometros unidos tipo resistencia. los extensometros son pegados a la
pieza de ensayo. A medida que la probeta es deformada. la resistencia del
extensometro cambia y la magnitud de la deformacion se determina por el
cambio en la medicion de la resistencia.
Muchos extensometros tipo resistencia electrica son hechos de alambre
metalico 0 de Ja laminas muy delgadas de material. Recientemente tam bien
se han desarrollado extensometros semiconductores. Una variedad de
tamaiio, forma y configuraciones estan disponibles en extensometros simples
y rosetas con dos, tres 0 cuatro elementos.
Los cambios en la temperatura tienden a causar una deformacion aparente;
por 10 tanto, algun tipo de compensacion de temperatura es necesario.
Frecuentemente. un extensometro "falso" (Dummy Gage) el cual no esta
I
sujeto a deformaci6n es expuesto a la misma temperatura que los
1
extensometros reales para proveer una base de comparacion. Tambien se
puede usar un extens6metro de temperatura compensada.50
Extensometros arte removida
~Extensometros
===
I=: " =
I
FIGURA 3.1 Tecnica de esfruerzo-relajaci6n aplicada a una lamina
Los extens6metros deberan ser unidos muy precisamente a la probeta, para
esto se han desarrollado varios tipos de pegantes. En muchas mediciones de
esfuerzos residuales, los extens6metros deberan ser protegidos de la viruta
producida durante el maquinado, tanto como del aceite 0 del agua necesario
para enfriar la probeta. Para la protecci6n de los extens6metros bajo ciertas
condiciones han sido ideados varios sistemas.51
Una medida es tomada de los cambios de deformaci6n que tienen lugar
durante la remoci6n de la pieza. Si la pieza es suficientemente pequeiia, se
asume que los esfuerzos residuales grandes no existen en la pieza y que se
cumple las siguientes relaciones:
(3.1 )
r.t,v
Donde g'x ,g'y Y son las componentes de deformaci6n elastica de los
esfuerzos residuales. EI signo menos en la ecuaci6n 3.1 indica cuando
existen esfuerzos residuales a tensi6n Y la retracci6n (no alargamiento) toma
lugar durante el alivio de tensiones. Entonces los esfuerzos residuales son:
E (_ _)
0".• =-] 2 E.t+VE y
-V
E (_ _)
(3.2)
O"y = - 1 2 E), + v E.•
-V
Oebido a que pueden haber esfuerzos residuales causados por doblado, es
aconsejable medir las deformaciones sobre ambas superficies de la lamina.52
EI valor medio de las deformaciones medidas en ambas superficies
representan la componente de esfuerzo plano, mientras que la diferencia
entre las deformaciones medidas sobre ambas superficies representan la
componente causada por el doblado.
Aplicaci6n: Para uso en redondos; la superficie de medici6n puede ser
ubicada en cualquier posici6n.
Ventajas: Es un metodo confiable. EI principio involucrado es sencillo, y es
altamente seguro.
Desventajas: Es un metodo destructivo. Unicamente da los esfuerzos
promedios para el area de la probeta de la cual la pieza fue removida, y no
rnide los esfuerzos local mente concentrados. EI maquinado involucrado es
algunas veces costoso y conlleva mucho tiempo.
3.2.2 La tecnica Gunnert para una lamina. Gunnert ha propuesto una
tecnica para la medici6n de esfuerzos residuales en soldadura utilizando un
extens6metro mecanico.
La figura 3.2 (a) muestra el extens6metro mecanico desarrollado por Gunnert
parra la medici6n de esfuerzos residuales. Las patas 1 y 2, se soportanpatt:
53
mutuamente en los dos puntos. 3. EI tornillo de ajuste 4, es roscado dentro la
pata 1. Y la tuerca. 5. es fijada la pata 2. EI fonda plano del tornillo de ajuste
da contra .el pin extens6metro, 7, del indicador especial, 6. inventado por
Abramson. EI indicador es fijado a la pata 2 por el soporte 8. Las partes 9.
10, Y 11 forman una cubierta protectora. EI tornillo de ajuste, 4, esta fijado a
la parte inferior de las patas 1 y 2 las clJales son bolas Brinell de 2 miHmetros
de diametro.
Para la medici6n de la deformaci6n. el extens6metro de Gunnert se ubica con
sus bolas en /as depresiones c6nicas separadas 9 mm de la probeta de
ensayo como se muestra en la figura 3.2 (b). La forma de la depresi6n se
muestra en 1a figura 3.2 (c). Para medir los esfuerzos residua/es, se hacen
ocho depresiones a 10 largo del perimetro de un circulo de 4,5 mm de radio.
Oespues la distancia entre cuatro conjuntos de depresiones son medidas, el
area de medici6n esta libre del material que 10 rodea por medio de un agujero
central el cual produce una entail a alrededor del area medida, tal como se
muestra con las Hneas punteadas en la figura 3.2 (b). La distancia entre los
cuatro conjuntos de depresiones son medidos para determinar la deformaci6n
elastica aliviada durante la relajaci6n de esfuerzos (te6ricamente. las
mediciones de distancia entre tres conjuntos de depresiones son suficientes
para determinar los esfuerzos residuales. EI cuarto conjunto es utilizado para
asegurar la precisi6n de la medida).54
Aplicaci6n: Adecuado para ellaboratorio y el campo. Puede ser usado para
medir sobre superficies horizontales, inclinadas 0 verticales.
Ventajas: Rapidez. Los esfuerzos principales en un punto de medici6n
pueden ser determinados, tanto en su direcci6n y magnitud, en
aproximadamente un hora. Facilidad de reparar el dano del objeto medido.
Permite algunas mediciones de esfuerzos picos debido a las pequenas
distancias de medici6n. Aparatos robustos permiten las mediciones en
I
ambientes desfavorables.
I
I Desventajas: Debido a que el metodo es considerablemente manual se
requiere entrenamiento para asegurar una manipulaci6n correcta.
1
3.2.3 La tecnica de perforado de Mathar - 50ete. Cuando un pequeno
agujero circular es perforado en una lamina que contiene esfuerzos
residuales, los esfuerzos residuales exteriores al area del agujero son
parcial mente relajados. Los esfuerzos residuales que existian en el area
perforada son determinados por la medici6n de la cantidad de relajacion de
esfuerzos que tiene lugar en el area que rodea el agujero perforado. EI
metodo del agujero de medici6n de esfuerzos fue propuesto primero y usado
par Mathar y despues desarrollado por Soete y Suppiger y otros.55
Extens6metro Esferas del extens6metro en los agujeros
calibrados
..
~~-t-' .. -'X-'
X,,~,~- ~-' ...,"
,, ' ",~ ~ . .... ','\
: \, '.'
Fonna de los agujeros calibrados Superficie de medici6n
FIGURA 3.2 Metoda de Gunnert para medir el esfuerzo residual en laminas,56
Para i1ustrar como se usa esta tecnica, suponga que los componentes de los
esfuerzos residuales en el punto 0 son O'w,O',n YO' ..:. o ' Entonces los
I
componentes de los esfuerzos residuales a 10 largo del perfmetro de un i
I,
,
pequeno circulo que rodea el punto 0 estan dados por la ecuaci6n 3.3 (ver
figura 3.3 a)
rr- !(rr- rr- ) !(rr- - rr- )
+ + Cos 20+ 2 sen20
=:; 2 2 'T'"
v ro v.w V yo v.to V )0 " X)U
a !(a a ) !(a - a ) r
= -I + + Cos 20- 2 sen20 (3.3)
ro .to yo ...,. .w.m .l)Y1
!(rr- - rr- )
-r_rt = -r cos 20- 2 sen20
" ,~ " .l}') v.to V yo
=
Donde O'ro la componente radial
=
0'00 la componente tangencial
=
'trOo la componente de corte del esfuerzo residual a 10 largo de la periferia
en un angulo.S7
En la ecuaci6n 3.3 se asume que los esfuerzos residuales son uniformes en
el area interior del drculo pequeno. EI proximo paso es calcular el cambio de
deformaci6n que tendra lugar en las areas exteriores del pequeno drculo, de
radio a, cuando el material interior del drculo es removido, por ejemplo por
perforaci6n.
La caracteristica mas importante acerca del cambio de deformacion es que el
drculo quedara Iibre de esfuerzos; en otras palabras, crro Y "CrOo
desapareceran. Por 10 tanto, el cambio durante el proceso de relajacion de
esfuerzos es el mismo que el causado en una placa con un agujero (pero sin
esfuerzos residuales) por la aplicacion de esfuerzos -crro Y -"CrOo en el borde
del agujero.
I =
Para simplificar la discusion, se asume que a xo = "Cyo = cro y crxyo 0; 0 los
esfuerzos residuales estan biaxialmente a tensi6n. Entonces. crro=ao Y
I
"CrOo=O. EI alivio de deformaci6n el cual toma lugar en el punto P (r, e)
1
cuando un agujero (de radio a) es perforado alrededor del punto 0 esta dado
por la ecuaci6n 15 Y se muestra en la figura 3.3 (b).
I.
I
\T
58
(a)2
l+v
_ Er =_ -SuI) = -- E- 0- () - r (3.4)
donde E Eo' Y Y son los componentes del alivio de deformaci6n.
r• ril
1.0
O.lI
o
b
~I'"
"
I.
(a) Esfuerzos residuales tangencial y radial (b) Distribucion de E: r' y 8(/ para
0'00 YcrrO =
(j'xo=O"yo=(j'o, !xyo 0
Gaq. N•. Z
(c) Arreg\o en estrella de extensometros a 1200
FIGURA 3.3 Metodo de Mathar de medida de esfuerzos residualesf
59
Cuando esfuerzos residuales de tensi6n existen en una area alrededor del
punto 0, el cambio de deformaci6n en la direcci6n radial sera una retracci6n
desde el estado tensionado. La ecuaci6n 3.4 indica que si el valor de a y r
sonconocidos y 8,0 8 se miden, es posible determinarla cantidad de
e
esfuerzo residual, 0'0.
En el caso de un campo de esfuerzo general en el cual existen tres
componentes, cry.o'cr~u' y 1'",)0' la deformaci6n aJiviada que tiene lugar
alrededor del agujero perforado es mas compleja que la dada en la ecuaci6n
3.4. Una manera comun de determinar los esfuerzos es ubicar
extens6metros en forma de estrella, a 1200 uno de otro, como se muestra en
la figura 3.3 (c). Las magnitudes y direcciones de los esfuerzos principales
son determinadas como siguen:
(3.5)
8
tg2tp=-_--
Crt -a60
Donde:
0"1 Y 0"2 son las magnitudes de los esfuerzos principales
<I> es el angulo entre la galga No.1 y la direcci6n del esfuerzo principal, 0"1.
J.. =.E. es la relaci6n de la distancia de los puntos de medici6n desde eJ centro
a
del agujero, r, y el radio del agujero, a.
-2
fi{l)=-.A..­
1+ v
I
(3.B)
donde E Er:! Y8,3 son las defonnaciones radiales medidas sobre los
,
rl
extens6metros No.1, No.2 y NO.3 respectivamente.6l
Aplicaci6n: Este metodo puede ser usado en laboratorio y en campo, en
superficies horizontales, verticales y sobre cabeza.
Ventajas: Tienen principio sencillo. Causa poco dano en la pieza de ensayo,
conveniente para usar sobre soldaduras y material adyacente.
Desventajas: EI perforado causa deformaciones plasticas en la periferia del
agujero 10 cual puede lIevar a errores en los resultados medidos. EI metodo
debe ser utilizado con cuidado crltico.
3.2.4 La tecnica del fresado sucesivo. Si el material es fresado en el
lado opuesto a un lado de una barra que contiene esfuerzos residuales, la
barra se doblara en sentido contrario al lado fresado (ver figura 3.4) y las
dimensiones del Jado opuesto al fresado cambiaran. Si se tienen dispositivos
de medici6n tales como extens6metros unidos a este lado opuesto, es posible
medir cuanto cambi6 en longitud la superficie cada vez que una capa de
material es removida, y con los valores leidos, pueden ser calculados los
esfuerzos residuales en las diferentes capas.
Aplicacion: Medici6n de esfuerzos residuales uniaxiales a 10 largo de
laminas, ejes, superficies tratadas, tratamientos termicos 0 superficies de
objetos fabricados de barras y perfiles.F
;
62
Ventajas: Metoda adecuado para medir los esfuerzos medias sabre una
superficie relativamente grande.
Desventajas: No permite medici6n de esfuerzos. Conl1eva a la destrucci6n
total del objeto medido. Unicamente esfuerzos uniaxiales son medidos.
Riesgo de introducir esfuerzos residuales mecanicamente propios del
fresado.
C _ J
(?) Antes de remover la capa de metal (b) Oespues de remover la capa de metal
FIGURA 3.4 Medida del esfuerzo residual par remoci6n sucesiva de capas de
metal
3.2.5 La tecnica del maquinado Heyn-Bauer. Capas delgadas exteriores
de una probeta ciHndrica son removidas en serie, la longitud de la probeta.32
63
sera medida despues de cada remoci6n. Con los datos registrados, se
calcula el esfuerzo residual.
Aplicaci6n: Cuerpos cilindricos con esfuerzos simetricos rotacionales.
Ventajas: Es un metoda sencillo
Desventajas: Onicamente permite medir esfuerzos longitudinales; aplicaci6n
limitada.
3.2.6 Tecnica de perforado Mesnager-Sachs. Instrumentos de medida
tales como extens6metros son adheridos a 1a superficie exterior de un cuerpo
cilindrico en las direcciones longitudinal y tangencial. Se perfora un agujero
central en el cuerpo, incrementado gradualmente su diametro por medio de
maquinados sucesivos. Se registran los cambios indicados por los
instrumentos de medici6n.
Aplicaci6n: Cuerpos cilfndricos con distribuci6n de esfuerzos
simetricamente rotacional.
Ventajas: Permite la medici6n de distribuci6n de esfuerzos residuales uni y
biaxiales en toda la pieza de ensayo.64
Oesventajas: Asume que los esfuerzos son constantes a 10 largo del cilindro
y que la distribuci6n de esfuerzos es rotacionalmente simetrica. Conlleva a la
total.destrucci6n de la pieza. Hay riesgo de esfuerzos residuales causados
mecimicamente debido a\ perforado. No es muy adecuado para la medici6n
de esfuerzos residuales en soldadura.
3.2.7 Tecnica del perforado Gunnert. Cuatro agujeros de 3 mm de
diametro localizados en el perimetro de un circulo de 9 mm de diametro son
perforados en la lamina en el punto de medicion, como se muestra en la
figura 3.5. La distancia diametral entre estos agujeros en diferentes niveles
por debajo de la superficie la lamina es media por medio de una galga
mecanica diseiiada especialmente. La distancia perpendicular entre la
superficie de la lamina y los puntos de medici6n en diferentes niveles por
debajo de la superficie tambien es medida. Una entalla es entonces
maquinada alrededor de los puntos de medici6n en pasos de
aproximadamente 2 mm de profundidad. La distancia perpendicular es leida
en cada paso. Oespues de que la entalla ha sido maquinada hasta la
profundidad deseada, los cuatro agujeros son localizados en un tap6n con un
diametro de 16 mm. Este tap6n esta Iibre de sus alrededores y asi tambien
esta Iibrede esfuerzos residuales. Una medici6n posterior de las distancias
diametrales en todos los niveles previamente medidos, en uni6n con lasr
6S
mediciones perpendiculares, provee la informacion para calcular los
esfuerzos residuales originales.
Aplicaci6n: Puede ser usado en el laboratorio y en el campo. La superficie
de la lamina debera ser sustancialmente horizontal.
Ventajas:Aparatos sencillos. Semi no destructivo; los daRos causados al
objeto ensayado pueden ser facilmente reparados.
Desventajas: Margen de error relativamente grande para los esfuerzos
medidos en una direcci6n perpendicular. EI lado inferior de la lamina debe
ser accesible para la colocacion del dispositivo. EI metodo requiere
entrenamiento.
, j
I II !I
~7
I
FIGURA 3.5 Metodo de perforado de Gunnert..
pta
I
!
66
I
3.2.8 Tecnica de seccionado Rosenthal-Norton. Esta es una tecnica
para determinar los esfuerzos residuales en soldaduras de gran espesor. Se
cortan dos bloques delgados que contienen el espesor total de la lamina de
tal, manera que sus ejes queden direccionados a 10 largo del eje de la
soldadura, y transversal a la soJdadura, como se muestra en la figura 3.6.
Los bloques deberan ser estrechos con respecto al espesor; entonces se
puede asumir que la operaci6n ha aliviado practicamente de todos los
esfuerzos residuales que actUan en \a direcci6n perpendicular al eje
longitudinal, mientras que alivian unicamente una parte de los esfuerzos en la
direcci6n paralela al eje longitudinal. AI mismo tiempo, los bloques deberan
ser hechos de longitud suficiente con respecto al espesor (dos veces 0 mas
el espesor, si es posibJe). Subsecuentemente, los esfuerzos que han sido
aliviados en la parte central del bloque son una funci6n lineal del espesor. En
otras palabras, si el valor de este esfuerzo es conocido en la cara superior e
inferior de la lamina, entonces los valores del esfuerzo aliviado a traves del
espesor puede ser computado. EI paso siguiente es el de determinar los
esfuerzos residuales que aun quedan en los bloques. Esto se puede hacer
hecho por el montaje de extens6metros en las paredes de los bloques y
entonces medir la relajaci6n de deformaciones que resultan del rebanado en
pequerias piezas.67
Dos bloques, uno longitudinal y otro transversal. deberan ser cortados para
determinar la distribuci6n del esfuerzo tridimensional. Si los dos bloques no
pueden ser cortados del mismo punto. 1a disposici6n de las probetas debera
arreglarse de tal manera que se haga uso de su simetria 0 se realice
mediante interpolacion.
Aplicacion: Para medidas de laboratorio.
Ventajas: Datos precisos Cuando las mediciones son hechas
cuidadosamente, se pueden obtener.
Desventajas: EI tiempo empleado es largo y el metodo es completamente
destructivo.
3.2.9 Sistemas de rejillas • Tecnica de division. La superficie de la
probeta es provista con un sistema de puntos de medicion adecuadamente
localizados, de tal manera que formen una red de cuadrados (una rejilla). La
distancia entre los puntos, los cuales pueden consistir de depresiones 0 bolas
embutidas. es medida, incluyendo las diagonales. EI objeto compJeto es
entonces cortado en elementos cuadrados de tal manera que cada uno
contenga cuatro puntos de medici6n. Las distancias previamente medidas,68
son medidas de nuevo, y los esfuerzos son calculados de la diferencia entre
las dos mediciones.
I
I'
I
(a) Seccionado de la soldadura para preparar los bloques longitudinales y transversales
r
+
I+r--Cut
,I++,!
'+1
,'+.,.1,
......
(b) Seccionado posterior del bloque
FIGURA 3.6 Metodo de seccionado de Rosenthal-Nortonp
69
Aplicaci6n: Metodo de laboratorio.
Ventajas: Principio y mediciones sencillas. Permite la determinaci6n de
areas muy cercanas sobre grandes superficies.
Desventajas: Conlleva a la total destrucci6n de la pieza.
3.2.10 Tecnica del recubrimiento fragil - perforado. EI punto de medici6n
y sus areas alrededor se cubren con una \aca rragil.
Un agujero (de diametro d. por ejemplo 3,2 mm) es perforado en el punto de
medici6n hasta una profundidad entre Y:z d y d. En la laca se producen grietas
debido a la relajaci6n de esfuerzos residuales causadas por el perforado.
Como se muestra en la figura 3.7, grietas radiales ocurren si los esfuerzos
residuales son de tension, y grietas circulares ocurren si ellos son
comprensivos. A partir de la direcci6n y distribuci6n de las grietas, es posible
determinar la direcci6n de los esfuerzos principales aun cuando estos sean
perpendiculares a la direcci6n de la grieta.-----------------------------
70
t
., t /
"t/
+
'-' , -~,-,- Q -0­
~
,/) \
t t /t'
(a)Tension simple (b(Tension biaxial (c) Compresion (d) Compresion
simple biaxial
FIGURA 3.7 Patron de fisura tipico obtenido bajo varias condiciones de
esfuerzo, se muestra una combinacion del metodo de perforado de Mather y
. el de recubrimiento fragil
Aplicacion: Metodo preferiblemente de laboratorio, pero tambien puede ser
utilizado en el campo si la atmosfera es seca. La superficie de medicion
puede se seleccionada como se desee.
Ventajas: Poco dano a la pieza de prueba. Determinacion rapida de
direccion de los esfuerzos principales y una indicacion de su magnitud.
Desventajas: Unicamente cualitativo.
/f
!
71
3.2.11 Tecnica del recubrimiento fotoelastico - perforado. Bajo la acci6n
de esfuerzos, materiales transparentes, doblemente refractantes se disponen
, sobre la pieza. Si un rayo de luz polarizada pasa a traves de un modelo (bajo
esfuerzo) hecho de un material determinado, se obtiene una foto coloreada,
de la cual se puede determinar la distribuci6n de esfuerzos. Esta tecnica es
Hamada la tecnica fotoelastica.
La estructura real en la que se van a analizar los esfuerzos se cubre con un
plastico fotoelastico. Cuando la deformaci6n ocurre en la probeta, esta se
transmite al recubrimiento plastico, el cual entonces es doblemente
refractado. Esto puede ser observado y medido usando un polariscopio de
reflexi6n. EI fabricante de los productos suministra las instrucciones para el
analisis de los patrones en esta ap/icaci6n (aproximadamente la misma que
aquella obtenida en fotoelasticidad ordinaria).
EI recubrimiento fotoelastico, un plastico liquido, se puede aplicar con brocha
sobre la superficie de la probeta y polimerizar por la aplicaci6n del calor.
Altemativamente, una laminilla plana prefabricada de plastico puede ser unida
a la parte, a temperatura ambiente. Los rangos medidos de deformaci6n
maxima, entre el 3 y 50%, dependen del plastico usado; la sensibilidad de
deformaci6n normalmente disminuye con el incremento en la deformaci6n
maxima medible.72
Aplicaci6n: Principalmente es un metodo de laboratorio, pero puede
tambien ser usado para mediciones en campo bajo ciertas circunstancias.
Ventajas: Permite la medici6n de esfuerzos pico localizados. Se Ie hace un
poco dana al material.
Oesventajas: Sensitivo a las deformaciones plasticas, las cuales, algunas
veces ocurren en el borde del agujero perforado.4. TRANSIENTE DE ESFUERZOS TERMICOS Y MOVIMIEh"TO
DEL METAL DURANTE LA SOLDADURA
Debido a que el ensamble soldado es calentado localmente par la fuente, la
distnbucion de temperatura no es uniforme y cambia segun progresa la
soldadura. Durante el cido de soldadura, ocurren complejas deformaciones
en el metal soldado yen las regiones del metal base cercanas ala soldadura.
.
. .
Este capitulo discute los transientes de esfuerzos termicos, y el movimiento
del metal durante la soldadura.
·4.1 ESFUERZOS TERMICOS DURANTE LA SOLDADURA Y COMO SE
PRODUCEN
En la figura 4.1, se muestran esquematicamente los cambios de temperatura
Y los esfuerzos resultantes que ocurren durante la soldadura. Un cordon
sobre la platina esta siendo depositado a 10 largo del eje X. EI arco de
soldadura, el cual se despiaza a una velocidad V, esta localiZado en el ~ngen,
0, como se muestra enla figura 4.1 (a).
La figura 4:1 (b) muestra la distnbuci6n de temperatura a 10 largo de algunas
secciones transversales. A 10 largo de la seccion A-A, la cual esta deiante dt::i
cUW, t::i ~IIILio de lerflp8lc:tlUia debido a ia soldadura, ~T, es siempre rem.
A io largo de ia secci6n 6-6, ia cuai Cluza ei alCO, ei cambio en ia74
temperatura es extremadamente rapido y su distribucion es muy irregular. A
10 largo de la seccion C-C, la cual esta alguna distancia detras del arco, la
distribucion del cambio de temperatura es como se muestra en la figura
4.1(b)-3. A 10 largo de la seccion 0-0, la cual esta muy lejos del arco, el
cambia de temperatura debido a la soldadura disminuye otra vez.
La figura 4.1 (c) muestra la distribucion de esfuerzos a 10 largo de esas
secciones en la direccion X, ax; y en la direccion y, ay. Tambien existen en un
campo de esfuerzos bidimensional. esfuerzos cortantes, (j~.
A 10 largo de la seccion A-A, los esfuerzos termicos debidos a la soldadura
son siempre cera. La distribucion de esfuerzos a 10 iargo de la seccion B-B
es mostrado en la figura 4.1 (c)-2. Ya que el metal fundido no soporta carga,
los esfuerzos en ia parte inferior ai arco son cercanos a cera. Los esfuerzos
en las regiones cercanas al arco son de campresion, debido a que la
expansion de estas areas es restringida par el metal de los alrededores,
donde ias temperaturas son mas bajas. Puesto que las temperaturas en " f,
'I
t
" \
estas areas son aitas y las resistencia a ia cedencia dei material baja, ios I
\
esfuerzos en estas areas son tan altos como la resistencia a la cedencia del
material a las temperaturas correspondientes{ La magnitud de ios esfuerzos
de carnpresion pasan campletamente a un maximo a medida que aumen1a la
distancia al cordon de soidadura a can la disminucion de la temperatura. Sin75
embargo, los esfuerzos en areas lejanas de la soldadura son de traccion y se
compensan . con los esfuerzos de compresi6n en areas cercanas a la
soldadura. En otras palabras, a 10 largo de la secci6n 8-8.
I~T"'~S 2rz~OI
/~fU~
I.Sec. A-A
A ------ --------A
* . , +
o
U
(a) Soldadura (b) Cambio de temperatura (c) Esfuerzo
FIGURA 4.1. Representacion esquematica de los cambios de temperatura y
esfuerzos durante la soldadura
(4.1 )pll
\
76
La distribucion de esfuerzos a 10 largo de la seccion 8-8 es como se muestra
en la figura 4.1 (c)-2.
Los esfuerzos a 10 largo de la seccion C-C se distribuyen como se muestra en
la figura 4.1 (c)-3. Oebido a que el metal soldado y las regiones cercanas a la
soldadura del metal base se han enfriado, ellos se contraen y causan
esfuerzos de traccion en regiones cercanas a la soldadura. Cuando se
incrementa la distanda a la soldadura, los esfuerzos, primero cambian a
compresion y luego son de traccion.
La figura 4.1 (c)4 muestra la distribucion de esfuerzos a 10 largo de la secdon
0-0. En las regiones cercanas a la sotdadura se producen altos esfuerzos
de tracci6n mientras que en las regiones alejadas de la soldadura. se
producen esfuerzos de compresion. Esta as la distribucion usual de
esfuerzos residuales que permanece despues de que la soldadura se ha
completado.
EI area transversal achurada, M-M', en la figura 4.1 (a) muestra la region
donde las deformaciones plasticas ocurren durante el cicIo termico de
soldadura. La region ovalada, cercana al origen 0, indica la zona donde el
metal esta fundido.p
77
La regi6n exterior el area transversal achurada pennanece elastica durante el
cicio tennico completo.
4.2 DESARROLLOS HISTORICOS DE ESTUDIOS DE ESFUERZOS
TERMICOS Y MOVIMIENTO DEL METAL DURANTE LA SOLDADURA
Los estudios de transientes de esfuerzos termicos durante la soldadura se
iniciaron en los anos 30. en un documento publicado en 1936, Soultan y
Lance-Martin discutieron las transitoriedad que ocurren a 10 largo del extremo
de una platina durante la soldadura. Ya que los calculos requeridos para
analizar el fen6meno de transientes son complejos, s610 se han realizado
estudios limitados. Antes del uso de los computadores modemos, los analisis
fueron limitados a casos tan simples como:
- La soldadura par puntos, en la cual los cambios de temperatura y de
esfuerzos son axialmente simetricos.
- EI calentamiento instantaneo del extremo de un fleje, en el cuallos cambios
de temperatura y esfuerzo son funci6n de solo un eje.
Sin embargo, estos casos son demasiado simples para representar las
soldaduras reales.r
78
EI primer intento de importancia para utilizar un computador en el analisis de
los esfuerzos termicos durante la soldadura fue hecho por Tall en una tesis
de PhD en 1961. El desarroll6 un programa simple de esfuerzos termicos
durante la soldadura a 10 largo de la linea central de un fleje. La distribuci6n
de temperatura fue tratada como bidimensional; sin embargo, en el analisis
de esfuerzos se asumi6 que:
- Los esfuerzos longitudinales, cr x, son funci6n unicamente de la distancia
lateral y.
- cry Y ty:y son cero. (ver figura 4.1). En este texto, tal anal isis es designado
unidimensional.
En 1968 Masubuchi y otros del Battelle Memorial Institute, desarrollaron,
basados en el anal isis de Tall, un programa en Fortran para el analisis de
esfuerzos termicos durante la soldadura.
Desde 1970 el analisis con computador de los transientes de los esfuerzos
termicos durante la soldadura ha lIegado a ser mas comun.79
En el M.I.T y algunos otros laboratorios alrededor del mundo, los
investigadores corrientemente han desarrollado programas de cornputadores
especfficamente para esta clase de anal isis. Par ejemplo, en las
Universidades de Brown, Osaka y Tokyo, al igual que en el M.I.T. han sido
desarrollados programas de elementos finitos en esfuerzos termicos en
soldadura.
La .Comisi6n X (esfuerzos residuales, alivio de esfuerzos y fractura fragil) del
Instituto Internacional de Soldadura, estableci6 en 1972 un grupo de trabajo
en "Anal isis numericos de esfuerzos, deformaciones y otros efectos
producidos par la soldadura". EI grupo de trabajo ha preparado publicaciones
que cubren estudios que estan siendo realizados en varios laboratorios en el
mundo. Durante la Asamblea anual del Instituto Internacional de Soldadura .
en 1978, fueron presentados algunos documentos sabre analisis de esfuerzos
termicos durante la soldadura.
4.3 ANALISIS UNIDIMENSIONAL
Los primeros programas desarrollados fueron los de una dimensi6n.
4.3.1 EI Programa Battelle. En un estudio para el G.C. Marshall Space
Flight Center, Masubuchi y otros, desarrollaron algunos programas para80
calcular los esfuerzos temnicos en un cord6n depositado sobre una platina.
Este estudio utiliza la tecnica que fue originalmente desarrollada por Tall.
Primero, la distribuci6n de temperatura alrededor del arco en movimiento fue
calculada. En el calculo de esfuerzos, se asumi6 que el cambio en la
direcci6n A es mucho menor que en la direcci6n y, en la figura 4.1. De /a
cendici6n de equilibrio, ecuaci6n (2.16) se asumi6 entences que: (1) el
esfuerzo longitudinal, es una funci6n de y unicamente, y (2) Y son
<Yx, <Yx L"I:If
I
cero. EI campo se divide en un conjunto de franjas transversales de ancho,
ho, como se muestra en la figura 4.2. Los intervalos de tiempo,
representados por el ancho de las franjas, deben ser cortos para que la
temperatura y los esfuerzos termicos para cada incremento puedan ser
tratados como una constante. Dado que los mas grandes cambios de
temperatura ocurren cerca al arco, fJejes delgados son utilizados en estas
areas. Detalles del analisis de Battelle son publicados en RSIC-820. EI
boletin 149 de ·Welding Research Council" describe algunos de los
resultados del estudio de Battelle.pi
81
I
I
I
1-0
FIGURA 4.2. Dividiendo el campo de esfuerzos para calcular los esfuerzos
termicos y residuales
4.3.2 Prograrnas de MIT unidirnensionales. EI programa Battelle fue
inicialmente mejorado en el MIT en un estudio culminado en 1970. Aunque
ambos son analisis unidimensionales, el programa MIT es una versi6n
mejorada del programa Battelle. Por ejemplo, mientras el material se asume
perfectamente plastico en el programa Battelle, en el del MIT es considerado
el endurecimiento p~r deformaci6n del material. En ambos programas la
resistencia a la cedencia, uys, cambi6 con la temperatura, pero el del MIT
tambien incluye el analisis de deforrnaci6n. Esto es importante cuando se
camparan conclusiones te6ricas con resultados experimentales, ya que en los
analisis experimentales 10 que se mide son las deforrnaciones, mas que los
esfuerzos.
I
\'&2
EI programa del M.I.T. esta escrito en Fortran IV, para ser usado en un
computador IBM 360/65. Detalles del anaiisis del programa del M.i.T.,
inciuyendo programas de computador, se encuentran en el reporte CR-61351
NASA.
Los programas mas recientes han sido sometidos a desarrollos adicionales y
pueden ahora manejar ciertos problemas practicos tales como:
- Ubicacion de ia soiadura. Ei problema puede manejar problemas
reiacionados con soldaduras £lechas en cuaiquier parte de ia platina es decir,
en el centro, extremo, 0 en una linea a una distancia arbitraria de la linea
central.
- Analisis de distorsi6n. El programa es capaz de calcular la distorsi6n que
ocurre cuando ia soidadura no esia a 10 largo de ia iinea central del fleje.
- Efecto de pasadas multiples. La linea de soidadura a menudo cambia de
ubicaci6n durante la soldadura de pasadas muitiples. EI programa puede
analizar los esfuerzos termicos iniciados durante la soidadura de pasadas
multiples, inciuyendo los efectos de los cambios de temperatura y
deformaciones producidas durante las pasadas precedentes.83
los resultados pueden ser impresos despues de algunas pasadas 0 despues
de cada pasada.
I ...
4.4 ANALiSIS BiDiMENSIONAL
En .1970 iwaki desarrollo un programa bidimensional de elementos finitos
para eJ analisis de los esfuerzos termicos durante el depOsito de un cord6n
sobre una platina. Este primer resultado, continuado por Urushihara, fue
luego significativamente mejorado POI' iviuiaki; quien expandi6 el programa
bidimensional para que los esfuerzos termicos durante la soldadura a tope
pudieran ser analizados, al igual que los presentes en un cord6n sobre la
platina. Durante el primer pase de una soldadura a tope, las condiciones de
Trontera ~rca al arco cambian con el avance de este. Toshioka incluy6 para
el analisis los efectos de la transformacion metalurgica en el transiente de
esfuerzos termicos durante 1a soldadura. Primero fue analizado e1 f1ujo de
calor. luego fueron determinadas las propiedades del material utilizando un
diagrama de enfriamiento continuo (CCT). los cambios dimensionales
debidos a 1a transformacion metalurgica fueron considerados en adicion a las
deformaciones termicas.
las siguientes paginas describen el analisis desarrollado por Muraki.84
4.4.1 Formulacion matematica. Ecuaciones constitutivas. La
dependencia de la temperatura de ambas las propiedades del material y el
criteria de cedencia, constituyen los elementos mas importantes en el analisis
de esfuerzos termicos. Las ecuaciones generales constitutivas estan par \0
tanto presentados per el analisis de esfuerzos termicos: Generalmente
hablando, la rata de deforrnaci6n es:
(4.2)
donde los superindices e y p se refieren a las deformaciones elasticas y
plasticas respectivamente.
La rata de deformaci6n plastica se asume como:
I
}.
if
t(PI = 1\ (4.3)
1) c..., v,]
don de A, f Y(Jij son: la constante de proporcionalidad, la funci6n de cedencia
y la componente de esfuerzo, respectivamente.
La funci6n de cedencia se asume como:
(4.4)85
donde K es el parametiO ielackmado con el endurecimiento por deformaci6n
del material y T es la temperatura.
Luego derivando fa ecuaci6n (4.4) y utilizando el resultado con (4.3), se
obtiene la siguiente relaci6n.
.1
E• ij (PI = GA I - co a-f .- . c-a a0f .. "ki +- roo - ·f · - oO - rf T (4.5)
I1
lJ ICJ lJ
donde,
aG=-:--------:--:- (4.6)
ci+ cKt_~r
ca
( ik:J...
~C'" (p) (PI I
V~lj ~Gy) q
Si se adopta el criteria de cedencia de Von Mises, la dependencia de la
temperatura puede ser expresada como:
(4.7)
donde, c es el para metro relacionado can el endurecimiento por deformaci6n
del material y 0" definido como86
(4.8)
donde a\es la desviaci6n del esfuerzo.
Utilizando las ecuaciones (4.7), (4,6) se obtiene:
(4.9)
.., (p) ..,
t/"'Cij 00'if .
IntiOduciendo la rata de deformaci6n equivalente,
(4.10)
y luego, utilizando las ecuaciones (4.3) y (4.7), se, tiene
c+
Ci(PI
1= -- (4.11)
... ... (pi
CO'if CS!}
De esta forma la ecuaci6n (4.9) se convierte en:87
1 1
G = ------:--:-=- (4.12)
.., CE(P) H'
0+
-- 1 . /
CE.1P) • CC\PI
1/
donde
(4.13)
Finalmente utilizando las ecuaciones (5,7), (4.8) Y (4.12) la rata de
deformaci6n plastica es:
'" , " 'k' '" , ;:) \
E,., .{ p.I =1 - (-;)( -5' -ij; -)( 0) 1I (/. +; -)(5 -' i -f 1(.l 1.', I (4.14)
H' 20= 20- 20= c1 )
!I
o
.,
", 1 (J" .. II"J ;:) 1")
E. (PI =-(-;) -i(jJ, '+;)()- -£-.I (4.15)
H' 20" 20" c1
ij
Las ecuaciones (4.14) y (4.15) indican que si la dependencia de la de la
funci6n de cedencia de la temperatura se expresa como en la ecuaci6n (4.7),
el efecto de la temperatura se indica por un termino adicional en la relaci6n
entre ratas de esfuerzo y deformaci6n.
Para la parte plastica, se tiene:r
88
., '", I ., 1
E• . (d_ - -1 --_ Ov' '.< u: .. +er -lj - --Y ~ Eo O '- d.---~ C e" r, . "t, "' E(1 ')< u: .. (4.16)
E 2G E- 2G-
IJ lJ 1] 1] IJ
donde cr y Oij son el esfuerzo hidrostatico promedio y el simbolo Kronecker,
respectivamente. v, E, y G, son la relaci6n de Poisson, el M6dulo de Yung y
el m6dulo cortante respectivamente. i; denota la deformaci6n termica causada
par la distribuci6n de temperatura.
Sustituyendo las ecuaciones (4.14) y 4.16) en la ecuaci6n (4.2), la rata total
de deformaci6n es:
cr
= 1- '1 v . ~ 0" 30" ij _ • 0 ~ 1- 2v· _ 1" 3er'ij +.
GfJ" ero. + +--er+G u· - £ero. ---,Ger. +---'1
E 1] 2G 2dH' fJ II 2G~ II 2of!, Ct
(4.17)
La relaci6n inversa de la ecuaci6n (4.19) es:
, E , 2G' 3Gd.. d kiE:ki
er "" = 1 _ ,), GO~ .. + G. - ( 1 H] ' ) .+e• r 0 ij (4.18)
II !J 1
--I- -er 2_ .. ..,..
\3G
donde,
1 ..
E=-&ll
389
(; . = _ E ~ ;,tJ8 . + aE f. .:8 + _.. v... _' '1 1---; H--_1 - - '- )::- (; _ ~'"' C v.. ...' r; C". J1 ' 1- 1 t
!J I- 2v !1 !1 G / (fH' at ( H' )
l3G + 1 3G + 1
(4.19)
6'\i consta de los terminos relacionados con la rata de deformacion termica y
de la dependencia de la temperatura de las propiedades del material y del
criterio de cedencia.
Si un elemento en cuestion es plastico, el elemento toma uno de los
siguientes estados durante el proximo incremento
f= 0 ['(0 (Sin carga)
f=O f'O (neutro)
f=O [')0 (con carga)
donde:
·, if . . if?"
t =--0". "1a-- (4.20)
... IJ
cO"l]
Si la funcion de cedencia no se mueve y no cambia, la carga en el elemento
no ocurre. En otras palabras, es posible el estado sin carga neutral.90
La dependencia de las propiedades del material y d~1 criteric de cedencia de
la temperatura hace el anal isis anterior complejo.
Formulaci6n el Elementos Finitos. Para la aproximaci6n con elementos finitos
en el alargamiento de un plastico, el principio del trabajo virtual es muy util, ya
que se hace facil encontrar campos de desplazamiento asumidos en un
elemento el cual satisface la continuidad de los campos a 10 largo de las
fronteras.
EI principio del trabajo virtual, en general,
(4.21 )
dondePi, Fi,y 0 i son los componentes de la fuerza en el cuerpo, la fuerza
superficial y el desplazamiento respectivo. Los campos de desplazamiento
en un elemento basico triangular son asumidos como:
u=
CX +cxjx+cx:;!v
o (4.22)
=
V CX3 + CX1X+CX~yp
91
Una vez asumidos los campos de desplazamiento, la derivaci6n de la matriz y
un vector de carga para un alemento se determina utilizando las ecuaciones
(4.18), (4.19) Y (4.22). La forma final de ecuaci6n (4.21) as:
(4.23)
donda
=
q vector de desplazamiento
[k]
= matriz
{Pp} =
vector de carga debido a los fuerzas en el cuerpo
[P =
vector de carga debido a Jas tuerzas superticiales
F ]
[Fa] =
vector de carga debido a la defonnacion te nn icay al efecto de la dependencia
de la temperatura de las propiedades del material y del criterio de cedencia
=
N Nil mao total de elementos
Nt = Nil merototal de superficies relacionadas a los esfuerzos supertlciales
La ecuaci6n (4.23) finalmenta es:
(4.24)
doride ~ sa refiere a un cuerpo completo.92
La ecuaci6n (4.24) es valida para cada incremento de carga causada par las
fuerzas. del cuerpo, las fuerzas superficiales y otras fuerzas relacionadas con
los esfuerzos tEmnicos y par el efecto de la dependencia de las propiedades
del material y del criterio de cedencia de la temperatura.
4.4.2 Flujo de calor, condiciones de frontera y propiedades del
material. Un problema de esfuerzos termicos puede ser resuelto si el flujo de
calor en un ensamble soldado puede ser expresado utilizando una soluci6n
analitica. Por supuesto el metodo de los elementos finitos puede tambien ser
utilizado para analizar este flujo de calor. Un problema importante en el
analisis de los esfuerzos termicos es c6mo colocar las condiciones de I
I
esfuerzos en regiones cercanas al arco. En el analisis de los esfuerzos
I
termicos durante la soldadura de un cordon sobre una platina se asumio que,:
- La' zona fundida esta en un estado de cera esfuerzos; los esfuerzos son
cera en las zonas donde las temperaturas exceden la temperatura de fusion
del material.
- EI material solidificado readquiere las propiedades originates del material; el
metal soldado a temperaturas par debajo de la temperatura de fusi6n se
comporta igual que el material original a la temperatura correspondiente. En93
el analisis de los esfuerzos tennicos durante la soldadura a tope. se asumio
adieionalmente que:
- Exeepto en regiones donde fueron realizadas soldadura por puntos, la
parcion no soldada de la union esta en la condicion '"libre de esfuerzos".
Conseeuentemente, con el avanee del areo, el estado de esfuerzos en
regiones cercanas al area cambia de la condieion -libre de esfuerzos" al
estado fundido, y luego regresa al estado solido.
Aunque los datos existentes de las propiedades del material a elevadas
temperatura, especial mente a temperaturas eereanas al punto de fusion, son
inadeeuados, no han sido aun realizados intentos para refinar estos
resultados experimentales.
4.4.3 Am3lisis de esfuerzos y deformaciones planas. Existen
basicamente dos tipos de analisis bidimensionales de esfuerzos termicos
durante la soldadura. Ellos son los analisis de esfuerzos y deformaciones
planas.
Un caso tipieo de la eondicion de esfuerzos bidimensionales pianos es el
campo de esfuerzos que apareee durante la ?oldadura de una platina, como
se muestra en la figura 4.3. Uno de los programas anteriores puede analizar94
la oscilaci6n momentanea de esfuerzos en algLin lugar de la platina,
incluyendo las regiones cercanas a los extremos.
Sin embargo se asume que los esfuerzos son uniformes en la direcci6n del
espesor. En otras palabras, Y son funciones de X, y = O.
O"a, O"y T'I:y O"z = Tyz Tzx=
Este es el mas basico de los programas.
La figura 4.4 muestra una condici6n tlpica de deformaci6n plana
bidimensional. EI campo de esfuerzos en una secci6n transversal de la
porci6n central de un ensamble soldado. La linea de soldadura esta en la
direcci6n z. Los esfuerzos en la secci6n transversal Z en el tiempo t se
asumen iguales a los esfuerzos en la secci6n transversal z + ~z en el tiempo
t, +8t, siempre que:
IX: + V.1t (4.25)
Donde V = velocidad de avance95
I
I
/
/
FIGURA 4.3 Campo tipico de esfuerzos en un plano 20, laminas soldadas
FIGURA 4.4. Campo trpico de deformaciones en un plano 20. Oistorsi6n
angular en una viga construida
4.5 ANALISIS DE ESFUERZOS EN CASOS TRIDIMENSIONALES
Se han realizado esfuerzos para extender los analisis a tres dimensiones,
haciendo posible tratar casos tales como casquetes cilindricos y grandes
ensambles soldados., 96
!
f
!
4.5.1 Cascos cilindricos. Muraki analizQ los esfuerzos termicos causados
por un area viajando a 10 largo de una franja de un casco cilindrico delgado,
como se muestra en la figura 4.5.
Borde libre
/'
Soldadura
0.25
Borde libre
Borde fijado
FIGURA 4.5. Patron de red y dimensiones principales
4.5.2 Platinas gruesas. Esfuerzos han sido realizados y se eantinuan
realizando . para desarrollar programas de computador para analizar los
esfuerzos termicos durante la soldadura de platinas gruesas. Un problema97
importante aqui es el costo. No solo es muy costoso desarrollar un programa
tridimensional con sentido real para analizar los esfuerzos termicos durante la
soldadura sino que tambien es costoso correrlo.
Los programas de esfuerzos termicos en una dimensi6n cuestan solo unos
pocos d61ares por calculo (costos del computador solamente, no se incluye
costo de operaci6n). los costos para correr un programa tridimensional, bajo
las condiciones presente, podrfan ser de miles de d6lares.
Consecuentemente, esfuerzos mayores han sido dirigidos a determinar c6mo
los programas bidimensionales plJeden ser utilizados para estudiar los
esfuerzos termicos durante la soldadura de platinas grandes. Cuando uno
examina la distribuci6n de esfuerzos en dos secciones transversales de un
~
ensamble soldado largo z y z + m,la distribuci6n de esfuerzos demuestra ser
similar, 0
ec: «er:­
e:; ty
En otras palabras, los cambios de esfuerzo en la direcci6n X son mucho mas
pequerios que los esfuerzos en la direcci6n Y, Yen la direcci6n z. Bajo tales
condiciones, la mas importante componente del esfuerzo CJa, se expresa
como una funci6n de X y de Y. Esto es muy similar al analisis en una98
dimensi6n" discutido anteriormente. En el analisis unidimensional la
componente de esfuerzo paralela a 113 linea de soldadura es analizada como
una funci6n de la distancia lateral a la soldadura. En este caso, el esfuerzo
longitudinal solo es analizado como una funci6n en la direcci6n lateral y del
espesor.
Este tipo de analisis puede mostrarse como el primer paso hacia el desarrollo
de analisis comprensivo de ios esfuerzos' en e~sambles sold ados grandes.
En el primer programa desarrollado, sin embargo, se asumi6 que la superficie
de la platina no se distorsiona durante la soldadura, como se muestra en la
figura 4:6. En el registro del programa la distorsi6n longitudinal esta incluida,
como semuestra en la 'flgura 4.7.
4.5.3 Vigas ensambladas. Es posible desarrollar un programa
unidimensional para analizar la distorsi6n longitudinal creada durante la
soldad'ura ge vigas soldadas, como se muestra en la figura 4.13. Noshida
desarroll6 un programa unidimensional para analizar la oscilaci6n
momentanea de la distorsi6n de una vig~ en T, tratando el elemento' de la
viga ensamblada separadamente. 'Debe notarse que la reacci6n vertical
, entre los miembros a ser unidos, R, debe ser determinada. Una vez que los
esfuerzos termicos son calculados, es entonces posible calcular las99
deflexiones de las platinas soldadas y de las vigas ensambladas: La
curvatura P en un tiempo determinado es:
I
(4.26)
La
donde w es la deflexi6n en la direcci6n y en ei punto x. deflexi6n de la
placa puede obtenerse integrando la curvatura dos veces a 10 largo de la
direcci6n X.
FIGURA 4.6. Caso tfpico para un..analis,is man ual 10
.
Los resultados fueron grandemente afectados par las propiedades del
material a altas temperaturas. Nishida por 10 tanto sugiri6 que valores
..
precisos de las propiedades a altas temperaturas deb ian ser utilizados en los
calculos.f
100
FIGURA 4;7. Caso Upico para un analisis 10 incJuyendo la distorsion por
flexion longitudinal en una viga
4.6 ESTUD10S EXPERIMENTALES DE LOS ESFUERZOSTERMICOS
Y DEL MOVIMIENTO DEL METAL
En el estudio de los esfuerzos termicos que ocurren durante soldadura es
~ , , .. : . : ' . '~ . ~
importante comparar algunas predicciones analftieas con los resultados
experimentales.' En 'una serie de experim~ntosrealizados en 'el M.I.T. e~
ensambles soldados en varios materiales y espesores, fueron utilizadas
termocuplas para medir los cambios de temperatura y extensometros para
medir los cam bios de deformadon. Los experimentos: fueron realizados bajo
las siguientes condiciones:
, .'
- Materiales. aceros de bajo carbon, aceros de alta' resistencia, acero
inoxidable, aleaciones de aluminio, aJeaciones de titania, columbio y tantalio'.
- Espesor de las platinas. 0,3 a 25 mm (0,012 a 1 pig).101
- Tipos de uniones y procesos. Cord6n sabre la platina y soldaduras a tope
en un solo pase y en multiples pases (hasta 20 pases), GMAW y GTAW,
tambien calentamientos con llama de platinas.
Despues de que las predicciones. analiticas fueroncomparadas con los
resultados experimentales, se obtuvieron las siguientes conclusiones:
,
- EI programa unidimensional es suficientemente exacto en predecir las
deformaciones longitudinales durante la soldadura a tope y de. cordones
sabre la platina. Los resultados experimentales y las predicciones analiticas
estuvieron cercanamente de acuerdo en .Ia mayoria de los materiales
utilizados, incluyendo los aceros de bajo carbona, acero inoxidable, aluminio,
titania, columbia y el tantalio.
- Durante la soldadura del acero HV-130, se observaron cambios subitos en
la deforrnaci6n termica inmediatamente despues de' pasar el area de
soladura. Se encontr6 tambien que en el acero HY-80 los resultados
experimentales no estaban estrechamente de acuerdo con las predicciones
analfticas. Se especul6 par 10 tanto que los etectos de las transformaciones
metalurgicas pueden ser significativas en el analisis de las detormaciones
termicas. los resultados de un reciente aniilisis que tome en consideraci6n-
102
los efectos de .latransformaci6n metalurgica concuerdan estrechamente con
los resultados experimentales.
I
l
- EI programa bidimensional, de elementos finitos es, por slJpuesto, mas
versatil que el programa unidimensional. En un experimento de soldadu.ras, a
tope de aluminio una estrecha concordancia fue obtenida entre los resultados
".' . , - ,.
analfticos y experimentales de la deformaci6n longitudinal y transversal asi
.
. '
como los cam bios en la abertura de la raiz.
- Concordancia insuficiente fue obtenida entre los . datos experimentales en
deformaci6n termica durante el calentamiento con llama a 10 largo de una
linea recta y los resultados del analisis unidimensional. Esto se debe
probablement~ a que la llama afecta una gran area, y el analisis asume una
fuente de calor concentrada. Las deformaciones termicas experimental mente
determinadas fueron casi tan gran~es como las deformaciones longitudinales.
Consecuentemente, un programa bidimensional es necesario cuando se
, - , ' ', .. ", ,;,',
analizan los esfuerzos termicos durante el calentamiento con llama; 10 cual
aun no ha sido realizado.103
4.7 ,EXPERIMENTOS DE ESFUERZOS TERM1COS EN ENSAMBLES
SOLDADOS DE ACEROS DE ALTA RESISTENCIA
Han side realizados experimentos para medir los cambios de temperatura y
deformaci6ndurante la soldadura.Losexperimentos, apoyados por la U.S.
Navy, fueron realizados par KM. Klein para su trabajo de tesis en e\ M.tT.
Los experimentos fueron diseriados para aproximarse a ensambles
estructurales de barcos en aceros de alta resistencia.
4.7.1 Probetas y procedimientos experimentales. Cordones sobre
platlnas y soldaduras a top~ fueron preparadasen las siguient~s laminas de
acero.
-Aceros de bajo carbono, de 6.4 mm(1/4 pig) deespesor.
• Acero HY-80, de 6,4 y 19 mm (1/4 y 314 pig) de espesor.
- Acero HY-130, de19 mm (3/4 pig) de espesor. .
- Aceroexperimentai con127 Kg/mm2 6 1241 MN/m2 (180000 psi) de limite de
cedencia, 23 mm (1 pig) de espesor. '
Las probetas fueron de 460 mm de' ancho por 760 . mm de largo (18 'X 30
pulgadas). Las priineras dos probetas (en acero de bajo carbono y acero HY­
80) fueron de cord6n sobre la platina y fueron ejecutados en un pase. Las
otras tres probetas fueron soldadas a tope en pases multiples, en el caso de104
una union en un acero experimental de aHa resistencia con (126.6 Kg/mm2 0
1241 MN/m2) de limite de cedencia, fueron utilizados 20 pases .
. Todas las probetas fueron soldadas utilizando un proceso semiautomatico,
GMAW con Argon como gas de proteccion.
Los cambios de temperatura durante las soldadura fueron medidos' con
termocuplas'de cromel alumel adheridos a la superficie de la platina. Los
cambios de deformaci6n fueron medidos con galgas pegadas en la superficie
de la probeta. Galgas del tipo roseta fueron utilizadas para determinar las
I
tres componentes de deformaci6n. La tabla 4.5 muestra la geometria del
, " ,'; , .
I
ensayo y la ubicaci6n de los sensores. En la probeta de acero dulce, p~r
ejemplo, las medidas fueron hechas en tres puntos asi:
-A 2? mm de la linea de soldadura en la superficie sllperior.
-A 25.mm de la linea de soldadura ,en 1a superficie inferior.
-A 64 mm de la linea de soldadura en la superficie superior.
. .
, t
En las otras cuatro probetas, las medidas fueron hechas en la superficie
superior unicamente.r
105
ACERO HY-130 180-KSI
DULCE
,! I
largo (pIg) J 30 30 30 15
I I
Ancho (pig) I 18 .. 1 18 18 18 16
I
Angulo I no 1 no I 60'" I 45= I 60'"
Sepal'"dcion I no I flQ 3/16 I 3ii6 I 3/i6
I
de raiz I I
Lamina de I I 114 pig. HY- 1/4 pIg. HY- I 114 pig. HY­
.
I apoyo no no 80 I 80 I 80
localizaci6n I linea i Linea I Eje soldadO' Eje sO'!d3do Eje soldado
so!dada so!dada
I y do erJ l€ s.n eta nd s6 on I • .I - -il, ,l I I -," 12! I • - _II, I .l -i .!" t I I "I/ . I. III_ II I, l!i 'f ~i ';I . , . I • .I lI, 1 1 , 1 =]J -.' .t 1 .! " . I I i• .I " "rI. I n, I1 -'" , L .,'1 '" j •
l r , 5" I • ,.I - 1 l i .~ . 1 ' i , l "I 1 ,
. T ABC ._. T A Be H~~ T.AB_~._ TABC
~
TABLA 4.1. Geometria de la prueba y \ocalizaci6n de sensores
Programas de computador fueron desarrollados para procesar una gran
cantidadde datos que fueron generados. para cada conjuntode mediciones
de temperatura (T)' Y defor-maci6n (AR) , se calcuJ6 la deformaci6n mecanica
(ARt' + AR2)' Un programa fue desarrollado para realizar las correcciones en
la deformaci6n. Utilizando otro programa, las tres Jecturas de deformaci6n
fueron .c ombinadas en la lectura de la deformaci6n principal Utilizando el
modelo del circu)o de Mohr.·
4.7.2 Resultados experimentales. La figura 4.8 muestra la secci6n
transversal de una soldadura y la ubicaci6n de las galgas para el ensayo 1•
106
(acero suave). La figura 4.9 muestra los cambios de temperatura y de
deformaei6n medidos.
PRUEBA 1: 1/4" Acero dulce .
Localizaclon de galga5
CD
Escalas utilizadas en las graficas
,. Honzontal
2. Vertical
1 emperatura =Cf-11 000)+1 .
Oef~rm~~n rned~{(p!g.~10~t1 OOO} ~
I
microdeformaci6n11 000
.
FIGURA 4.8. Seceion de la soldadura y locallzacion de galgas para la prueba
,
1,en aeerc dulce· '
I
Las graficas estan construidas en escala semilogaritmica. EI eje horizontal es
el tiempo en escaJa Jogaritmica, expresado en segundos. EI tiempo eero es
un punto arbitrario que ocurre una vez que se iniciado el arco: EI punto en el
euaJel arcoesta 10 mas cerca a la ubicacion de la galga es marcado "Ar eo",
EI tiempo limite en la escala (1 0000 .s eg) no, significa que tenga que ser
.
tornado Iiteralmente, perc representa un tlempo en exceso de algunas horas
durante el cualla platina alcanza las condiciones ambiente (residuales).
, "r
107
i
I
_ ""2-.-L.1'E:r.!P~Rt\TURi\ .
Ie:--.-~ •
-
-3­
!ARC
:.'111 i I t;II\!J I: t 1'1' t : ,":'1
. t 10 101 101 10" .
TIEMPO, s
FIGURA 4.9. Cambios medidos de temperatura y deformaci6n para la
prueba 1. acero dulce
EI eje vertical es una escala lineal de temperatura y deformaci6n mecanica.
Con el fin de ajustarlas proporcionadamente en la misma escala. ambas
cantidades son expresadas en tarminos inusuales. La temperatura es·
graficada en Grados Fahrenheit, divididos p~r 1000 Y se Ie suma 1, como se
muestra en la figura 4.8. As;. 1250 indica una temperatura de 250°F (121°C).
La deformaci6n mecanica es expresada en .m icrodeformaciones (10-6) dividido
.
p~r mil. Asi. un valor de -1 lerdo en la escala de deformaci6n indicaria un
; ;
3
esfuerzo de compresi6n de 1000 microdeformaciones 6 -10- .
Los puntos en la figura 4.9 muestran los cambios de temperatura y
deformaci6n observados en puntos a 25mm (1 pig) de la linea de soldadurar
108
I
I
en/a superficie inferior de la platina. Los cambios de temperatura y
deformaci6n observados en ambas superficies coinciden, indicando que los
campos de temperatura y deformaci6n son bidimensionaJesen regiones tan
cercanas como a 25 mm de la soldadura.·
Los resultados obtenidos en los otros cuatro probetas fueron similares. Estas
cuatro (acero HY-130), figuras 4.1 0, 4.11 Y 4.12, involucraron uniones a tope
en 8 pases. La figura 4; 10 muestra la secci6n transversal y la ubicaci6n de
las galgas. La figura 4.11 muestra los cambios de deformaci6n medidos a 25
=
mm de la linea central de soldadura (espesor de la platina 3/4 pig). durante
la soldadura de los pases No.4, 6 Y 8. EI cambio de deformaci6n mas
grande fue observado durante et pase No.6, el cua\ estuvo muy cerca a la
ubicaci6n de \a galga.
Debe notarse que durante la soldadura de multiples pases el valor de la linea
base antes de cada cambio en casa pase, indica los efectos de la
deformaci6n acumulativa. En lafigura 4.11, por ejemplo, un considerable
incremento en el valor de la linea base fue obtenido entre los pases 4 y 6,
indicando una superposici6n en los esfuerzos residua/es. La reducci6n en el
valor de la linea base, entre el pase 6 yel 8, puede reflejar el efecto de alivio
parcial del pase adicional en /a superficie superior.r
109
i
!
I
La figura 4.12 muestra algunas de las predicciones analiticas para el ensayo
4 en tres puntos: 25, 45 Y 65 mm (1,0, 1,75, Y 2,5 pIg) de la linea central de
soldadura. Las caracteristicas de la curva 1 en la figura 4. 19 son simi/ares a
los resultados mostrados en la figura 4.11. Sin embargo los valores de
deformaci6n observados fueron algo mas pequefios que los encontrados
analiticamente. Se observo generalmente que la respuesta de la
deformaci6n termica de platinas de secci6n gruesa en soldaduras de un pase
es menor que la respuesta de platinas deseccion delgada bajo las mismas
condiciones.
FIGURA 4.10. Seccion de soldadura y localizacion de galgas para prueba 4
aceroHY~130' .r
I 111
cercanas aJ area fueron de inten3s. las dos principales razones para esta
discrepancia fueron:
- EI analisis no produce resultados exactos en regiones cercanas al arco
donde elcampo de deformaciones no es unidimensional.
-, Otros fen6menos adicionales a la deformaci6n plastica necesitan ser
considerados, la deformaci6n debida a Ja transformaci6n en .estado s61ido
durante la soldadura de aceros templados y revenidos, por ejemplo.
Estudios adicionales son necesarios para clarificar estos puntos. Se encontr6
que las deformaciones observadas en ensambles soldados durante los
experimentosdisminuian cuando el nivel de resistencia del metal base
aumentaba. La figura 4.,1 3 muestra como la maxima deformaci6n mecanica
observada a 25 mm (1 pIg) de la linea central de soldadura disminuye cuando
el limite de la cedencia del metal base aumenta. La respuesta de la
deformaci6n es simplemente proporcional al inverso de la resistencia de la
platina.
Este fen6meno J)uede ser explicado porque ninguno de los otros parametros
afect6directamente las deformaciones termicas, s610 ellimite cedencia afect6
los cambios significativamente en este experimento (10 mismo puede decirsei",
112
de la mayoria de soldaduras de· produccion). EI modulo de Yung;' los
coeficientes de expansion teiTnica y conductividad, la densidad, as! como el
color introducido por la soldadura varia ron solo mientras la resistencia del
metal base incremento en un 600%. Como resultado. solo una muy estreeha
zona en las probetas de aeero de alta resistencia eedieron plasticamente y las
deformaciones observadas en la region· exterior de esta zona fueron
proporeionalmente pequeiios. Algunos otros investigadores han reportado
que los· esfuerzos residuales en ensambles soldados deaeeros de· alta
resisteneia no son tan altos como los esfuerzos de cedencia del metal base.
~I TEMPERATURA
----'-":""3
z -
o - LONG.
H 0----..;
U -
:
~.
:
~
o -
t:... _I -:
~.
Cl : L. 1.0 In...
I
. 2' 1.75in
tRC .) • 2.5 in.
t I I 1'11111 I I I rtr'll 1 r IIIIII1 t., t ;11'1
10 10Z 10' 10·
TIEHPO,s
F1GURA 4.12. Prediecion anaHtica para la prueba 4, aeero HY-130
4.7.3 Conclusiones del estudio. Las mas importantesconclusiones de
este estudio son:p
113
- Los programas de analisis de soldadura desarrolJados en M.tT. son (Jtiles
para estudiar los esfuerzos termicos en soldaduras a tope de aceros de alta
resistencia paraaplicaciones marinas. En efecto, sin el programa anaHtico es
bastante dificil entender que pasa durante la soldadura. Los programas
pueden tambien ser utilizados para estudiar las variaciones de los para metros
de soldadura en las deformaciones termicas y los esfuerzos residlJales.
- La respuesta de ·Ia deformaci6n termica de platinas de secciones gruesas
para un solo pase es menor que la respuesta de platinas delgadas bajo las
mismas condiciones. Multiples pases sin embargo, producen efectos de
deformaci6n acuinulativa, especialmente durante los primeros pases.
Pequeiia 0 ninguna de formaci6n acumulaci6n es notada en los ultimos
pases.
- A una distancia finita de la linea de soldadura, la deformaci6n mecanica
maxima causada· por el arco es simplemente proporcional al inverso del limite
de cedencia del metal base.
- En ciertos ,aceros de ultra-alta resistencia, el paso del arco produce una
inusual respuesta de gran deformaci6n, posiblemente ligado a la
transformaci6n de fase durante el enfriamiento.114
- Excepto en el area inmediata al arco, la deformaci6n longitudinal predomina
sobre la transversal y las deformaciones de corte. Cerca al arco, el campo de
deformaci6n es complejo y rapidamente cambiante.
2500..L
.
I
. ~ooo+
~ I
gs I
'~'500T
t
~
~IOOO ,
~
Q
• 500
~
::s MILO H'I' H'I' 180
STEEL 80 130 KSI
I
, , 0
50 ~O 150 . 200
LImiteo Elc3:s'tico
FIGURA 4.13. Deformaciones mecanicas maximas observadas a 1 pulgada
de la linea de soldadura contra el esfuerzo de f1uencia de la lamina
4.8' EXPERIMENTOS DE ESFUERZOS TERMICOS Y MOVIMIENTO
DEL METAL DURANTE LA SOLDADURA A LO LARGO DEL EXTREMO
LONGITUDINAL DE UNA FRANJA
EI analisis de esfuerzos termicos y movimiento del metal involucra algunos
.
"
pasos:115
- Flujo de calor
-Transiente de deformaciones (y esfuerzos).
- Transiente del movimiento del metal en distorsi6n.
- Esfuerzos 'residuales y distorsi6n despues de que la soldadurase ha
completado.
Antes de que las tecnicas para la simulaci6n p~r computador de los esfuerzos
termicos .y el movimiento del metal pudieran' ser desarrolladas, las
predicciones' analiticas deb ian corresponder con los resultados
experimentales en todas las cuatro areas y, aunque numerosos estudios han
sido hechos con esta idea, pocosdeellos han producido un conjunto
completo de resultados.
Las'soldaduras fueron hechas bajo dos condiciones: con metal de aporte y
sin metal de aporte(osimplemente calentando p~r un arco de tungsteno). La
diferencia· entre los dos grupos de datos indicarfa c6mo el metal de aporte
influencia el campo de esfuerzos. Los experimentos han sido realizados en
los siguientes materiales:
-Aceros de bajo carbono
- Aceros templados y revenidos116
-Aceros. inoxidables
-Aleaciones'de aluminio
-Aleaciones de titanio
Los resultados obtenidos en estes materiales proporcionan informad6n
I
acerca de c6mo se comportan los diferentes materiales durante la soldadura.
I
En el caso del acero templado y revenido, el papel dela transformaci6n'de
I
fase en los esfuerzos termicos durante la soldadura es una consideraci6n' !
r
I
espedalmente importante. Las siguientes paginas presentan los resultados
(
i
obtenidos en probetas de aluminio soldadas utilizando el proceso GMAW.
4.8.1 : Probetas y procedimiento experimental. La figura 4.14 muestra la
geometrfa de ,las probetas y la ubicad6n de las termocuplas y de las galgas.
Las dimensiones de la probeta son 152 mm (6 pig) de ancho, 1220 mm (48
pig) de largo, y 12,5 mm '(1/2 pig) de espesor. Se utiliz6 como material una
alead6n de alurninio 5052-H32. Seis galgas de 6.4 mm (114 pig) de longitud
fueroncolocadas a las siguientes distancias:, 38, 76,114 Y 145 mm (1,5,3,0,
4,5 Y 5,7 pig) del extremo de la platina que estaba siendo soldada. Se
consider6 una sola direcci6n en las galgas, debido a que se tenia como
interes principal medir las deformaciones longitudinales. Ademas se
colocaron cuatro termocuplas (cromel/alumel) de distancia al extremo de la
platina 12,5, 38, 76 Y 145 mm (0,5, 1,5, 3,0 Y 5,7 pig) de distanda al extremo,
117
de la platina. Para determinar las temperaturas maximas logradas durante la
soldadura en varios puntos. una porci6n de. la superficie de la platina fue
pintada con una, serie de pinturas sensibles a la temperatura. con diferentes
indicaciones de temperatura.
I:
I
\
La probeta fue posicionada verticalmente y soportada en ambos extremos
inferiores. La soldadura fue hecha a 10 largo del extremo superior. Una ga/ga
colocada.en la.mitad de la longitud, y dos extens6metros colocados a 305 mm
(12 pIg) de ambos extremos fueron utilizados para medir la oscilaci6n
momentanea de la deformaci6n de .Ia probeta durante la soldadura. La
probeta se hizo mucho mas larga que ancha con el fin de producir grandes
cantidades de distorsi6n.
Soldadur:..a
12" IZ.=l...... .'
o
4.0 If ~xtensometro
.L .'
Indicadar
cExtensometros
de cara
o Termocuplas
tula
FIGURA 4.14 Probeta y la localizaci6n de extens6metros, termocuplas y
aparatos para medir la dlstorsi6n118
Oespues de que secompleto la soldadura y la probeta se enfrio hasta la
temperatura ambiente, cinco galgas adicionales fueron montadas a 10 largo
del centro, en' ambas superficies de la probeta, para 'medir los esfuerzos
residuales. Para, determinar los esfuerzos longitudinales se· utilizaron
extensometros tipo rosetas. Una tira de 50 mm (2 pIg) de ancho, como se
muestra por las Hneas punteadas en la figura 4.21,' fue removida de la
probeta con una sierra. La cantidad de deformacion por relajacion fue medida
y se determinaron los esfuerzos residuales.
4.8.2 Resultados experimentales. En la tabla 4.2 se listan las
condiciones de soldadura para laprobeta sold ada con'GMAW.
Corriente de soldadura, I 260 amperios
Voltaje del areo, V 23 voltios
Veloeidad de desplazamiento del areo, v 0,289 plg/seg
Tiempo total de soldadura . 166 segundos
Calor de entrada 20 700 joules/pig
A porte 4043, 1116 pig diametro
Veloeidad de alimentacion del aporte 400 pig/min
Gas de escudo Argon
TABLA' 4.2 Condiciones de soldadura con GMAW
La figura 4.16 muestra los cambios de temperatura observados en las 4
EI
termocuplas. arco paso por la mitad de la probeta 83segundos despues
de iniciada la soldadura y se completo el pase en 166 segundos.119
La figura 4.17 muestra la dis1ribucion de tempera1uras maximas logradas
durante la soldadura. La figura 4.24 muestra, los cam bios en las
deformaeiones longitudinales observados utilizando 4 galgas mon1adas a 10
largo de la mitad de la probeta. En la No.1 ubicada a 38 mm (1,5 pig) de la
linea. de soldadura, se produjeron deformaeiones. de eompresion euando el
area se aproximo al extensometro y estos cambiaron despues a traecion. Las
deformaeiones observadas en e1 extensometro 4 sufrieron carnbios mas
complejos durante la soldadura y lIegaron a ser de eompresion despues de
que la probeta se enfrio hasta la temperatura ambiente.
800
Cambios de T •. GMA,5052-H32lL
700
-.Hedido
--- Calculado
CJ 600
ARC
0
.. 500
,.:t! -,
p:;
o 400
~
p:;
i:i1 300
~
::E:
~ 200
100
,
a j I I
40 550 950 1350
FIGURA 4.15 Cambios de temperatura en euatro lugares durante la
soldadurar
120
I
I
La tigura 4.18 muestra loscambios de deflexi6n en la mitad de la probeta.
Durante los primeras etapas de soldadura, el extremo superior que esta
siendo soldado se expande y la porci6n central de la probeta se mueve hacia
arriba.. Esta distorsi6n es escrita como negativa en la tigura 4.18. Cuando la
probeta se enfria la pord6n central baja y el metal soldado se contrae a 10
largo de longitud total, la direcci6n de deflexi6n cambia. En mas 0 menos el
tiempoen que fue completada la soldadura (166 seg), la probeta estuvo
virtualmente sin distorsi6n.
TEMP'. MAXI:t-1A.. GMA • 5052 -H32 AL.
a MED~_CON TERMOCUPLA
MED. CON PINTURA
'1200 6
t> 1000
o "10: 0.6'13
.
\
\.
200
o~--~--~----~--~----~--~~
0.0 0.5 1.0 1.5 2.0
DISTANCIA, in
FIGURA 4.16. Temperatura maxima obtenida durante la soldadura121
La figura4.19 muestra la distribuci6n de esfuerzos longitudinales residuales,
o"x, a 10 largo de la secci6n, en la mitad de la longitud.
La distribuci6n de esfuerzos puede ser interpretada como una combinaci6n
de:
- La contracci6n de la soldadura la cual causa esfuerzos residuales de
tracci6n altos en regiones cercanas a /a soldadura y esfuerzos de compresi6n
moderadamente bajos en regiones alejadas de la soldadura .
.;. La contracci6n del metal a 10 largo del extremo, la cual causa una distorsi6n,
produce esfuerzos de compresi6n en las regiones entre el eje neutro y la
linea de soldadura, y esfuerzos detracci6n en regiones exteriores al eje
neutro.
Como resultado, los esfuerzos de tracci6n son producidos en regiones
cercanas a la soldadura, pero sus valores son considerabJemente mas bajos
que ellimite de cedencia del material a temperatura ambiente. Los esfuerzos
de compresi6n son producidos en regiqnes cercanas al eje neutro. Los
esfuerzos de tracci6n, en regiones cercanas al extremo no soldado, son
causados por la distorsi6n:122
'. ...
•.
.4-------... -­
--Hedida ;\
,
---- Calculada' .
~~ A -RC I . ,
. ~. ,
·
...
·
·
, _...... -_.----------­
\"'--_... " .......,,­
FIGURA 4.17. Deformaciones longitudinaJes observadas a diferentes
localizaciones durante la soldadura
•
Cl.06­
a I
X 'Cl.08 !r ­
\:il 0-10;"
S;
o.l:~ _,..:~===:._:::::: ----·Calculado
a : --Medido
o ~------------------------------------~
FIGURA 4.18. Cambios de la deflexi6n durante la soldadura.l23
do
·30 ':--"",-:--'-:--'-:----L.,,...--l.-.J
o " Z· 3" 4' ~. &'
Distancia,~n
FIGURA 4.19 Esfuerzos residuales a 10 largo de la secci6n media
4.8.3 Analisis del flujo de calor. Con el fin de analizar los esfuerzos
termicos y el movimiento del metal durante la soldadura, es necesario primero
analizar el f1ujd de calor durante la soldadura. En efecto, es muy importante
realizar un analisis exacto del flujo de calor con el fin de aproximar las
deformaciones termicas medidas y la distribuci6n resultante.
Un problema basico en el analisis del flujo de calor durante la soldadura es el
de c6mo tomar en cuenta aquellas propiedades del material que cambian con
la temperatura. La figura 4.20 muestra como las propiedades fisicas y
mecanicas' de una aleaci6n de aluminio 505C-H32 cambian con la
temperatura.
,
'l'124
Si no se consideran las propiedades termicas del material como dependientes
de la temperatura, la ecuaci6n basica de flujo de calor se hace no lineal. De
otrolado, si nosotros los tratamos como independientes de \a temperatura. la
ecuaci6n basica del flujo de calor es lineal. Con el fin de evitar la complejidad
matematica involucrada en)a soluci6n de ecuaciones no-lineales. casi todos
los analisis del flujo de calor durante la soldadura. incluso aquellos que han
empleado computadores, han utilizado ecuaciones lineales.
40r------------,
..
.2 -
..
" 2 30
1.1. ...
<I) ...
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.. .
. 20 0.10
...
u b"
~
10 0.05
FIGURA 4.20 Propiedades del material contra temperatura de la aleaci6n de
aluminio 5052-H32125
Por medio de la experiencia de numerosos arios. los investigadores del MIT
han' encontrado que. resultados razonablemente exactos pueden ser
obtenidos empleando los siguientes metodos:
- las soluciones lineales ordinarias, tales como aquellasdesarrolladas por
Rosenthal y otros.
- Solamente. a travesdel uso de· una '. tecnica de iteraci6n, diferentes
propiedades termicas son asignadas, dependiendo de las temperaturas de los
I
puntos que estim siendo estudiadas. Por ejemplo, en el analisis de
resultados experimentales mostrados en la.figura 4.17. las temperaturas
fueron primero calculadas utilizando _l as propiedades termicas a 260°C
(500°F). Si la temperatura calculada era diferente de 260°C (500°F)..
entonces se utilizaban las propiedades de esa temperatura. Esta iteraci6n se
continu6 hasta que'la temperatura calculada estaba dentro de ± 0,5°F de 1a
temperatura de las propiedades utilizadas. '
Eldeterminar el valor de 1a eficiencia del arco, 11a, constituye un importante
problema . practico . en el analisis del flujo de calor. De acuerdo con la
I
literatura.la eficiencia termica de GMAW esta en el intervalo de 60-70%.
Comparando los resultados experimentales con los analiticos, la eficiencia126
termica del arco utilizado en este experimento se determina como de 64,3% a
T)il = 0.643.
La: figura 4.15 muestra que los cambios de temperatura calculados
c9rresponden razonablemente bien con los resultados experimentales. La
figura 4.16 muestra que la temperatura maxima calculada. lograda durante la
soldadura a varias distancias de la linea de soldadura. tambien corresponde
con los resultados experimentales determinados portermocuplas y pinturas
sensibles a la temperatura.
. . .
Un experimento simple utilizando pinturas sensibles a la temperatura a
menudo resulta ser muy util en aplicaciones practicas de analisis de
computador. debido a que:
- Comparando resultados analiticos y experimentales, se puede determinar la
eficiencia del arco en un experimento particular.
- Comparando resultados experimentales y analiticos se puede evaluar la
exactitud de losanalisis de flujo de calor que estan siendo empJeados. Si es
necesario, se puede aun modificar el analisis con el fin de mejorar la
exactitud.127
4.8.4 ~nalisis de. esfuerzos termicos y movimiento del metal. EI
principal objetivo de este estudio fue et de desarrollaruna· tecnica analitica
para simular la deflexi6n que ocurre durante la soldadura de una platina
grande, como se muestra en la figura 4.21.
EI campo de esfuerzos en la probeta puede ser medida utilizando analisis
unidimensional. Excepto en areas cercanas al area, los. cam bios en los,
esfuerzos en direcci6n longitudinal son siempre mucho menores que aquellos
01ax
en direcci6n transversal, 0 <<c~. Consecuentemente, el analisis fue
realizado principalmente por un programa en una dimensi6n .
. y
t
­
0' x
1
/, /' /", / ......... / ......... / / ~ / ........
I \.
I .ut!
C
<D
1
(
~I ~~
49.nch
FIGURA 4.21. Patr6n de red de elementos finitos y sistema de coordenadas128
Analisis unidimensional. Ya que el tema del experimento es una soldadura de
un solo· pase, el programa utilizado es basicamente el mismo que el descrito
en el NASA. Contractor Report CR-61351 .
.Las figuras 4.17, 4.18 Y 4.19 muestran la oscilaci6n de deformaciones
termicas, la oscilaci6n de la deflexi6n y los esfuerzos residuales en la secci6n
de la mitad de la platina, respectivamente. En el calculo, las propiedades del
material fueron cambiados de acuerdo con la temperatura. Las predicciones
anallticas estuvieron en estrecha correspondencia con los resultados
experimentales, excepto en el caso de la oscilaci6n de deformaciones
termicas en el extens6metro 4 (figura 4.17).
Analisis bidimensional. Para desarrollar un medio para calcular el movimiento
del m~tal se emplearon progr~mas de elementos finitos en 20. EI analisis es
descrito en un documento de Muraki et al presentado en el Journal of
Engineering Materials and Technology. La figura 4.22 muestra el modelo de
elementos finitos y las coordenadas utilizadas. .
La figura 4.18 incluye dos curiasde la oscilaci6n de deflexi6n calculado~ por
.. el programa FEM en 2 dimensiones. Para el calculo, se asumi6 que todas las
regiones en la probeta conservarfan el limite de cedencia a temperatura
= 2
ambiente. ayo 19.7 Kg/mm 6 193 MN/m2 (28.000 psi). Sin embargo, en la129
soldadura, las' temperaturas en las regiones cercanas al arco son
considerablemente mas altas que la temperatura ambiente. Para compensar
i
!
2
este efecto, en el segundo calculo se asumi6 un crys = 14,8 Kg/mm 6 145
MN/m2 (21000' psi);' y as!' los resultados' estuvieron en una estrecha.
correspondencia con los datos experimentales.
y
FIGURA 4.22 Sistema de coordenadas
Aunque los resultados mostrados en la tigura 4.18 indican que se podria
obtener una estrecha correspondencia utilizando las diferentes 'propiedades
del material para cada temperatura, calculos adicionales no han side
realizados en este caso.130
4.9' .SIMULACION EN COMPUTADOR I
Una vez comprobado que los modelos analiticos son razonablemente
exactos, se hace posible simular los esfuerzos termicos y el movimiento del
metal p~r computador. Dado que los programas unidimensionales son poco
costosos, estos pueden ser utilizados de varias maneras. En las siguientes
paginas se presentan dos grupos de analisis.
- Los efectos de los para metros de soldadura en los esfuerzos termicos y los
esfuerzos residuales resultantes en soldaduras de alurninio.
- Los efectos de los parametros de soldadura en la distorsi6n longitudinal que
toma lugar debido a la soldadura del extremo de una platina.
4.9.1 Efectos de los parametros de soldadura en los esfuerzos
termicos y los esfuerzos residuales res u Ita ntes. En esta parte se
describen los estudios realizados p~r Arita en soldaduras hechas en una
aleaci6n de aluminio 2219-0. EI estudio fue complementado p~r la
investigaci6n experimental.
- Parametros de soldadura utilizados en el analisis. La tabla 4.7 muestra los
valores de los parametros utilizados en los 16 casos estudiados. Las131
definieiones de calor neto lineal introdueido e intensidad del calor neto lineal,
que son:
h = HIT q = QIT H = Q/v
Donde:
Q = lla V-I poteneia termiea de la fuente de calor en watts 0 julios/seg.
=
lla Efieieneia del area
v =
Voltaje del areo, volts
=
I Corriente del areo, Amperios
v =
Velocidad de avanee, plg/seg
=
T Espesor de la platina, pig
En las definiciones anteriores, q es la intensidad de una fuente lineal de calor,
o el valor promedio de I~ intensidad ,de 1a fuente de calor en la direeci6n de
espesor; por 10 tanto q es lIamada "intensidad de calor neto lineal". EI valor h
es el valor neto introducido por unidad de espesor de la platina; por 10 tanto,
es lIamado "Aporte de calor neto lineal".
Caso numero Velocidad de desplazamiento Entrada lineal de Intensidad lineal de
del areo, v calor, h. joules/pig:! calor, q joules/seg/plg
Qlg/min Q'Qlmin
1 5 0,0833 10000 833
2 5 0,0833 32000 2667
3 5 0,0833 56000 4666r")
.J~ i
;1
I
Caso numero Velocidad de desplazamiento Entrada lineal de Intensidad lineal de
del area, v calor, h. joules/pig:! calor, q joules/seg/plg
~Ig/min elg/min
4 5 0,0833 80000 6667
5 10 0.1667 10000 1667
6 10 0.1667 32000 5333.
7 10 0,1667 56000 9333
8 10 0,1667 80000 13333.
9 20 0.333 10000 3333
10 20 0.333 32000 10667
11 20 0.333 56000 18667
12 20 0.333 80000 26667
13 30 0,500 10000 5000
14 30 0,500 32000 16000
15 30 0,500 56000 28000
16 30 0,500. 80000 40000
TABLA 4.3: Para metros de soldadura utilizados en el analisis
En la tabla 4.3, se muestra las velocidades de avanee v para un grupo de 4
niveles: 12,7, 25,4,' 50,8 Y 76,2 mm/min (5, 10, 20 y' 30 pig/min) 6 2,12, 4,23,
8,46 Y 12,7 mm/seg (0,0833, 0,1667, 0,333y 0,500 pig/min). EI aporte de
calor neto lineal h para este grupo de 4 niveles 1550, 4960, 8680 y 12400
joules/em/em. (10000; 32000, 56000. y 80000 joules/pulg). Para una
efieiencia del area de 0,7, los valores aporte de calor neto eorrespondientes
son 2220, 7085, 8680 Y 17670 joules/em/em (14300, 45700, 80000 Y 114000
joules/pig/pig) respectivamente.r
i'
t 133
Debe mencionarse que el aporte de calor neto lineal, h, Y la veloodad de
avance, v, no son independientes. Por ejemplo. cuando se aumenta v a 2v,
sin cambiar, h se reducira a 1/2h. La figura 4.23 muestra los parametres de
soldadura empleados para las 16 condiciones estudiadas. EI valor de la
intensidad de aporte de calor neto lineal q fue el mas bajo en el caso 1, y el
mas alto en el caso 16.
FIGURA 4.23. Parametros usados para los 16 cases estudiados ;
I
; ,
TOOos los calculos fueron hechos en cordones sobre la platina realizados a 10
largo de una linea central longitudinal de una platina grande, de 18 pig de
ancho.134
Resultados del' analisis EI analisis in'cluyo los efectos de los parametros de
soldadura en:
- Los altos esfuerzos termicos de traccion que se producen en las regiones
detras del areo.
- Los esfuerzos termicos de compresion que se producen en regiones delante
del arco.
- EI tamaiio de la zona plastica.
- La distribucion de los esfuerzos residuales
Aca solo se discute como afectanlos parametros de soldadura la distribuci6n
de esfuerzos residua/es.
La figura 4.24 muestra la distribuci6n de los esfuerzos residuales
longitudinales para los casos 2, 6, 10 Y 14 (h = 32000 joules/plg2). En esia
figura se observa que los altos esfuerzos de tracci6n que se producen en las
, . . , , r.·
areas eercanas' a la soldadura, y los esfuerzos de compresion en areas a
cierta distancia de la soldadura. Asi mismo los esfuerzos residuales maximos
se localizan en la linea central de soldadura y su valor es del orden de los
11000 psi, el cual constituye tambien el nivel del esfuerzo de cedencia a
temperatura ambiente, estimado para las condiciones de soldadura.135
II.
El ancho de la zona de esfuerzos residuales de tracci6n es afectado par los
parametros de soldadura. Enel caso mostrado en la figura 4.24, par ejemplo,
el ancho de la zona de esfuerzos de tracci6n aumenta cuando la velocidad de
avance aumenta, aunque el aporte de calor lineal, h, fue constante.
i, '
h' 32.000 JOULES/IN2
v liN/SEC I
0.0833 (CAS 21
O. I 667 ( CAS 6 I
0.3333 (CAS' 10)
0.5000 \ t.CAS' 14)
\.
I
""---------­
....
., I
FIGURA 4.24 Oistribuci6n de los esfuerzos residuales longitudinales para los
casas 2,6,10 y 14 (h=32000 joules/plg2)
La figura 4.25 muestra c6mo la mitad de la zona de esfuerzos residuales de
tracci6n, es afectada par el aporte de calor neto lineal, h, Y la velocidad de
~vance, v;. mientras que la figura 4.26 muestra la mitad de la zona de136
esfuerzos residuales de tracci6n y cOmo' es, afectada por la intensidad de Ii
, I
calor neto lineal, q, Y la velocidad de avance v.
4r
c
•.-1
,
.. I
9 31­
U
Z
~
H Z
~
,~
~
~ '-[-~-'--
I __.l....-_---JI.-_.....J
ZO 000 40.000 GO. 000 90,000
APORTE DE CALOR (JOULES/INZ)
FIGURA 4.25. Efectos de la entrada linear de calor, h, y de la ve!ocidad de
soldadura v, en el ancho de la zona de esfuerzos de tensi6n residuales
..
o
::r:3
u
z
~ \.
HZ
~
~
~I
-.E-;
H
.::E:
ZO.ooO 40.000
FIGURA 4.26. Efectos de la intensidad de calor lineal, q, y la veJocidad de
soldadura, V, en el ancho de la zona de esfuerzos de tensi6n residuales137
La figura 4.25 y 4.26 muestran que el calor neto introducido'lineal, h, es el
I:
factor mas importante que afecta el ancho de la zona de esfuerzos residuales
de traccion,el cual aumenta con el aporte de calor. EI efecto del aporte del
calor, sin embargo, no es lineal. Ademas en estas figuras se puede observar
el aumento del ancho de la zona de esfuerzos residuales de traccion.
En resumen, desde el punto de vista practica, los resultados muestran
claramente la ventaja de utilizar un bajo aporte de calor para reducir los
esfuerzos residuales y la distorsion.
4.9.2 Efectos de los parametros de soldadura en la distorsi6n.
Nashida estudio como las condiciones de soldadura y la geometria del cupon
de ensayo· afecta las deformaciones termicas y el movimiento del metal
Jiquido. Los cupones utilizados fueron las platinas rectangulares, cuyas
dimensiones se muestran en la figura 4.14, y las cuales fueron soldadas b~jo
las siguientes condiciones. !
l
I:
I
j' .:
Corriente de soldadura; I = 26q Amperios
=
Voltaje del Arco; V 23 Volts
=
Velocidad de Avance, V 7,34 mm/seg (0,289 plg/seg)
1;
=
Colorintroducido. i1 h= =8150joules!cm... (20,700joules/ pulg).
:
"
I;r
138
I
Para encontrar como cambia la distorsion,· cuando la velocidad de avance, v,
I
I
y el ancho de fa probeta,. b (ver Figura 4.18), son cambiados, se realiza una
,1 ! ;
serie de calculos. Los cuales se efectuaron· para 42 condiciones. diferentes
asi: .
i i
V =0,072, 0,144,0,217,0,289,0,361, 0,433, 0,506 plg/seg.
! :
B = 3,0, 4,5, 6,0, 7,5, 9,0, 10,5 pig.
La velocidad de avance, v, se modificaba cada vez, de tal forma que el valor
del aporte de calor, h, permaneciera igual, permitiendo asi que la cantidad de
metal aportado par unidad de longitud (Ia secci6n transversal del metal
soldado) permaneciera aproximadamente igual. En otras patabras, cuando
se aument6 la velocidad de avance, la corriente de soldadura fue tambien
incrementada proporcionalmente. En adici6n, se reatizaron calculos
:; ,
<,
cambiando la velocidad de avance mientras que la corriente de soldadura y el 'i,
1 '
voltaje fueron mantenidos constantes. Algunas de estas combinaciones de
'j :
condiciones de soldadura permitieron obtener soldaduras can calidad y
apariencia aceptable,. pero estas condiciones practicas no fueran parte este
analisis.
Ademas, se efectuaron calculas de .t emperatura, defarmaci6n termica y
deflexi6n. Como un ejemplo de resultados analiticos, la Figura 4.27 muestra139
exactamente cOmo la velocidad de avance y,. el tamaRa de los cupones
afectan la deflexion residual (deflexion despues de que la .soldadura se ha
completado y la probata se ha enfriado hasta temperatura ambiente) en la
mitad de la longitud. ,;Los puntos P yP' indican los resultados experimentales
y las predicciones analfticas respectivamente; para la probata de 6 pig de
ancho (ver figura 4.27).
iocn .
004
3.0
4.5
6.0
1.5
9.0
----10.5
0.072 Q.28!I p.506
VELOC. DE SOLD.
V,~n/s
FIGURA 4.27 Efectos de la velocidad de soldadura y el ancho de la probeta
en la distorsi6n residual en la linea del mediar
j 140
Con el fin de determinar la validez de los analisis, se hizo un experimento
adicional con un cup6n de 4 pig de ancho. EI nuevo cup6n (cup6n No.3) fue
soldado utilizando las mismas condiciones del cup6n de 6 pig de ancho
(cup6n No.1). EI punto Q muestra los resultados experimentales (0,021 pig)
sf
obtenidos con nuevo cup6n (No.3), mientras que el punto Q' muestra las
predicciones analiticas, indicando que el' anal isis del computador es
razonablemente exacto.
La linea P" P P" muestra las distorsiones residuales calculadas para cupones
de 6 pig 'de ancho, soldados utilizando diferentes ,velocidades, mientras ,Ia
corriente y el voltaje del arco fueron mantenidos constantes. Cuando la
velocidad de' avance se incrementa, manteniendo I y V constantes,' /a
cantidad de distorsi6n neta decrece .. Se debe reconocer, sin embargo, que la
secci6n transversal de la soldadura disminuye cuando la velocidad de avance
incrementa. . Esto significa que se requieren' mas, pases para obtener la
misma secci6n transversal. "
De otro lado, cuando aumenta la velocidad de avance y el aporte de calor no'
cambia, la distorsi6n residual se incrementa, como se· muestra en la figura
4.27. Los resultados de la figura 4.27 indican que hay una velocidad de
avance en la cual la distorsi6n alcanza su maximo.141
EI incremento de la distorsion, cuando el tamaRa del cup6n disminuye, se
debe principalmente a una reduccion en la rigidez.
En conclusion, con el avance de la tecnologia del computador, es posible
simular los, esfuerzos termicos y los movimientos del metal que ocurren
durante la soldadura. Aunque los estudios han sido principalmente en
laboratorios, seguramente es posible utilizar las ayudas de los analisis de
computador en la solucion de problemas practicos.
Por ejemplo, en los astilleros se emplean varios tipos de maquinas
automaticas de soldadura, entre elias la de arco sumergido sa utiliza para unir
grandes platinas de acero y para fabricar grandes secciones. A'menudo
cuando estas maquinas son utilizadas ocurren problemas relacionados con. el
movimiento del metal y la distorsion. As;, para la determinacion de la
condicion optima de soldadura par un metodo puramente empirico cuando
ocurre distorsion excesiva en la fabricacion de grandes secciones, es
costosa. EI programa unidimensional descrito anteriormente podria ser
utilizado economicamente para determinar, las condiciones optimas de
soldadura. Los resultados mostrados en la figura 4.27, por ejemplo,
proporcionan alguna informacion para reducir la distorsion.142
Cuando se adapta un programa para el usa practica, las cansideraciones mas
. importantes incluyen:
- La exactitud de los calculos,
- La complejidad involucrada, y
- EI casto
En ..muchas aplicaciones, se emplean metod os de calculo simple, poco
costoso; sin embargo, se hace necesaria una aproximacion mas sofisticada,
que. proporcione resultados exactos. La aproximaci6n' mas efectiva, es,
usualmente, la· cambinacion de, fa experimentacion y los analisis de
computador. 'Las simulaciones en computador nos permiten obtener la
maxima cantidad de. informacion utilizando un pequeno numero de cupones.
4.10 VALORACION DEL ESTADO ACTUAL Y PROSPECTOS FUTUROS
En este'documento se ha descrito el trabajo hecho en el M.I.T. acerca de los
metod os analiticos y experimentales para estudiar los esfuerzos termicos y el
movimiento del metal durante la saldadura.
Comounresultado del trabajo del M.1.T. se han obtenido una serie de
pregramas de camputador incluyendo (ver figura 4.14):143
- Un programa unidimensional
- Programas bidimensionales de elementos finitos (cordones sobre la platina y
uniones a tope).
- Un programa para franjas soldadas a 10 largo de cascos cilindricos.
- programas para analizar los esfuerzos longitudinales en platinas de grandes
dimensiones.
- Un programa para anaUzar la distorsi6n en ensambles de vigas.
AI mismo tiempo se han· generado gran· cantidad de resultados
experimentales acerca de los esfuerzos termicos y el movimiento del metal
durante la soldadura han sido generados. Estos experimentos utilizan
materiales, !geometrfas de cupones; diseiios de junta y procesos de soldadura
,.., .
diferentes. Los materiales investigados inc/uyen:
- Acero de bajo carbono
-Algunas clases de acaros de alta resistencia
-Acero inoxidable
-Aleaciones de aluminio
-Aleaciones de titanio
- Columbio
-Tantalio144
5. MAGNITUD Y DISTRIBUCION DE ESFUERZOS
RESlDUALES EN ENSAMBLES SOLDADOS
Durante la soldadura un ensamble experimenta compJejos cambios de
temperatura que causan oscilaciones momentaneas de esfuerzos termicos, Y
deformaciones n6-elasticas 0 incompatibles son producidas en regiones
cercanas a la soldadura. Oespues de que la soldadura es completada, los
esfuerzos residuales que pennanecen son el resultado de estas
, ' ,
deformadones. , Este capitulo presenta la informaci6n fundamental acerca de
esfuerzos residuaJes: como entender sus mecanismos y como analizar los
efectos de varios factores en su magnitud y distribucion.
5.1 DESARROLLO DE TECNICAS PARA ANALIZAR ESFUERZOS
RESIDUALES EN ENSAMBLES SOLDADOS.
5.1.1 Metodologias para Analizar Esfuerzos Residuales en Ensambles
Soldados. La figura 5.1 muestra algunas maneras de analizar esfuerzos
residuales en ensambles soJdados.
EI primer metodo" "simulacion analitica" examina que ocurre realmente
durante la soldadura. Los pasos en esta aproximaci6n son los siguientes: ,
- Paso 1: Analisis del flujo de color.145
- Pas02: Analisis del transiente de esfuerzo termico.
- Paso 3: Determinacion de deformaciones incompatibles.
- Paso 4: Analisis de esfuerzos residuales.
II
Simulacion analitica Estimativo de deformaci6n no elastica
1
.'
1 Flujo de calor no uniforme ' ~ III Precision probada
de la estimacion
Esfuerzo de trasciente
2
r-- Comparar con
teiTnico
experimento
4-­
Esfuerzos no elasticos (incompatible)
3 plasticidad,' solidificaci6n, transformaci6n
Analisis elastico incluyendo defo rmaciones
incompatibles
I
4 Esfuerzos residuales
FIGURA 5.1. Metodologia para analizar los esfuerzos residuales en
soldaduras
Cuando se analizan esfuerzos residuales, el paso 3 es el mas importante. Si
el transiente de esfuerzos termicos es completamente elastico y no son
formadas deformaciones incompatibles, no operaran esfuerzos residuales.
La determinacion de deformaciones incompatibles (deformaciones plasticas,146
deformaciones debido a la solidificaci6n y transformaciones de fase e~estado
s6lido es dificil. Una vez que la distribuci6n de deformaciones incompatibles
es determinada,. analiticamente 0 de otro modo,' los esfuerzos residuales
pueden ser tratados como un problemas, ,elastico que incluye deformaciones
incompatibles.
La simulaci6n anaJitica es obviamente la aproximaci6n' mas ortodoxa al
problema, pero la complejidad involucrada, especialmente, en el paso 3,' a
menudo la hace impractica, y es dificil utilizarlo cuando ensambles soldados
complejos estan involucrados.
Ya que los esfuerzos residuales pueden ser determinados unicamente de la
distribuci6n de,deformaciones incompatibles, un segundo metodo que une los
pasos 1y 2 (Fig. 5.1) Y evita analisis plasticos complejos hasido
desarrollado. A diferencia del primer metodo, este puede ser utiJizado para
analizar los esfuerzos en ensambles soldados complejos. De otro lado, no
hay una forma segura de estimar exactamente la distribuci6n de
deformaciones incom patibles.
EI tercer metodo combina los dos primeros. Una simulaci6n analltica es
utilizada para refinar la estimaci6n que es hecha dela distribuci6n de
deformaciones incompatibles.147
5.1.2 Desarrollo de AmiJisis de Esfuerzos Residuales en Ensambles
Soldados. 1.:a simulaci6n analitica fue hecha desde los alios 30. Pero hasta
muy recientemente, la complejidad matematica involucrada ha limitado el
analisis del transiente de esfuerzos termicos a soldaduras muy simples.
Muchas de' las partes estudiadas cubren s610 los' esfuerzos residuales' y /a
distorsi6nque permanece despues de que la soldadura ha sido determinada.
Los resultados'· de estos' estudios son' incluidos en algunos libros y
publicaciones. Durante los arios 50, algunos investigadores Japoneses,
incluyendo a Kihara, Wotonabe, Masubuchi, Y 8ath, estudiaron los esfuerzos
residuales y la distorsi6n en ensambles practicos utilizando el segundo
metodo descritoanteriormente. EI concepto basico involucrado en este
metodo fuedesarrollado por Masobuchi. Por la utilizaci6ri de este metodo,
fue posible analizar los esfuerzos residuales en ciertas uniones sin utilizar los
computadores modemos. Un desarrollo importante durante este periodo fue
el uso de galgas, con los cuales fue posible determinar experimentalmente la
distribuci6n de esfuerzos residuales en uniones. Estudioscomprensibles de
esfuerzo residua/es fueron tambien hechos por investigadores Rusos.
Muchos de los estudiospasados de los esfuerzos residuales se ocuparon de
ensambles de aceros de bajo carbono hechos utilizando electrodos148
revestidos. S% una, cantidad Iimitada de informaci6n ,ha sido generada en
ensambles en otros-materiales, tales como aceros de alta resistencia, aceros
aleados, aleaciones de aluminio y titanio y otros procesos de soldadura, tales
como. arco sumergido, GMAW. electroescoriay elprocesodebombardeo
electr6nico.
En los arios 70 y desde el desarrollo de los computadores modernos, han
reanudado el inten3s en el mejoramiento del primermetodo. Gran cantidad
de investigaciones corrientemente en mejora de los mecanismos de
soldadura estan dirigidos hacia el desarrollo de programas de computador
que simulen el transiente de esfuerzos termicos y el movimiento del metal.
Es probable que dentro de pocos arios la simulaci6n en computador de
ciertas uniones simples (tales como la fabricaci6n de vigas ensambladas 0
soJdaduras de un pase en uniones a tope) sean un hecho cumplido.
Sin embargo, el metodo de simulaci6n puede no ser la mejor manera de
analizar los esfuerzos residua/es, cuando los ensambles son complejos. La
simulaci6n en computador es descartada en esta situaci6n, ya que grandes
cantidades de tiempo en computador son requeridos para cumplir el paso 3.
Con el fin de extender el analisis a uniones complejas (practicas), nosotros
debemos encontrar la manera de reducir los costos del paso 3.149
EI tercer metodo deberfa ser Util en esto. La tecnica de simulacion en
computador puede ser utilizado ,para mejorar la exactitud cuando las
deformaciones incompatibles en uniones practicos sean estimadas. Tecnicas
experimentales recientemente desarrollados incluyen la tecnica Maire y Laser
holography puede tam bien ser utilizada para verificar fa exactitud del analisis.
Aunque los estudios mas recientes han involucrado en gran parte la
simulacion en computador del transiente de esfuerzos termicos ensoldaduras
que. son relativamente simples, en un futuro proximo es seguro que los
estudios involucraran la simulaci6n en computador de esfuerzos residuales
en ensambles complejos.
<
5.2 ESFUERZOS RESIDUALES DE SOLDADURA Y ESFUERZOS DE,
<,
REACCION. ,
Los esfuerzos residuales producidos durante la fabricaci6n de estructuras
soldadas son de dos tipos:
- Esfuerzos residuales producidos en la soldadura de miembros sin
<
restriccion.
- Esfuerzos de reacci6n que son causados por restricciones externas.150
La Fig.. 5.2 muestra la distribuci6n tipica de· esfuerzos residuales en una
soldadura a tope. Los esfuerzos importantes aun los paralelos a la direcci6n
de lasoldadura, designados ax, y aquellos transversales a la soldadura Qy.
La Fig. 5.2 (b) muestra la distribuci6n de esfuerzos longitudinales residuales 1,
Ii
! ili rI
de tracci6n de alta magnitud son producidos en fa regi6n cercana a la
soldadura, estos disminuyen rapidamente y lIegan a ser de compresi6n
despues de una distancia de algunas veces el ancho del metal sold ado. La
.d istribuci6n de esfuerzos es caracterizada por dos para metros (1) el esfuerzo
maximo en la regi6n soJdada am, y (2) el ancho de la zona de esfuerzos
residuales de tracci6n b. En ensambles hechos en acero de bajo carbono, el
esfuerzo residual maximo,: am, es usualmente tan alto como el esfuerzo de
cedencia del metal sold ado.
De acuerdo a Masubuchi y Martin, la distribuci6n de esfuerzos residuales
longitudinales ax, puede ser aproximada par la siguiente ecuaci6n:
(5.1 )151
,
i "
La distribuci6n de esfuerzos residualestransversales, cry, a 10 largo de la
longitud de la soldadura es mostrada por la curva' 1 en la Fig. 5.2 (c).
Esfuerzos de tracci6n de relativamente baja magnitud son producidos en la
parte media de la uni6n y esfuerzos de compresion en los extremos.
y
+
y
a. Soldadura a tope
y
: I '
y
b. Distribucion del esfuerzo ax a 10 largo del eje YY
C. Distribuci6n del esfuerzo cry a 10 largo del eje XX
FIGURA 5.2 Distribuciones tipicas de los esfuerzos residuales en una
soldadura a tope: i
~ 1
152
Si /a contracci6n lateral es restring ida par una fuerza extema como una serie
de resortes por ejemplo, la distribuci6n de esfuerzos cry, es como 10 muestra
~
fa curva 2 en la Fig. 5.2 (c). Esfuerzos de tracci6n aproximadamente
uniformes a 10 largo de la soldadura son adicionados como esfuerzos de
reacci6n.· Una fuerza extema, sin embargo, tiene pequeiia influencia en /a
distribuci6n de los esfuerzos residuales crx.
La figura 5.3 muestra como aparecen en los esfuerzos de reacci6n durante la
soldadura de multiples pasos en una uni6n 0 tope. La figura 5.3 muestra el
montaje del ensayo. Las platinas ensayadas fueron de 20 mm de espesor
(3/4") Y fueron soldadas con electrodos E6016 de 4 y 5 mm (5/32 y 3116") de
diametro.
Experimentos fueron realizados utilizando distintas cantidades de abertura de
raiz. Las fuerzas de reacci6n y esfuerzos de reacci6n aparecen en el metal
. . .
base. Los esfuerzos' de reacci6n aumentan cuando mas soldaduras son
hechas. Cuando mas pases de soldadura son hechos, y el area de la secci6n
transversal aumenta, los esfuerzos de reacci6n en la secci6n transversal de
la soldadura no aumentan tanto como los esfuerzos de reacci6n en et metal
base.153
I,-.Ind.i ca~or
, '. ,:.-~ ~ de caratula
===L~I =~:::;,;. ~d~dU~~
SOldadur-=a=/=;I¢:,:=' ===. j;:"=s=' ..-:.
.
I I
~ y
a)Arreglo del
ensayo
I
1
-
0
j
.L.
I
~60:""
~~
2
b. Probeta
, .
'FIGURA 5.3 Preparacion de /a prueba usada para estudiar los esfuerzos de
reacci6n
5.3 ANAuSIS DE ESFUERZOS RESIDUALES ENSOLDADURAS A
TOPE RESTRINGIDOS
Hihora et al hicieron un estudio analitico y empirico de esfuerzos residuales
en soldaduras 0 tope restringidos.
5.3.1 . Deformaciones eh~sticas y phisticas en areas cercanas a la
soldadura. Como fue citado anterionnente, los esfuerzos residuales son el154
resultado de deformaciones incompatibles producidas en regiones cercanas a
18 soldadura. Utilizando el indicador de deformaci6n Gunnert. mostrado en la
Figura 3.2, Masubuchi investig6 la distribuci6n de deformaciones elasticas y
plasticas en areas cercanas a la soldadura. La probeta fue un ensamble en
bisel, en acero al carbono rver Fig. 5.4 (a». Un bisel en doble V de 258 mm
de longitud fue maquinado en una platina de 19x800x1200 mm (3/4x31x47
pig) y fue soJdada utilizando electrodos revestidos. La Fig. 5.4 (a) indica la
ubicaci6n de los puntos de medida de deformaci6n. En cada uno de los
. puntos de medici6n, depresiones para la· medida de la deformaci6n se
prepararon y se midieron las distancias entre las depresiones.
Despues de que la probeta fue soldada, las distancias entre los agujeros
fueron nuevamente medidos y las deformaciones producidas por la
soJdadura pueden ser elasticas· y plasticas, particularmente en areas
cercanas a la soldadura, la parte elastica de la deformaci6n fue tambien
medida por e/ metodo de relalaci6n, utilizando el taladro Gunnert. Y fueron
determinados los esfuerzos residua/es.
Las deformaciones fueron medidas en las siguientes tres direcciones:
-A 10 largo de.la linea: E a, /a Figura 5.4 (b)155
-Transversal a la soldadura fib
- 45° de inclinaci6n con respecto a la linea de soldadura fie 0 Ed
-.~- y
60'
-- +t­ - _Weld ~12
-,- I
~-.... ,... .... ,.;. ...... ... ._ .. .. '1. .. .. ... .. ... - .- .. .. .-- .... .. .. -.. ,. .. .. ­.
> .
.
,\. ,.. :~ : =~:~ -- :~::~=::~ : .. •
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* .
160 ~···f~~·t.~~~: ~ I
L- -!!!r-r-!.:.!.":.;~.-.-04".,1...1. I
I
30L0 - -t' c- 2. 9";.
I .
._.- --}=--255-1 ~
I 4
j. 1200 I
a)Localizacion de punfos de
medicion de Esfuerzos residuales
y
b
Corte con
Sierra.
b)Marcas· calibradas para el m~todo Gunnert
FIGURA 5.4 Probeta biselada utilizada por Masubushi
La Fig. 5.5 muestra la distribuci6n de las deformaciones con el fin de
determinar el tamaiio de la zona p/astica, los valores de los esfuerzos156
cortantes octaedricos fueron calculados deJa medici6n de los valores de E z•
, ,
eb. y e 0 de los resultados son mostrados en la Fig. 5.6 la cuaJ presenta los
c
va/ores de cr datos por las siguientes ecuaciones:
3 .
I =-t oct
J2
]);2
= . " . 3'
[Sx. 5xSy+Sy+.txy (5.2)
Donde:
c/ = E (8x + V8
'to 2 Y ),
1- V
(5.3)
.
'
E= MOdulo de Young
V= Relaci6n de Poisson
••' J157
La ecuaci6n (S.3) muestra que los valores de cr'x Y cry, Y "t'xy indican los
valores aparentes de los componentes, asumiendo que los valores medidos
,
de los componentes de la deformaci6n C;x. &y y yxy son elasticos. Ef valor T oct
es una constante que es· usualmente definida en los esfuerzos cortantes
octoedricos en un campo de esfuerzos planas. De acuerdo a Von Mises, la
condicion de cedencia en un estado de esfuerzo plano puede mostrarse como
sigue:
.fi
r I oct (S.4)
=-(j
... ), ­'·0
o =
I s~-o
Donde crys= esfuerzo de cedencia del material
Por 10 tanto I, una constante que indica el estado de esfuerzos residuales,
puede ser utilizada para determinar si el material es una posicion dada ha
experimentado deformaciones plasticas 0 se ha deformado solo
elasticamente.
Masubuchi ha desarrollado la teoria de que cuando el valor de i es mayor que
el valor de crys la region ha experimentado deformaciones plasticas.153
x,."
• 0
• Sl
• 103
D ISS
• ZQS
-IS
(a) &a' a 10 largo de la direcci6n x (b) Ea' a 10 largo deja direcci6n y
(c) 80 ' a 10 largo de la direcci6n x (d) 80' a 10 largo de la direcci6n y
FIGURA 5.5 Distribucion del cambio de deformacion producido durante la .
soldadura de .Ia probeta biselada
La Figura 5.6 muestra que genera/mente el valor de I es grande en regiones
cercanas a la soldadura, . Las curvas de igual valor de I (curvas igual-I) son
tambien presentadas en la Fig. 5.6 (c). La mitad del ancho de la region
2
plastica que corresponde a la resistencia de cedencia. (21 kg/mm 6 30 ksi)
estuvo alrededor de 55 mm (25/32 pig) Y la penetracion de la region plastica
mas alia del fin de la soldadura alrededor de 50 mm (2 pig).159
,
t--­
______ ______________ ___
oo~----~~---------- ~ ~
,;0'-------­
~--4_----------------
a. Distribuci6n de I a 10 tareo de la direcci6n x
I ' I
I
~~-n*---~-----~------~------+_------4__+
...... ,'· 0 mm ; ,
I I
1"51 t;
60 r--I--H1c---'-,I '~I03 ---..:.:...-------:.------f-------+__+
~f---~~--------~------~------4_------4_~
I
'b !
AUt
I
50 100 1!5? 200 Z50
,/,mm
b. Distribuci6n de t a 10 largo de la direcci6n y
~ \
C. Curvas I iso
FIGURA 5.6 Distribuci6n de I segun es calculada del esfuerzo producido por
la soldadura rver ecuaci6n 5.2)160
Despues de la soldadura, la energia de deformaci6n Iiberada durante el corte
fue medida a 10 largo de los ejes X y Y de la probeta. Se encontr6 que en
regionesalejadas de /a sqldadura el valor de la deformaci6n plastica liberada
fue aproximadame:nte el mismo que et cambio de deformaci6n debido a la
sotdadura indicando que el cambio de deformaci6n fue principal mente
elastico.• En regiones cercanas a la soldadura, sin embargo, los valores de la
deformaci6n elastica liberada fueron mucho menores que aquellos cambios
de deformaci6n causados por la soldadura., .Las !ineas ,punteadas en la Fig.
5.S muestran los va/ores de J ca/cu/ados para la energia elastica liberada.
Estos valores calculados en el metal soldado fueron de aproximadamente 35
kg/mm2 (50 ksi 6 343 MN/m2), puede concluirse que el metal soldado estaba
en condici6n de cedencia.
La Fig. 5.7 muestra la distribuci6n de esfuerzos residuales como sigue:
Fig. 5.7 (a): Distribuci6n de esfuerzos Jongitudinales ax a 10 largo de la linea
central de soJdadura (y=o).
Fig. 5.7 (b): Distribuci6n de ax a 10 largo del eje y (x=O).16]
Fig. 5.7 (c): Distribuci6n de ay a 10 largo de eje x.
Fig. 5.7 (d): Distribuci6n de ay a 10 largo del eje y.
En observaci6n de la distribuci6n de esfuerzos transversales cry a 10 largo de
la linea de soldadura se encontr6 que estaba sometido a tracci6n en /a zona
de soldadura, estando el valor mas alto en e/ centro eon disminuci6n de los
valores al alejarse del centro y hacia los extremos.
EI esfuerzo longitudinal ax es de tracci6n alta en el centro de la soldadura y
disminuye cerca a los extremos. En el metal base, ax es de com presion y se
aproxima a cero mucho mas rapido que cry.
AI observar la distribucion de ax a 10 largo del eje y, de otro lado, /a zona, de
soldadura y su vecindad es primero altamente traeci6n, cambia rapidamente a
compresion, y luego se aproxima gradualmente a cero.
De estas caracteristicas, se puede observar que los esfuerzos longitudinales
son causados principalmente por la contraccion longitudinal del metal
soldado.162
··K
. .
'
>0
,00
....d i --•­ .I, mm
LIq ­ C) :,:.6'''' ... -~-----!"---i---
!
,
~o ,
•a Distribuci6n de cr x a 10 largo de x b Distribuci6n de cr x a 10 largo de y
>0
30
20 '~,
Me '0
.e..
:;:
'-..
.:, .0
8­
\
\..
-'0
-20
c Distribuci6n de cry a 10 largo de x d Distribuci6n decry a 10 largo de y
FIGURA 5.7 Distribuci6n de los esfuerzos residuales163
La distribucion de la contraccion transversal a traves de la soldadura, u, fue
tambien medida eyer Fig. 5.8). La contraccion transversal fue grande en el
centro y disminuyo cerca a ambos extremos de la ranura.
5.3.2 Determinacion Analitica de los Esfuerzos Residuales Con base en
los resultados recogidos de investigaciones previas y la distribuci6n de
esfuerzos mostrada en la Fig. 5.7, Masubuchi desarrollo la teorfa de que los
esfuerzos residuales en una uni6n a tope restringida son causados por:
- La dislocaci6n elastica causada por la contracci6n y transversal, y.
- Las deformaciones incompatibles producidas en la region cercana a la
soldadura causadas por las contracciones longitudinales del metal soldado y
la deformacion plastica producida en el metal base.
Se presenta que el esfuerzo residual transversal a la soldadura (esfuerzos
transversaJes cry) es determinada principalmente per el primer factor, mientras
el esfuerzo residual paralelo a la soldadura (esfuerzos longitudinales, crx) es
determinado por el segundo factor.164
a, rnM
FIGURA 5.8 Contraccion transversal y dislocacion estimada
a
Fue encontrado .en experimentos previos que en una union tope restringida
la contraccion transversal es principalmente elastica excepto ',en un sector
circular, de una probeta soldada con alto grado de restriccion. Despues de
que se completola soldadura,una ranura fue,hecha maquinando a'lo largo de
la linea de soldadura y la recuperacion elastica (0 apertura de la ranura) fue
medida y comparada con la contraccion transversa producida durante la
qe
soldadura. En la probeta tipo ranurada. la recuperacion elastica la
contraccion cuando la ranura fue hecha en el metal soldado fue de alrededor
el 80% del valor de la contraccion transversal. EI valor de la recuperacion165
elastica aumenta hasta 85% del valor de la contraccion transversal cuando la
ranura fue extendida 40 a 60 mm (15/8 a 2318 pig) mas alia del extremo de la
soldadura. La forma de las curvas de la recuperacion elastica de la
contraccion fue completamente similar a la forma de lacurva de contraccion
transversal. Con base en estos resultados experimentales, se decidio dibujar
la curva de dislocacion elastica como el 85% de la curva de contraccion
transversal 01er Fig. 5.8).
Ya que la determinacion de la distribucion de incompatibilidad es muy
complicado, una teo ria aproximada similar a la teoria de la capa limite en
aerodinamica ha sido desarrollada para los esfuerzos residuales causados
per las deformaciones incompatibles producidos en la region cercana a la
soldadura. . La union es dividida en dos regiones: la region plastica y la
circundante region elastica. Se asume que la region plastica ocupa un
de/gado rectangulo de longitud L y ancho 28 (28 «L). La distribucion de
esfuerzos en la region elastica puede ser calculada cuando eJ esfuerzo
cortante to que actua a 10 largo de la frontera de la region plastica y elastica
puede ser determinado. Observando la distribucion de esfuerzos en la region
plastica, las siguientes condiciones simplificadas son utilizadas basados en
las suposiciones de que el ancho de region plastica es muy pequeno
comparado con su longitud y que el cambio de esfuerzos en la direccion x es
mucho mas pequeno que en la direccion y:166
- Los esfuerzos transversales ITy son uniformes en la direccion y.
• La candicion de· equilibrio entre el esfuerzo longitudinal y el esfuerzo
cortante es:
dO'
__x d,,,J' + Tod" = 0 (5.5)
d.x
o
=
a
\)
=
Donde: () x' Valor medio de ax en el ancho de la regi6n plastica.
Cuando fa distribucion de ()x es conocida, /a distribuci6n de To es
determinada, aSI, la distribucion de esfuerzos en la region elastica tambien
puede ser determinada.
EI analisis anterior sugiere que la distribuci6n de esfuerzos residuales en una
junta 0 tapa puede ser calculada cuando la distribuci6n de los siguiente~ es
conocida experimental mente:167
- Contracci6n transversal
- Esfuerzo residual longitudinal en el metal soldado.
v]
La distribuci6n de disloeaci6n [ es deterrninada de la contracci6n
transversal rver Fig. 5.8).
La distribuci6n del esfuerzo cortante to es determinado del esfuerzo residual
longitudinal en el metal soldado, asumiendo que los resultados
experimentales obtenidos en el metal soldado representan los valores de
esfuerzo en la regi6n plastiea. Las distribuciones te6ricas de esfuerzos
residuales son mostrados en la Fig.. 5.7 donde elias son comparadas con los
resultados experimentales. La distribuci6n te6riea de esfuerzo es obtenida
como la suma de dos curvas las cuales corresponden a la influencia de la
contracci6n transversal y la contracci6n longitudinal, respectivamente. Una
buena correlaci6n fue obtenida entre la distribuci6n te6rica de esfuerzos y los
resultado.s experimentales. La Fig. 5.7 tambien muestra que el termino que
.
corresponde a la dislocaci6n juega un papel importante en la determinaci6n
. .
de los. esfuerzos residuales transversales, mientras que el termino que
.
corresponde a la contracci6n longitudinal juega un papel importante en la
,
determinaci6n de los esfuerzos residuales longitudinales.168
5.4 LA DISTRIBUCION DE ESFUERZOS RESIDUALES: ALGUNOS
CASaS TIPlcas.
La secci6n describe la dislribuci6n tipica de esfuerzos residuales en los
siguientes ensambles:
- Soldadura de tapones
-Sectores circulares soldados
- Perfiles soldados y columnas
-Tubos·soldados
Watanabe y Sath e~tudiaron los esfuerzos residLiales en una soldadura de
"tap6n" depositando metal sold ado en una junta de 20 mm de diametro (0,8")
, "'.
que hecho en el centro de una platina circular de acero de bajo carbona de 6
mm de espesor (0,24") y 200 mm (8") de diametro). EI tiempo total de
soldadura fue de 10 seg. Un electrodo de 4 mm (S/32") de diametro fue
utilizado, .y los· cam bios de temperatura que tuvieron lugar durante la
soldadura fueron medidos utilizando termocuplas. Los esfuerzos residuales
fueron medidos utilizando la tecnica de perforaci6n Mesnager - Sachs:
despues de la soldadura un pequeno agujero fue taladrado en el centro de
una probeta; el radio de este agujero fue luego incrementado gradualmente-----------
169
por perforaciones sucesivas y el cambio en el diametro de la probeta medido
por un comprobador 6ptico.
La Fig.5.9 muestra los valores calculados de los esfuerzos termicos durante
la so/dadura: la distribuci6n del esfuerzo radial, O'r, Y el esfuerzo
circunferencial, 0'0, cuando las temperaturas en el centro de la soldadura,
8..=0 son 600, 400 Y O°C (1112°, 770y 32° F). La distribuci6n de esfuerzos en
8r=o=0°C indica los esfuerzos residuales.
La Fig. 5.10 muestra la distribuci6n de esfuerzos residua/es. En la soldara y
en areas adyacentes, los esfuerzos de tracci6n tan altos como el esfuerzo de
cedencia del material fueron producidos en las direcciones radial y tangencial.
En areas alejadas de la soldadura, el esfuerzo radial, Cl'r fueron esfuerzos de
tracci6n y el esfuerzo tangencial, fue de compresi6n. Ambos esfuerzos
Cl'o
disminuyen cuando la distancia a la soldadura , r, aumenta. Las curvas
mostradas en Ja Fig. 5.13 son Ja explicaci6n te6rica de la Fig. 5.10 (Para
8r=o=0°C).170
40
I I
,~ I I I
30
1 i.;
!~(46oocl
,; V .0 ..... ...( 4 p0 .0 (0"C "1
20 . t)
r\
I
1...-"\ V ~(O"CI
.. 10 1\ "' J I....
~
:0 r-.... ~
o(/} . 1\ 'J V
NIO ~ Of 1600 "0
)..j .J I
(!j
::l \ I I
44'20
II ~(6ocr
(J)
t:il. U l-I­
30
o 20 40 60 80 JOO
Distancia, r, mm
FIGURA 5.9 Cam bios de esfuerzos durante la soldadura de taoon
. '), I
40r-:---r-:-...,.....-,..-----,
\.
r
1 1
FIGURA 5.10 Distribucion de los esfuerzos residuales en una soldadura de
tapon. se campa ran los resultados experimentales con las predicciones
te6ricas.171
5.4.2 Sectores Circulares Soldados. Areas 0 sectores soldadas son
utilizados a menudo en trabajos de reparaci6n. La Fig. 5.11 (a) muestra una
platina circular soldada a una gran platina con un agujero circular. Ya que la
contracci6n de la platina interior es restring ida por la platina exterior es
restring ida por la platina exterior, altos esfuerzos residuales son producidos y
a menudo se desarro"an grietas. Los esfuerzos residuales en sectores
soldados han side estudiados por algunos investigadores incluidos Bierelt y
GrOning, Horter et ai, Hihora et aI, y Yoshida et al.
La Fig. 5.11 (b) muestra la distribuci6n tipica de esfuerzos residuales en
sectores circulares soldados. En la figura se ilustra la distribuci6n de
esfuerzo radial, ar y esfuerzo tangencial, 0'0 a 10 largo del diametro. Altos
eSfuerzos residuales de tracci6n existen en el area soldada. EI esfuerzo
tangencial maximo, a\)rn. es mayor que el esfuerzo radial maximo arm. 6 (TOrn >
arm. En la platina interior. ambos O'r Yo'\;) son de tracci6n yaproximadamente
iguales. La distribuci6n de esfuerzos residuales mostrada en la Fig. 5.11 (b)
es ilustrada esquematicamente en la Fig. 5.12. Los eSfuerzos residuales en
• I • '.
un sector soldado son producidos principalmente por dos mecanismos:
» • '-,
- Contracci6n del metal soldado en la direcci6n paralela a la soldadura 0 en la
direcci6n circunferencial (tangencial).172
- Contracti6n del metal soJdado en la direcci6n perpendicular a la soldadura 0
en la direcci6n radial.
Outtt Plat. . Inn.. Platt Outlt Pta!o
a. Sector circular soldado b. Distribucion de esfuerzos residuales
FIGURA 5.11 Esfuerzos residuales en un sector circular soldado
La Fig. 5.12 (a) muestra la distribuci6n tf pica de 0'0 debido a fa contracci6n en
la direcci6n circunferencial. Los esfuerzos como son mostrados en la Fig.
5.12 (b) se producen cuando /a contracci6n de la platina interior es restringida
par la platina exterior. .La distribuci6n de esfuerzos como se muestra en al
Fig. 5.11· (b) son producidos por la combinaci6n de la distribuci6n esfuerzos
como se muestran en las Fi~. 5.12 (a) y (b).r
173
I
,i
I
o
Inner Plale eld Outer Plate Inner Plate Ouler Plate
a. Esfuerzo residual en la direcci6n b. Esfuerzo residual debido a la contracci6n
circunferencial radial
FIGURA 5.12 Esfuerzos residuales producidos en un sector circular soldado
debido a la contracci6n circunferencial y radial
.i
La Fig. 5.13 muestra como el diametro del sector afecta los esfuerzos
residuales. Los experimentos involucrados en la consecuci6n de estos
resultadosfueron hechos en platinasde 9 mm (3/8") y 1.5 mm (5/8") y 20 mm,
(3/4").de espesor.
5.4.3 Perfiles y Columnas Soldadas. Los perfiles y las columnas a
menudo son fabricadas, por .soldadura. Como se indic6 en la secci6n 4.5" es
posible simular el transiente de esfuerzos termicos durante la soldadura y
determinar analiticamente los esfuerzos residuales utilizando un computador.174
20r-~~~--~~~~~~--~~
0...-1
N 1i:l
~ :::l r---:'+I
(J) '010 ,---:----!-->~~..;;,"_d_--+__~
:::l-r-!
ti-4 C/} I
~'l Q)
-'1 ~ 0 40 80 120 200 240 28C
DL3:metro de lamina circular,mm
FIGURA 5.13 Efecto del diametro en los esfuerzos residuales en el metal
soldado
La Fig. 5.14 (a) mU9stra los esfuerzos residuales y la distorsion producida en
una soldadura de un pertil en T.
Altos esfuerzos residuales paralelos al eje son producidos en areas cercanas
a la sOldadura en secCiones alejadas del extremo de la columna. La figura
.
,
muestra la distribucion en la seccion x-x de los esfuerzos residuales paralelos
al eje. Los esfuerzos en el ala son de traccion cerca a la' soldadura y' de
compresion en las partes alejadas de la misma:' Los esfuerzos de traccion
. cerea a la' parte superior del borde del alma son debidos a la distorsion175
longitudinal causada por la contracci6n longitudinal. Tambien se produce
distorsi6n angular ..
X
I
+
CAMBIO
DISTRIB. ESFUERZCS
ANGULAR
SEC. x-x.
a. Viga en T
b. Viaa H c. Viaa cajon
;
FIGURA 5.14 Esfuerzos residua/es Hpicos en perfiles soldados
las Fig. 5.14 (b) Y (c) muestran la distribuci6n tipica de esfuerzos residuales
-en' un 'perfil en H yen un perfil cerrado (viga cajon), respectivamente. E'n la
figura se muestran los esfuerzos residuales paralelos al eje. los esfuerzos
residuales son de traccion en areas cercanas a la soldadura y de compresion
en areas alejados de'/a misma.176
Investigadores en la Universidad de Lehigh han Ilevado a cabo un extenso
estudio de los esfuerzos residuales en perfiles soldados. Los resultados de
su trabajo en grandes perfiles soldados son mostradosen las figuras5.15 y
5.16. La designacion del perfil 15HZ90 se refiere a una viga con perfil en H
con unas alas de 14x12 Y2'plg (356x318 mm) y un alma de 10x 1 Y2 pIg
(250x38mm). Los probetas fueron fabricadas en acero A36. La distribucion
de esfuerzos residuales longitudinales se muestra en Ja Fig. 5.15. La Fig.
5.15 (c) muestra los resultados obtenidos en un perfil fabricado utilizando
soldadurasde filete de 38 mm .. (1 Y2), mientras la Fig. 5.15 (b) muestra los
resultados de 'un perfil fabricado utilizando filetes de 12.5 mm (11116 pig). La
distribucion de esfuerzos residuales es dada en un diagrama iso-esfuerzo,
" .
esto es, Hneas que indican esfuerzos constantes.
5.4.4 Tuberia Soldada. La distribucion de esfuerzos residuales en un tubo
soldado es compleja. En un tubo soldado circunferencialmente, por ejemplo,
la cdntracci6n de la soldadura en fa direcci6n circunferencial induce esfuerzos
circundantes, Q, y momentos f1ectores, M. al tubo como se muestra en la
Fig. 5.17. La distribuci6n de esfuerzos residuales es afectada por 10
sjguiente:
- EI diametro y el espesor de pared del tubo.177
- EI diseno de la junta (a tope cuadrada, en V, en X, etc.), Y
- EI procedimiento de soldadura Y la secu9ncia (soldadura en un solo lado,
soldadura en ambos lados, soldando primero exteriormente, soldadura en
ambos lados soldando primero interiormente).
-40
-40
-20
iii 0
l.::
20
40
60
KS1 .. 60 KSI
: r J:
\.
60 60
Cerca a la
Cerca a la
40 -- Superficie
- Superficie
20 -Alejada de -Alejada de
iii 0 de la su­ la superfi
l.:: perficie.
cie.
-20
-40 -40
FIGURA ?15 Esfuerzos residuales en perfiles sold ados 15H 290178
ISH290IIIMI
(1C51)
FIGURA 5.16 Variaci6n de dos dimensiones de los esfuerzos residuales en la
viga soldada 15H 290
t---~-----~F~-=~}
--------­ ---------­
FIGURA 5.17 Esfuerzos residuales en una tuberia soldada179
5.5 ESFUERZOS RESIDUALES EN ENSAMBLES SOLDADOS EN VARIOS
MATERIALES
Ha sido finnemente establecido que en una soldadura de un acero de bajo
carbono eJ esfuerzo residual maximo en la soJdadura es tan alto como el
esfuerzo de cedencia del material. EI resultado es tambien disponible en
esfuerzos residuales en ensambles soldados hechos en otros materiales.
5.5.1 Discusion General de los Efectos de las Propiedades del
Material. Como fue' descrito en la seccion, 4.6 estudios experimentales y
..
analiticos han sido realizados en el M.I.T. acerca del transiente de esfuerzos
tennicos y el movimiento del metal durante la soJdadura. Varios materiales
han sido estudiados. incluyendo aceros de bajo carbono. aceros de alta
resistencia, aceros inoxidables, aleaciones de aluminio, aleaciones de titanio,
columbio y tantalio. Los resultados experimentales y las predicciones
analfticas tuvieron una estrecha concordancia en todos los materiales
estudiados excepto en el caso de ciertos aceros de alta resistencia y
aleaci6n.
La magnitud y distribuci6n de esfuerzos residuales en. ensambles soldados
. . ' .
resultan afectados por:
- La distribuci6n de temperatura en el ensamble.180
- La expansion termica caracteristica del material.
- Las propiedades mecanicas del material a elevadas temperaturas.
La tabla 5.1 campara algunos de las propiedades tipica del acero, el aluminio,
y titanio.
I
;! I
I' .'
II ,!
Material Acera Atuminia . Titania
Densidad Ib/plg3 0,234 0,1 0,163
Modulo de Young Ex106 psi 30 10 17
Esfuerzo de cedencia x1 03 psi 35-150 30-50 40-150
Esfuerzo/peso x103 123-150 300-500 250-920
Conductividad termica 26,2 130 9
Btulhr/tr/ftrF
Coeficiente de expansi6n 6,8 13 4.7
termica x10-orF
Resistividad eltktrica 1O-~bcm 9,7 2,7 42
Punto de fusion ~F 2800 1220 3040
Punto de' fusion del oxido of Feo 2400 AI~033700
TABLA 5.1 Comparacion de ~lgunas propiedades del acero, aluminio y.titanio
La Fig. 5.18 muestra los valores del esfuerzo de cedencia de algunos
materiales a elevada~ temperaturas.lSI
200
ACERO DE ULTRA
RESISTENCIA
F~TA
'
a , ~ .,:~ ', .
!
() DE ALTA I! :- , 1"
-M I 001-­ ALl~INIO ',:
oW :
en .// RESISTENCIA "
II
'di /' 1,
,....; i DE BAJO CARBONO i:
~ ~CERO 'I'
Ii
Q)
/TANTAL~O
..jJ
-M
S COLUMBIO
~
'M - - 1- -~.
H ............... ... i
,
1000 2000 3000 4000 5000
TEMPERATURA, OF
FIGURA 5.18 Esfuerzo de cedencia de algunos materiales estructurales a
temperaturas elevadas
La mejor manera de predecir la distribuci6n'de esfuerzos residuales en un
ensamble soldado hecho en un material dado es a traves de la simulaci6n en
computador. La Fig. 5.19 muestra la distribuci6n de esfuerzos residuales
para aeeros de bajo carbona y aeeros de ultra - alta resistencia (300 000 psi
de limite, elastico). En ambos casos el esfuerzo de tracci6n maximo en el
centro de la soldadura es tan alto como el esfuerzo de cedencia. Las areas
de esfuerzos residuales de tracci6n en aceras de ultra - alta resistencia son
angostas. Esto es principalmente porque solo una angosta zona experimenta182
defonnaci6n plastica durante la soldadura. La maxima deformaci6n mecanica
observada a· 25mm pig de la linea de soldadura disminuye cuando la
resistencia a la' cedencia del acero incrementa.
La Fig.. 5.20 muestra a la distribuci6n de esfuerzos. residuales para el
columbio y el tantalio.
200
180
160 ACEROS
140,
..-. 120
-..-I _(1'y • 200,000 PSI
Ul
~
0
~
.~
fi:j ~(1'y • 35,000 PSI
0
""
0
r.t:J
~ -20
t- ·0 2.0 30 4.0 5.0 60
DISTACIA, "in.
FIGURA 5.19 Distribuci6n te6rica de los esfuerzos residuales longitudinales
en soldaduras de aceros de bajo carbono yalta resistencia
..
Las zonas de esfuerzo residual de tracci6n son amplias. Ya que ambos, el
columbio y el tantalio, tienen un esfuerzo de cedencia relativamente bajo en183
un i~tervalo amplio de temperatura rver Fig. 5.18), el area de deformaci6n
plastica .durante la soldadura es grande. Esta sugiere que los esfuerzos
residuales y, la distorsi6n pueden ser problematicos' cuando se sueldan
materiales refractarios tales como el columbia y el tantalio. Esto ha sido
confirmado por investigadores en el G.C. Marshall Space Flight Center,
NASA; la distorsi6n es un problema cuando se sueldan estos materiales.
40
TANTALIO
30
--- ao
'''; COLtTHBIO
Ul
~
"-' 10
0
N
~ 0
~
::>
ILl
ur lO
~
t 1.0 Z.O 30 40
DISTANCIA, in
\ .
FIGURA 5.20 Distribuciones te6ricas de los esfuerzos residuales
longituqinales en soldaduras en colombia y tantalio
EI esfuerzo residual maximo fue tan alto como eJ esfuerzo de cedencia en
todas las condiciones bajo los cuales fueron hechos estos calculos.184
5.5.2 Acero de alta resistencia. Se ha encontrado que en algunosaceros
de alta resistencia el esfuerzo residual es considerablemente mas bajo que el
esfuerzo de cedencia.
- Resultados experimentales. Masubuchi y Meitin estudiaron los esfuerzos
residuales en uniones a tope de aceros de bajo carbono y acero SAE 4340
templado en aceite y revenido a 260°C (500°F), de 5/8 x 24 x 38 pig. Los
aceros de bajocarbono fueron sold ados con electrodos E6010 y el SAE 4340
fue soldado con electrodos E 15016.· Galgas 'fueron colocadas en ambas
superficies a 10 largo de iJna linea transversal que atraviesa eJ centro de la
soldadura'y a 10 largo de la linea central de la soldadura. Franjas de una
pulgada de ancho fas cuafes contenlan las galgas fueron removidos de la
soldadura utilizando un esmeril, y entonces fueron medidos los cam bios en la
deformaci6n.
La figura 5.21 muestra la distribuci6n de esfuerzos residuales longitudinales a
10 larg~ de 1a linea transversal. Los esfuerzos residuales fueron de tracci6n
cerca a la soldadura y de compresi6n en las regiones alejadas de este. La
figura 5.21 (b) muestra la distribuci6n de esfuerzos residuaJes Jongitudinales a
10 largo de la linea central. , Los esfuerzos fueron iguales a cero en los
extremos de la platina y se incrementa ron gradualmente. Como puede verse185
de la. figura, las probetas fueron 10 suficientemente grandes para permitir la
produccion de una maxima cantidad de esfuerzos enel area central. Las
grandes diferencias en los valores de esfuerzo en las superficies superior e
inferior de los ensambles soldados de acero SAE 4340 indican que estas
fueron doblados en direccion longitudinal. La conclusion importante es que
los esfuerzos residuales en aceros de bajo carbono y SAE 4340 fueron
simi/ares a pesar de la considerable diferencia en la resistencia a la cedencia
de los metales de base y de los aportes utilizados .. La investigacion produjo
los siguientes resultados:
Limite elastico aproximado (PSI)
Metal de base, acero de bajo carbono 35 000 - 40 000
Electrodo E '6010 60000
Metal base, acero 4340 (templado en 224000
aceite y revenido a 5000 F
Electrodo E 15016 150000
Los resultados fueron confirmados en tres ensambles soldados de acero de
bajo carbono y cinco ensambles en acero SAE 4340 que incluyeron
soldaduras a tope y modelos estructurales soldados.
Otros investigadores han tambien reportado que el esfuerzo residual maximo
en esta clase de soldadura es considerablemente mas bajo que el esfuerzo
de cedencia. Basado en los resultados experimentales obtenidos por Kiliara186
et ai, y Yoda et ai, Yurioka ha dibujado una curva (ver figura 5.23) mostrando
la relaci6n entre la resistencia a la cedencia del metal base y el esfuerzo
residual maximo.
eo
SAl:: 4340
~Superficie
, Detras de 12. superficie
",ACERO DULCE
6.Superficie
Detras ~e la superficie
\.
-~l~---7Z-----4~--~6--~-e~--~,o----~~
DISTANCIA, . 'in
FIGURA 5.21 Distribuci6n de los esfuerzos longitudinales a 10 largo de la
linea transversal que pasa por eJ centro de la soldadura
Utilizando la tecnica de difracci6n por rayos X algunos investigadores han
reportado esfuerzos de compresi6n cerca a la soldadura en ciertos aceros de
alta resistencia.187
o
o
o
Ii
o
J
" l.'---_~,._ ....J
Q
o-.. <:l x 4x ' Xx .SSAt 43 p40 ,
~ 4 u e rricie
..., 4" '"~ 0x Fondo
4
H 40 -;--:;'i~---~---- Promedio
U)..:l .
~ -< ACE!\O DULCE t:. ! ACERO DULCE
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'20'-----.'-----8----'2----.6---'''
..,. D:j:STANCIA, in IP.... _'
F1GURA 5.22 Esfuerzos residuales en soldaduras a tope en acero de bajo
carbono SAE 4340 templado en aceite a 500°F188
)It 1(, "oro 1101 tat weld}
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Meta·l Bas.a. Urs:rit
FIGURA 5.23 Esfuerzos residuales de soldadura en varios aeeros de alta .
resistencia
I
------~ ~II
r ____
1... .------48"-----_....;
a) Soldadur:et~ a ·10 largo del bo):6e
\.
~"
"'""'."" """'"""""11­
I, I
29"
Soldadura ,~ Tope
FIGURA 5.24 Probetas usadas por Hwang189
5.6 EFECTO DEL TAMANO DE LA PROBETA EN LOS ESFUERZOS
RESIDUALES
Cuando se miden los esfuerzos residuales en un ensamble sold ado, es
importante que la probeta soldada sea 10 suficientemente grande para
contener esfuerzos residuales tan altos como aquellos que existen en las
estructuras reales.
5.6.1 Efecto de la longitud de la probeta. De Garmo et al· investigo el
efecto de I~· 10ngitiJd· de la soldadura en los· esfuerzos residuales .. en
soldaduras a tope de un;ones sin restricciones hechos en aceros de bajo
carb~'no. Dos series de ensambles fueron preparadasutilizandoel proceso
SAW y el proceso SMAW como se muestra en la figura 5.25. En cada una
de las series, la unica variable fue la longitud del ensamble.
Longitud soldada (pig)
SAW 3,4,5,8,12,18,24,36
SAW 5,7,10,18,48
EI ancho de cada probeta fue suficiente para asegurar que la restriccion
completa pudiera ser aplicado.190
La figura 5.26 (a) y (b) muestran la distribucion de esfuerzos residuales en
ensambles soldados realizados con el proceso SAW y el proceso SMAW.
respectivamente. Se . muestran las distribuciones de los esfuerzos
longitudinales y transversales a 10 largo de la soldadura.
El valor del esfuerzo residual longitudinal debe· ser cero en ambos extremos
de la soldadura mientras altos esfuerzos residuales de traccion existen en la
region central. EI esfuerzo maximo en la region central incrementa con el
aumento de la longitud soldada. . Este efecto es mostrado clara mente en la
figura 5.27 en la cual es graficado el esfuerzo maximo para cada panel vs. la
longitud soldada. La figura indica que soldaduras mayo res de 4.57 mm (18
pig) son necesarias para producir altos esfuerzos de traccion en la direccion
longitudinal. Como se muestra en las figuras 5.26 (a) y (b), en soldaduras
"J .,
mayores de 457 mm los esfuerzos residuales 10ngitudinaJes en la region
central lIegan a ser uniformes.
Los esfuerzos residuales transversales mostrados en la figura 5.40 fueron de
traccion en las areas centrales y de com presion en las areas cercanas a los
extremos de la platina. La longitud de la soldadura tuvo un pequeno efecto
en el esfuerzo maximo en la region central y en las areas cercanas a los
extremos de la platina.191
I
I
111
ElECTI!OIlE: U_.-.)6 1/.';
GIIi_1t fl•• •1D-ZOO
vtIlT,I,(.[, lZ
C1.1I_[NT: 1050 _.
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Il"TAllS: h .... 1.2.3: Back chi.:
.....IK 4.5.6.
FIGURA 5.25 Probetas usadas por DeGarmo et al para el estudio del efecto
de la longitud de soldadura en los esfuerzos residuales
,
,
5.6.2 Efecto del ancho de la probeta. Una manera simple de analizar ,el
efecto del ancho de la probeta en la distribuci6n de esfuerzos es hacerlo a
traves de la simulaci6n por computador. EI efecto del ancho de la probeta es
despreciable. Este es algunas veces el ancho de la zona de esfuerzos
residuales.192
I
...... 1--..
\ j \
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H. ~o
14 \ \ \ \ "I l 0"z H"a 4 0 ,-.~, < '> \I" '­ t::r q! I 1 I l "­
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4 8 12 16 20 24 28 32 36" ~ 0 4 8 12 16 20 24 28 32 36 40 44 48
LONGITUD," in- til H LONGITUD, in
'I.
.
~ ~ ~ \ \ \ \" \ 1~ \ '\ r \ U) r~ .rs 1 00 .. ... J ("' I IA I--i\.. r \- ..... :-.
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1/ \ 1\ I \ \ ~ ~-IO
. \
p::j>¥
\ til U) -20 l !
II ~ ~ -30
U)p::j
(a) SAl'l til E-' b. SMAW
FIGURA 5.26 (a y b) Distribuci6n de los esfuerzos residuales en soldaduras a
tope de diferentes longitudes " . .
5.7 ESFUERZOS RESIDUALES EN ENSAMBLES GRANDES
Cuando un ensamble es hecho utilizando platinas que estifm. por encima de
25 mm de espesor, los esfuerzos residuales en la direcci6n del espesor, oz,
pueden lIegar a ser importantes.193
~
-. ..
~
Z
1
1w
10 20 30 40 50
LONGITUD, in
FIGURA 5.27 Efecto de la longitud de la soldadura en los esfuerzos
residuales longitudinales
La figura 5.28 muestra la distribuci6n a 10 largo de la direcci6n del espesor de
los esfuerzos residuales en el metal soldado de una uni6n 0 topa, de 1 pIg (25
mm) de espesor, (20 x 20 pig (500 x 500 mm) de un acero de bajo carbon~.
En la figura se muestran los esfuerzos longitudinales, ax, los esfuerzos
transversales, cry, y el esfuerzo normal a la superficie de la platina crz. Las
soldaduras fueron' hechas con electrodo revestido, de 0,1 a 0,2 pig de
diametro, la operaci6n de soldadura fue realizada para ambos lados
altemadamente para que la distorsi6n angular pudiera ser minimizada. EI
experimento fue realizado por Gunnert.194
Como se muestra en la figura 5.28 (a) y (b), los esfuerzos longitudinales y
transversales fueron de traccion en areas cercanas a ambas superficies de la
platina. Esfuerzos de compresion en el interior de la soldadura fueron
aparentemente producidos durante las fases superiore inferior. Lafigura
5.28 (c) muestra la distribucion de esfuerzos normal a la superficie de la
platina, Oz. ozdebe ser cero en ambas superficies.
Aunque los esfuerzos residuales fueron de compresion en el caso aquf
mostrado, muchos investigadores creen que Oz en el interior del espesor de
una soldadura puede ser de traccion.
kg/mmz
0'0 0 "0 20 30 40
2
4
6
a
10
•
a. Esfuerzos longitudinales b. Esfuerzos transversales c. Esfuerzos perpendiculares
FIGURA 5.28 DistribuciOn a 10 largo de la direcdon del espesor de los
esfuerzos residuales en el metal soldado a tope195
5.8 EFECTOS DE LA SECUENCIA DE SOLDADURA
Cuando se suelda una gran uni6n a tope 0 reparaci6n, vatios tipos de
secuencias son utilizados con el fin de reducir los esfuerzos residuales y de
distorsi6n. ,Las figuras 5.29 (a), (b), (c), (d), muestran las' secuencias
backstep. black, built-up y cascade. La selecci6n de una adecuada secuencia
de soldadura es un importante problema practico, especiaJmente cuando se
sueldan uniones alta mente restringidos tales como las reparaeiones.
a:::SECUENCIA HACIA ATRl\S
b.SECUENCIA EN BLOQUE
d. SECUENCIA EN CASCAZ:.
FIGURA 5.29 Secuencias de soldadura196
Investigadores ineluyendo a Jonassen et ai, Weckm, Kihara et al y Watanabe
y Sath han estudiado como afecta 1a seeuencia de soldadura a los esfuerzos
residuales.
Kihara et al investigo como la secuencia de soldadura afecta los esflJerzo!;
residuaJe5 v, la C'.ontraccion en soldaduras. Las secuencias de soldadura
fueron clasificadas asf:
-Multipases. EI primer pase se completa a 10 largo de la longitud total (hay
varias maneras de lograr esto ineluyendo recto hacia adelante) entonces la
segunda capa es sold ada, y as! sueesivamente.
- SokJadura en bJoques. Una longitud dada (0 bloque) de la union es
soldada completamente, entonees el· proximobloque es sold ado y as!
sucesivamente.
Este experimento tambiem investigo problemasfundamentaJes como eJ efecto
de la restriccion·de la probeta en los esfuerzos residuales euando el grado de
restriccion es modificado por eJ cambio de la longitud.197
6. RESISTENCIA DE LAS ESTRUCTURAS SOLDADAS:
.FUNDAMENTOS
Este corto capitulo es una introducci6n a los caprtulos posteriores los cua/es
discuten varios temas relacionados con la resistencia de las estructuras
soldadas.
6.1RESISTENCIA DE ESTRUCTURAS "IDEALES" Y'''REALES''
Ademas de las discusiones basicas de resistencia estructura/ y material,
cuando se considera la resistencia de una estructura so/dada, se involucran
algunos .f actores adicionales, de los cuales los mas importantes son los
esfuerzos residuales y la distorsi6n. Un ensamble sold ado, el cual a menudo
contiene algunas clases de defectos~ esta compuesto de tres zonas: el metal
soldado, el metal base afectado termicamente y el metal base no afectado;
cada zona tiene una estructura metalUrgica diferente, y dentro de /a pro pia
zona afectada termicamente, existen subzonas que contienen diferentes
estructuras metaJurgicas.En el am31isis usual de resistencia a la traccion, resistencia a la fatiga.
I,
I.
resistencia al pandeo, etc., de un material, son asumidas· frecuentemente,
,"',
condiciones ideales del material y de la estructura.
EI materiai se designa homogeneo y a menudo se asume isotropico. Este no
tienediscontinuidades, esfuerzos iniciales yesta en una forma perfecta. Las
laminas planas se asumen perfectamente planas ..
No existe nada err6neo con tales idealizaciones a traves de las cuales
nosotros podemos hacer un anal isis basico, simple y utH de algunos de los
: ,
problemas importantes relacionados con los temas integrados. Cuando se
considera el comportamiento en servicio de una estructura soldada, sin
embargo, algunas de estas idealizaciones no son aceptabres. Una estructura
soldada, mas que cualquier otra clasede ensamble, no esta descrita
adecuadamente por simpJificaciones idealizadas, como se muestra en la tabla
6.1.
Los siguientes capftulos seran por 10 tanto un estudio de la resistencia de las
estructuras reales, una desviacion de ros estudios usuaJes de resistencia de
materiales los cuales solo se ocupan de las estructuras ideales. Ya que
existen muchos Jibros acerca de la resistencia de los materi~les, incluyendo el199
anaJisis de la fractura fragil, fatiga, pandeo, stress corrosion cracking, en este
trabajo se hace enfasis en los topicos que son unicos para las estructuras
soldadas, y se discute profundamente los efectos de los esfuerzos residuales,
la distorsion y los defectos de soldadura.
Estructura Ideal Estructura soldada real
Homogenea Compuesta de diferentes zonas,
incluyendo metal soldado, HAZ, y
metal base
Sin discontinuidades Contiene varios tipos de defectos,
. incluyendo grietas, poros, etc.
Sin esfuerzos iniciales Contiene esfuerzos iniciales
En una forma perfecta Presenta distorsion
TABLA 6.1 Estructuras soldadas ideal Vs. real
Los. principios basicos presentados pueden ser apJicados a otros tipos de
, , , , (
estructura, incluyendo las fundidas 0 forjadas.
6.2 . CAMBIOS EN LOS ESFUERZOS RESIDUALES EN
SOLDADURAS SOMETJDOS A CARGAS DE TENSION
La figura 6.1 muestra un caso simple de una soldadura longitudinal a tope
bajo carga uniforme de tracci6n. Wilson y. Hao han hecho un detaIJado
estudio de esta clase de cam bios de esfuerzos en la soldadura ·de aceros.200
CT
1ttft tt1ft
_ 3
-------­ ------­
DISTANCIA DES DE
EL CENTRO DE LA
SOLDADURA:
!It!! !ttt!
FIGURA 6.1 Distribucion esquematica de los esfuerzos en una soJdadura a
tope cuando se aplican cargas uniformes de tension y los esfuerzos
residuafes·cuando las cargas son Jiberadas
La curva 0 muestra la distribucion lateral de los esfuerzos residuales
longitudinales tal como quedan fuego de la soldadura. Esfuerzos altos de
traccion, existen en regiones cercanas a la soldadura, mientras que esfuerzos
de compresion existen en regiones aJejadas de Ja misma.UNIVERSIOAO NACIONAt D~ CCtOM~r;\
.Jjt&~,t~~
~"""¥t(~ Sedc Med~Jljn
i:1.Q!:::.-,.~
~I,:~J('~~ 201
~~~~::i~'~~
DEPARTAMENTO DE BIBLIOTECAS
Biblioteca focultod de Minos
La curva 1 muestra la distribuci6n de esfuerzos cuando un esfuerzo de
tracci6n uniforme .. cr = cr1 es aplicado. EI esfuerzo de cedencia es alcanzado
cerca de la soldadura, y la mayoria del incremento del esfuerzo ocurre en
areas alejadas de la misma. La curva 2muestra la distdbuci6n de esfuerzos
cuando el esfuerzo de tracci6n aplicado es incrementado a 0'2. A medida que
el esfuerzo aplicado es incrementado, la distribuci6n de esfuerzos a traves de
la soldadura se uniformiza, esto es, el efecto de los esfuerzos residuales de
soldadura en' la distribuci6n de esfuerzos disminuye. Cuando el nivel del
esfuerzo apJicado alcanza cierto punto, la cedencia toma lugar a traves de la
secci6n transversal completa. La distribuci6n de esfuerzos en este punto de
cedencia general es mostrado por la curva 3. Mas alia de este punto, el
efecto de los esfuerzos residuales en la distribuci6n de esfuerzos
desaparece.
La curva " muestra el esfuerzo residual que permanece cuando el esfuerzo
=
de tracci6nO' 0'1 desaparece. La curva 2' mueslra Ja distribuci6n de
=
esfuerzos residuales que permanecen cuando cr 0'2 deja de actuaL.
La distribuci6n de esfuerzos residuales despues de esta clase de cargas .
ciclicas es mas uniforme que la distribuci6n original (curva 0). Cuando el
nivel de carga incrementa, la dislribuci6n de esfuerzos residuaJes despues del202
cicio lIega a ser mas uniforme, esto es, el efecto de los esfuerzos residuales
de soldadura en la disminuci6n en la distribucion de esfuerzos.
De la, .discusion anterior, nosotros .podemos ahora citar los hechos basicos
<, , • ' ,
concernientes al efecto de los esfuerzos residuales:
I
1,1.
- los esfuerzos residuales afectan sig~ificativamente 5610 aquellos
fen6menos que ocurren con un bajo esfuerzo apHcado, tales como fractura
fragi! y agrietamiento bajo esfuerzo-corrosion.
~ A medida que el nivel de esfuerzo aplicado aumenta, el efecto del esfuerzo
residual disminuye.
~ EI efecto del esfuerzo residual en el comportamiento de una estructura
soldada es insignificante cuando el esfuerzo aplicado ha sido aumentado mas
alia del punta de cedencia.
d. :
- EI esfuerzo residual tiende a disminuir cuandq,la estructura es sometida a
carga repetida.203
6.3 CONCENTRACION LOCAL DEL ESFUERZO CAUSADO POR
DISTORCION FUERA DEL PLANO
La figura 6.2 muestra una soldadura simple a tope bajo carga de tracci6n
, " '.
transversal. Debido a la distorsi6n fuera del plano. 8, la carga de tracci6n
causa un momenta fleetor que produce altos esfuerzos de tracci6n en las
regiones cercanas a los puntos B. Bajo ciertas condiciones, los altos
esfuerzos pueden causar grietas en regiones cercanas a dichos puntos.
FIGURA 6.2 Concentraci6n local de esfuerzos causados por la distorsi6n
fuera de plano
A media que e/ nivel de esfuerzo de tracci6n aplicado, 0', aumenta y la uni6n
es mas tensionada, (; decrece, las concentraciones de esfuerzos en areas
cercanas a los puntos B disminuyen a media que la deformaci6n plastica por
tracci6n ocurre en /a misma.
La distorsi6n fuera de plano puede causar serios problemas si una grieta
, "
aparece cerca a los puntos B y propagarse hacia otras regiones.204
La distorsi6n fuera del plano puede tambiEm afectar la fractura fragil. EI
efecto de la distorsi6n fuera de plano en la resistencia a la fractura lIega a ser
despreciable despues de que la deformaci6n plastica ha ocurrido en areas
cercanas a los puntos B.
6.4 INESTA81L1DAD DE COLUMNAS 8AJO CARGA DE COM PRESION
"
La figura 6.3 muestra columnas bajo cargas de compresi6n. AIJn, si una
columna no tiene distorsi6n inicial, esta lIega a ser inestable cuando la carga
excede un cierto limite, como sa muestra en la figura 6.3 (a). Este fen6meno
es conocido como pandeo. En el caso de una columna con extremos
articulados; el esfuerzo critico O"er, esta expresado por:
(6.1 )
Donde:
=
Per carga crltica
A = Arrea de la secci6n transversal de la columna205
=
E MOdulo de Young
Iz = Momento de inercia dela columna con respectoal eje z
=
Longitud de la columna
kz =. IIA = radio de giro de la columna
Puede verse que para un material dado el valor del esfuerzo critico
dependera de la relaci6n. IIkz• la cual es designada como la relaci6n de
esbeltez.· En la figura 6.4, /a curva 1 representa esquematicamente fa
relaci6n entre' el YIIkz de un material.
(fer
p
A Columna sin distorsi6n inicial B. Columna con distorsion inicial 0. ..
FIGURA 6.3 Pandeo de una columna bajo cargas de compresi6n206
Cuando los valores de la relacion de esbeltez, IIk z, incrementan, el esfuerzo
critico decrece. Ya que el valor del modulo de Young para el aluminio es
cerca de una tercera parte que para el ac~ro, el esfuerzo de pandeo de una
columna de aluminio es solo alrededor de una tercera parte que el de una
columna de acere que tenga la misma relacion de esbeltez.
Cuando la relacion de esbeltez decrece, el esfuerzo de pandeo incrementa.
Sin embargo, cuando el esfuerzo critico se aproxima al esfuerzo de cedencia
del material, los datos experimentales para el acero y el aluminio comienzan a
desviarse de la curva de Euler, 10 cual asume que el material es
perfectamente elastico.
EI analisis delpandeo bajo condiciones plasticas requiere derivaciones
matematicas complejas. Una tecnica comunmente usada es asumir que los
esfuerzos y las deformaciones en la direccion axial de la barra cr± y E±,
respectivamente, estan dados por las siguientes ,ecuaciones:
Intervalo elastico: d cr± = Ed8±,
(52)
=
Intervalo plastico: d cr± E,dct,207
Donde el sufijo ± implica los lados c6ncavos 0 convexos de la columna. E t (E t
::; E) es a menudo "amado el m6dulo tangente en el intervalo plastico. EI
material es lIamado "Perfecto/plastico", si Et = 0
Se han desarrollado teorfas para analizar el esfuerzo ultimo de pandeo de
columnas con pequeiias" relaciones de esbeltez. Los. valores del esfuerzo
ultimo de p~:mdeo relativos. :al esfuerzo de cedencia dependen
primOrdialmente de las propiedades plasticas del material indicado por Et.
EI analisis de ,Ia resistencia al pandeo es complejo que Jo que hasta ahora
1
nuestra discusi6n as! pueda haber implicado; la resistencia al pandeo de una
columna soldada es afectada significativamentey sa hace mucho mas baja
cuando la distorsi6n inicial 0 esfuerzos residuales desfavorables estan
presentes.
6.4.1 Los efectos de la distorsi6n inicial en el pandeo. Ha sido
reconocido que la distorsi6n inicial puede reducir significativamente la
resistencia al pandeo., La figura6.4, del libra de Timoshenko, muestra en
terminos.~enerales el efecto de la distorsi6n inicial en la resistencia al pandeo
2
de una columna de acera con una resistencia a /a cedencia de 25,2 kg/mm 6
2
248 MN/m . (36000 PSI). Son mostrados aqui los valores de crcr para tres208
diferentes valores de la relaci6n &/1. dondeo es la cantidad de distorsi6n
o
j'nicial Como se muestra en la figura 6.3 (b).
c:
..-,.:. 241---+­
~ 20 I---+--+­
.D
g 16r--+_~__~-+_4-~~~_4-_~~VALORES DE
Q RELACION DE
c
ESBELTEZ
~12
4r--+-~-r--+--~-~-+-~-~~
__ __ __L--J
O~~~~--~-L ~_L-~ ~
o
20 40 60 80 100 120 140 160 180 200
FIGURA 6.4 Efecto de la distorsi6n inicial, 8 0 • ~n los esfuerzos de pandeo,
O'cr, de una columna abisagrada bajo carga de com presion
Analisis mas detallados del efecto de la distorsi6n inicial con enfasis en el
pandeo en ef interValo plastico han sida ronduCidas par Shanley, Beedle,
y
Osgood Yamamoto.209
6.4.2 Los efectos de los esfuerzos residuales en el pandeo. Como se
muestra en la figura 6.5, esfuerzos residuales de compresion en la direccion
paralela a la linea de soldadura existen en las regiones del metal base
alejados de la misma. Las figuras 6.5 (a) y (b) muestran distribuciones tfpicas
de esfuerzos residuales en una viga en H soldada y una viga cajon,
respectivamente. Estos esfuerzos residuales de com presion reducen, bajo
ciertas condiciones, la resistencia al pandeo de vigas y columnas soldadas.
Secci6n H , Secci6n en caj6n
>
FIGURA 6.5 Distribuciones tipicas'de los esfuerzos longitudinales residuafes
en una viga en H y una viga cajon fabricadas par medio de soldadura
J ' • •
La figura 6.6 muestra el diagrama carga-deflexion de una columna en H
soldada bajo cargo de compresion. Para simplificar el analisis se asume que
.'
' . .
el material' es completamente pJastico. si fa columna no tiene esfuerzos
residuales, la relacion carga deflexion serra como es mostrado por OASC.
8210
Sin embargo, la relacion carga-defJexion de una columna soldada la cual tiene
esfuerzos residuales es como se muestra en 0123C. Este fenomeno es
explicado por las figuras 6.7 (a), (b) y (c), las cuales muestran distribuciones
simplificadas de esfuerzo con la plancha del ala.
I
PERFECTO
, EI.ASTO ­ pl.ASTle '::,
~
A B C
u 1 - -­ - -r--::::>--'!----..-------­
3 '
I. 2 un::
i_
Up ...:-­ ____
123
I I I
0--------------------­
FIGURA 6.6 Efecto de los esfuerzos residuales en el diagrama de carga­
deflexion de una viga en H soldada bajo carga de compresion
La figura 6.7 (a) muestra Ja distribucion de los esfuerzos residuales. Si una
deformacion uniforme r. es aplicada. la deformacion total es como se muestra
en la figura 6.7 (b). Si Jas deformaciones en areas cercanas a los extremos
exteriores exceden ellimite elastico causando deformacion plasticaen estas
areas, la distribucion de esfuerzos es como se muestra en la figura 6.9 (c).
Esto es ilustrado en el caso 1 de la figLira 6.6. La deformacion plastica
(mostrada en negro) ocurre en los extremos exteriores del ala. La carga bajo
esa condicion corresponde 'al area sombreada en la figura 6.1 (c), la c'ual es211
ligeramente menor que la carga requerida para producir la misma
deformaci6n en una columna sin esfuerzo residual. Esta condici6n es
mostrada por el punto 1 en la figura 6.6.
~'~
.
[llJY ..... ~~rc
a)ESFUERZO RESIDUAL
b)DEFORMACION TOTAL
c) ESFORZADO
.
,
FIGURA 6.7 Distribuci6n de las deformaciones y los esfuerzos en el ala de
una viga en. H bajo .cargas de compresi6n
A media que la carga es incrementada, la zona plastica se extiende como sa
muestra en negro en los casos 2 y 3, respectivamente. Cuando la carga es212
incrementada mas alia del punto 3, los efedos de los esfuerzos residuales
desaparecen y la seccion transversal es esforzada uniformemente hacia el
punto de cedencia.
Todo esto sirve para ilustrar como los esfuerzos residuales disminuyen el
limite elastica de una columnacompuesta. Aun cuando la columna es
fabricada can un material. que es perfectamente plastico. la columna
compuesta contiene esfuerzos residuales que sa comportan inelasticamente
bajo la carga excediendo O'p. La can tid ad de O'p puede ser deterrninada como
sigue:
6.3
Donde: .
<Jys = esfuerzo de cedencia
=
arc esfuerzo residual de compresion maximo. como se muestra en la
figura 6.7 (a)213
7. TENACIDAD A LA FRACTURA
Existen numerosas publicaciones acerca de la fractura fragil y la tenacidad a
la fractura de varios materiales de ingenieria, este capitulo cubre unicamente
los temas relacionados con la fractura fragil en estructuras soldadas.
Muchas de las discusiones presentadas en este capitulo vienen de la obra
"Materials for Ocean Engineering" por Masubuchi M.I.T. Press, 1970.
7.1 .CONCEPTOS ELEMENTALES DE FRACTURA
Fractura esla,separacion de un cuerpo en dos omas partes. La naturaleza
de la Jractura difiere de acuerdo con el material invol~crado, la naturaleza del
esfuerzo aplicado, las caracterfsticas geometricas de la pieza y las
condiciones de temp~ratLJra,. y la rata de deform§lcion.
7.1.1 ,Fr~cturas Transgranular e Intergranular, Las fracturas en los
materiales policristalinos pueden ser clasificadas en dos tipos, transgranular
e intergranular, dependiendo de latrayectoria de la grieta. La fractura
transgranular atraviesa el grana de un agregado policristalino, como se
muestra en la figura7.1 (a); En la fractura intergranular, la separacion toma
lugar entre los Ifmites de grana 0 a 10 largo del limite de grano, como se
muestra en la Figura 7.1 (b).214
o. TRANSGRANJLAR
b. INTERGRANULAR
FIGURA 7.1 Fracturas transgranular e intergranular
La separaci6n del limite de grano es caracteristica del comportamiento de
materiales a elevadas temperaturas. Fracturas por creep. las cuales ocurren
bajo cargas prolongadas a elevadas temperaturas, ocurren, al menos
inicialmente, a 10 largo de los Iimites de grano. La fisuracion en caliente
intergranular ocurre en el metal soldado durante la.solidificacion y en el metal
base afectado termicamente cerca a la zona de fusion don de una incipiente
fundicion ocurre a 10 largo de los Ifmites de grano. Las grietas
intergranulares tam bien ocurren en el acero a temperatura ambiente bajo la
accion simultanea de esfuerzos y ciertos ambientes. Este fenomeno es
lIamado agrietamiento bajo esfuerzo - corrosion (Stress Corrosion Cracking).215
Otras fracturas, las cuales incluyen fracturas fragiles y ductiles y fracturas
per fatiga sen transgranulares:
7.1.2 Fracturas por clivage y cizalladura. La naturaleza cristalografica
de estas fracturas, ambas transgranulares, puede ser mejor descrita con
base en la estructura cristalina del hierro. La figura 7.2 muestra la celda
unitaria cubica de cuerpo centrad a (BCC). EI deslizamiento, a flujo plastico,
toma lugar per cizalladura de ciertos· planas· crista lograficos sabre cualquier
etro plano. ·La traslaci6n par deslizamiento siempre ocurre en la direcci6n
que posee la minima distancia interat6mica y usualmente en los planas que
tienen la mayor densidad at6mica.
..
, , z
y
x x
P~ano de P~~no de
vaJe
(110) Des 1 izamiento (OIO'Cli
" - _. I
FIGURA 7.2 Celda unitaria cubica de cuerpo centrado del hierro mostrando
los planas diagonales y el plano de clivaje216
Los tres pianos de deslizamiento conocidos en el hierro (todos con una
direcci6n de deslizamiento comun) son las diagonales del cubo (ver plano
(110) en la figura 7;2 (a». Las fracturas por cizalladura son promovidas por
la acci6n de los esfuerzos cortantes, en cierto modo es 10 mismo que cuando
la mitad ,de una baraja de cartas se desliza sobre la otra mitad, separando la
baraja en dos partes.
La forma clivaje de la fractura, par otra parte, es causada por esfuerzos de
. . .
tracci6n normales y esta tipificada por la fractura de mica cuando las platinas
~on separadas. Este tipoocurreen el hierro en un conjunto diferente de
planas crista log raficos, de los cuales el plano (010) se muestra en la figura
7.2 (b).
La tabla 7.1 muestralos planas de clivaje y de cizalladura, de varias
estructuras y materiales. Las tres estructuras cristalinas mas comunes en
los metales y en las aleaciones son:
Cubica de cuerpo centrado (BCC)
, .
Cubica de cara centrada (FCC)
Hexagonal compacta (HCP)217
Todos los metales excepto aquellos con estructura FCC tienen pianos de
clivaje; por 10 tanto. ellos exhiben una transicion ductil a fragil. Las
aleaciones de aluminio y los aceros inoxidables· austeniticos son
ordinariamente dos metales que no se fractlJran con clivage. Estos metales
son comunmente IJtilizados para aplicaciones criogenicas.
Estructura Ejemplo Plano de clivaje Pianos
I
cristalina primarios de I .
.' .
corte
Lit Nt K, Fe, muchos ~ 100~ ~112~,~110r
BCC aceros, V, Cr, Mn,
Cb, Mo, W, Ta, Ti
Cu, Ag, Au, AI, Ni, Ninguno ~111r
FCC bronce, acerosinoxi­ .
dables serie 300
;
HCP Be, Mg, Zn, Sn, Ti ~0001~ ~ 1122r, ~1010r,
(Ct.), U, Cd, grafito ~0001 ~.
Diamante Diamante, Si, Ge ~ 111 r ~ 111 r
Sales NaCI, LiF, MgO, AgCI ~100~ ~ 110r
Mezcla' . de ZnS,BeO ~110r ~111~
zinc
Fluorita CaFz, UOz, ThOz ~ 111 r ~ 100 r, ~ 110r
TABLA 7.1 Pianos de clivaje y corte para varias estructuras y
materiales~18
• Apariencia macrosc6pica de la fractura. Los dos tipos basicos de
separacion producen fracturas que difteren radicalmente en su apariencia
macrosc6pica. Ocasionalmente partes distintas de una misma probeta fallan
de diferentes formas, resultando en una fractura con apariencia mixta.
La parte que falla por cizalladura aparece gris y sedosa, mientras que la que
falla por desgarramiento aparece brillante y granular.
• Observaciones microsc6picas de la superficie fracturada. EI clivaje y
la cizalladura producen superficies fracturadas las cuales son diferentes bajo
el microscopio electronico. La figura 7.3 corresponde a una superficie
fracturada por clivaje de un acero de bajo carbono, roto por impacto a 78°K.
Una superficie fracturada por clivaje esta caracterizada por 10 que es lIamado
"river pattern". Se cree que esto es causado por una fractura par clivaje
transgranular que se propaga en mas de un nivel.
La ftgura 7.4 muestra la superficie de una fractura par cizalladura en un
acero 4340. Las "cavidades equiaxiales" en la superficie fracturada son
caracterfsticas dela fractura por cizalladura.219
FIGURA 7.3 Superficie fracturada p~r clivaje de un acero de bajo carbono.
roto' p~r impacto a 78DK. ABC es un limite de grano, BO es una "river
pattern" tfpica. Las f1echas alargadas indican la.direccion de propagacion de
fisuras locales y las f1echas encerradas, el paso de clivaje.220
FIGURA 7.4 Superficie de una fractura por cizalladura en una probeta de
acero
7.1.3 Comparaci6n entre los distintos tipos de fracturas. Por medio
de la discusi6n anterior se expresa 10 basico que se debe tener en cuenta en
la soluci6n de problemas practicos, es necesario enfatizar que cuando una
fractura ocurre, una de las primeras cosas que debe hacerse es determinar
su causa y origen.221
En esta discus ion se enfatizara' en: fracturas ductiles. fracturasfragiles y
fracturas por fatiga.
Las fracturas ductiles. fragiles y por fatiga, son transgranulares, mientras que
lafractura bajo esfuerzo-corrosion fracturas por creep y desgarramiento en
caliente son intergranulares. Asi, se puede concluir que las fracturas
intergranulares ocurren solo a elevadas ,temperaturas o,'en el caso de
agrietamiento bajo esfuerzo-corrosion, en presencia de ambientes severos.
Bajo un'microsc6pico electronico, las fracturas ductiles exhiben las
cavidadescaracteristicas (figura 7.4), las fracturas fragiles las caracteristicas
marcas de rro (figura 7.3) y las fracturas por fatiga las estrras caracterrsticas.
7.2 FRACTURA FRAGIL DE ESTRUCTURAS SOLDADAS
La fractura fragi! del acero estructural ha inquietado a los ingenieros desde
aproximadamente' 1850, cuando los primeros aceros lIegaron a estar
disponibles en' cantidades 10 suficientemente grandes como para uso
estruetural. La fractura fragil no ocurre solamente en las construcciones
soldadas, se presenta tambien en las construcciones remachadas .
.
,222
Sin embargo, es mas probable que ocurran serias fallas en las estructuras
soldadas que en las remachadas, porque:
- Una estructura soldada no posee uniones remachadas las cuales pueden
interrumpir el avance de una grieta fragil.
- Las' soldaduras. pueden \t ener varios·' defectos incluyendo grietas,
inclusiones de escoria, etc.
- Los altos esfuerzos residuales de traccion en acerosal carbona y en
aceros de baja aleacion, alta resistencia puedencausar fallas fragiles
catastr6ficas.
EI libro de Parker, titulado "Comportamiento .F ragil de Estructuras
Ingenieriles", cita numerosas fracturas fragiles que han .ocurrido en varias
estructuras incluyendo barcos, puentes; tanques de almacenamiento,
tuberias, etc. Las fallas mas ampliamente conocidas son las de los barcos
cargueros y petroleros construidos en USA durante la segunda guerra
mundial.
7.2.1. Fracturas fragiles de barcos soldados. Para cubrir la urgente
demanda de un gran numero de barcos necesarios para ,a guerra, los223
Estados Unidos ingresaron par primera vez.en la historiaen la produccion a
gran escala de barcos soldados. En esta epoca, la tecnica de soldadura de
laminas estaba bien establecida, pero no se conoda suficiente acerca del
diseno y la fabricacion· de grandesestructuras soldadas y muy poco acerca
de sus fracturas caracteristicas.
Las fallasen los barcos comenzaran a ocurriren e[ invierno de 1942-43. La
figura 7.7 (a) es una fotografia del petrolera T-2, Schenectody, el cual se
fracturo el 17 de enero de 1943 en Portland, Oregon. La fallaocurrio sin
aviso. ,EI mar estaba tranquilo, .e l agua templada" el esfuerzo' total en
cubierta fue solamente de 7,0 Kg/mm2 0 68,3 MN/m2 (9 900 PSI).
La fractura se extendio a traves de la cubierta justo en la papa del puente y
cerca .d el medio del buque.. EI rompimiento se· extendio hacia abajo en
ambos Jados y radeando el pantoque, pera no a traves del blindaje del fondo.
La fractura atraveso todas las vigas y el. blindaje, y as! casi la totalidad del
barco. '
En abril de 1943 la secreta ria de la Marina establecio el Consejo para
Investigar el Diseno y el Metodo de Construccion de Naves Mercantes de
Acero Soldadas. Este Consejo publico un reporte muy claro en 1946.224
Aproximadamente 5000 barcos mercantes seconstruyeron en USA durante
la segunda guerra mundial. antes de abril de 1946, alrededor de1 000 barcos
experimentaron un total aproximado de 1300 fallas estructurales de varias
magnitudes. La mayoria de los barcos no ten ian mas de 3· arios.
Serias fallas tales como la fractura completa de la cubierta y del blindaje del
fondo ocurrieron en cerca de 250 barcos. Estos numeros no incluyen los
resultados de los darios de la guerra 0 de causas extemas tales como
encallamiento 0 colisi6n. . Alrededor de 20 barcos sa partieron en dos 0
tuvieron que ser abandonados debido a otras clases de fallas estructurales
masivas.' 'Los detalles relacionados con estasfallas,son presentados en
muchos reportes y librosdisponibles.
Seconcluy6 de estos estudios que las fracturas fueron el resultado de un
comportamiento "fragil del acero y de la presencia de entaJlas en la
estructura, entallas geometricas 0 defectos en las soldaduras. Los factores
de seguridadconvencionales basados en la resistencia ultima del acero
medida tal como se hada usualmente, no tertian en cuenta este tipo de falla.
Recomendaciones hechas como resultado de estas investigaciones se
dirigieron hacia la minimizaci6n de todos los efectos de las entallas y hacia el
mejoramiento de la tenacidad del acero. En 1948 la Oficina Americana de225
Especificaciones para Barcos incluyo requerimientos de· tenacidad a los
aceros para, e,1 casco, especificando varios grados y procedimientos de
fabricacion de aceros. AI mismo. tiempo las tecnicas de soldadura y las
normas para minimizar los defectos en las mismas fueron incrementadas.
Como resultado, de estas mejoras en el diseno, materiales y fabricacion, el
nLIIl'1erO y la, extension de fracturas fragiles que ocurrieron en barcos
soldados 0 parcial mente soldados en' la, post-guerra disminuy6
dramaticamente,aunque no desaparecieron completamente.
'Ii:.
,:1.:',
Efltre ,1951 Y 1953 dos barcos cargueros y. petroleros soldados, , iIiii'.·, '
i,.
f
relativamente nuevos, se partieron en dos. En el inviemo de 1954 un
petrolero con una armaz6n soldada longitudinal mente, en elcual se mejoro
el diseno, la calidad, de la soldadura y el acero utilizado, se rompio tam bien
en dos.
En enero de 1972 el gran barco remolcador integrado M.V. Martha R. Ingram
se parti6 en dos y se hundi6 en el pu~rto Jefferson Harbor, Long Island, New
York. EI barco de 189 m, (620 pies), habia cruzado, saliendo sin dano, dos
huracanes y cuando ocurriola fractura tenia solamente 9 meses.226
7.2.2 Fracturas fragiles en otras estructuras~ Las fracturas fragilesen
grandes estructuras hechas en acero estructural de medio carbono no· son
poco comunes. Shank condujo un eXtenso examen de fracturasfragiles en
estructuras diferentes a los barcos. ;Su reporte, "A critical survey·· of brittle
failure in carbon~steel structures other than ships", Welding Research
Couneil Bulletin, No. 17; publicadoen 1954, cubre 64 fallas estructurales en
estructuras remachadas y soldadas: incluyendo tanques, puentes.
recipientes a presion, excavadoras, Iineas de transmision de gas; chimeneas
y tuberias de presion.
En octubre de 1886 ocurrio una falla durante las pruebas hidrostaticas de un
deposito regulador remachado de 76 m (250 pies) de alto en Long Island,
New York. Una grieta vertical alrededorde 6 m (20 pies) de longitud
aparecio en el fondo y latorre inmediatamente se desplomo. .En enero de
1919 un tanquede melaza remachado en Boston, Massachusetts, se
fractur~, mato 20 personas y lesiono otras 40.
En marzo de 1938 el puente en celosia Vierendeel sobre el Canal Albert en
Hasselt, Belgica, una estructura soldada, con solo un ano, se partio en tres
partes y cayo en el canal.227
En enero de 1940 otros dos puentes soldados sobre el canal Albert sufrieron
danos estructurales aunque ellos no se desplomaron.En enero de 1951 el
puente Duplessis en Quebec, Canada, subitamente' se desplomo y cayo al
rio.. EI puente del Rey en Melbourne se fracturo en julio (inviemo en
Australia) de 1962 cuando solo tenia un ano. Un tramo se desplomo como
resultado de grietas que se desarrollaron en una viga soldada, fabricada en
un acerogrado 85968 (alta resistencia). Han ocurrido tambien. fallas en
tanques de almacenamiento, recipientes a presion y Iineas de conduccionde
gas natural a traves del· continente. Muchas' de' estas fallas ocurrieron
durante ensayos de presion y a menudo fueron'debidas a soldaduras
defectuosas.
Han ocurrido fallas en partes de barcos militares, aviones y cohetes en
aceros de alta resistencia. En abril de 1965 fallo'la carcazadel motor de un
cohete de diametro 6,6 m (260 pulgadas)..
2
La presion en el momento de falla fue de 38 kg/m (542 psi), solo al rededor
del 56% de la presion de prueba. La carcaza del motor fue construida en un
acero Maraging' grado 250, unido en su mayoria por soldadura con el
proceso de arco sumergido.228
Durante una investigaci6n de la falla, fue descubierto un defecto que no
habia sido detectado por los tecnicos de ensayos no destructivos antes del
envejecimiento. Los ensayos no destructivos no fueron lIevados a cabo
entre el envejecimiento y la prueba hidrostcfltica. EI defecto fue el causante
de la falla y fue en la zona afectada termicamente de una· soldadura
longitudinal por arco sumergido en la secci6n cillndrica de la carcaza del
motor. EI area donde el defecto fue localizado habia sido reparada por
soldadura manual Gas Tungsten Arc (GTA). EI defecto estaba debajo de la
pared del recipiente yorientado longitudinal mente. Era aproximadamente de
36 mm (1, 4 pulgadas) de longitud y 2,5 mm. (0, 10pulgadas) de ancho.
Otros.cuatro defectos de tamano significativo fueron tambien descubiertos,
los cuales fueron localizadosbajo reparaciones con soldadura GTAW.
Uno de estos defectos ocurri6 en la misma soldadura longitudinal, como el
defecto que caus6 la fall a en la carcaza del motor y fue un origen secundario
de la fractura. Los otros defectos se descubrieron durante una reinspecci6n
de todas las soldaduras por tecnicos de ensayos no-destructivos despues de
la rotura.
La figura 7.5 muestra en detalle las vecindades a los origenes primarios y
seclJndarios. EI bosquejo muestra las formas y dimensiones de los dos
origenes.229
7.2.3 Caracteristicas de las fracturas fragiles. Las fracturas fragiles en
estructuras soldadas de varios tipos tienen las siguientes caracteristicas:
- Apariencia de la fractura. La superficie de una fractura tragi! es un plano
que es aproximadamente perpendicular a la superficie de la platina y es
granular en apariencia. EI espesor cerca a la superficie fracturada se reduce
.muy poco, ordinariamente menos del 3%.
EI mismo material no resulta ser fragi! cuando ensayos de traccion son
conducidos en probetas comunes (redondas 0 platinas planas sin entallas).
Las platinas· de acero generalmente se fracturan p~r cizalladura solo
despues de que una considerable cantidad de deformacion plastica ha
tornado lugar.
. La superficie de una fractura fragi! ordinariamente contiene marcas
"chevron", cuyos puntos atras del origen del defecto son los responsables de
..
la iniciacion de la fractura. En la investigacion de unafalla real, las marcas
"chevron" proporcionan una informacion importante ace rca del inicio de la
falla y desu pr~pagacion.230
I
!
W8/3
0.10
o 1
i
Escala. rt
FIGURA 7.5 detalle las vecindades a los origenes primariosy secundarios.
EI bosqu'ejo muestra las formas y dimensiones de los dos origenes.
La ilustraci6n a la derecha en la figura7~6 muestra .una secci6n transversal
de una placa cerca a la superficie de la .fractura ..Una considerable cantidad
de deformaci6n usual mente toma lugar en areas cercanas a la superficie de
la placa yson designadas labios de cizalladura.231
FIGURA 7.6 Superficie de una fractura fragil
- Temperatura. La mayoria de las fallas fragilesocurren durante los frios
invi~rri6s. . En et caso de fallas fragiles en los barcos durante la segunda
< •
guerra mundial,' las temperaturas involucradas <fu eron tan altas como 21 DC
(70DF), aunque la probabilidad de tales fallas a esa temperatura es pequena,
de acuerdo con los analisis hechos por Acker.
• Esfuerzos en las fallas. De acuerdo con la estadistica en 10 relacionado
con las fracturas fragiles de los barcos durante <Ia segunda guerra mundial,
mas fal/as oClJrrieron en mares agitados (picados) que en los moderados y
calmados, aunque un numero de fallas ocurrieron cuando el esfuerzo
promedio en la estructura estaba bien por debajo del esfuerzo de cedencia
del <material. EI Scheneectody: un petrolero T-2, se fracturo completamente
2
cuando el esfuerzo calculado en la cubierta fue de solo 7,0 kg/mm 0 68,3MN/m2 (9900 psi). La posibilidad de que ocurra una fractura catastr6fica sin
una cedencia general y con un bajo·esfuerzo promedio, constituye una
caracteristica de la fractura fragil
- Origen de las fallas. De acuerdo con las investigaciones estadfsticas de
las fallas de los barcos americanos durante la segunda guerra mundial. al
rededor del 50% de las fallas se originaron en discontinuidades
estructurales, incluyendo esquinas de escotillas cuadradas, extremos de la
quilla, etc. Alrededor del 40% de las fallas se iniciaron de defectos de
soldadura incluyendo grietas, socavaduras y faltas de fusi6n. EI 10%
restante de las fallas originadas de defectos metalurgicos en las zonas
afectadas termicamente, y entalla en los extremos de platinas cortadas por
medio de llama. En otras palabras todas las fallas se originaron de ental/as
que causaron una alta concentraci6n de esfuerzos.
, .
Un numero de fallas serias se originaron de soldaduras incidentales, sin
importancia tales como el punteo y el inicio del arco hecho en los miembros
de mayo~ resistenc~a. Por ejemplo, un petrolero, Ponagansett, se parti6 en
dos en el puerto de Boston en diciembre de 1947. La fractura se inici6 por
puntear una pequeria abrazadera con la lamina de la cubierta. La
e
temperatura Nil Ductility Transition (NOT) del material fue de 100 (50°F),
mientras que la temperatura a la que fall6 fue de 2°e (35°F) (v~rfigura 7.7).133
EFUERZG
SOCAVADO 40 y~~SIDUAL
~==~ POR EL ARC
30
! ;;
Jzzm:tmmmi:=~;:~'
CAsho
I"
0
N
LAMINA ;1: 10
:::::I
,'LAD ,O r:: ::: .> . NOT TEMP. DE FALLA
:1
;:~ 30 :50 70 90 110 of
FIGURA 7.7 Analisis del inicio de la fractura en el USS Ponagansett
• Propagaci6n de la fractura. En la mayoria de los casos la fractura se '
propago en la platina base. Las fracturas rara vez se propagan en el' metal
soldado 0 a 10 largo dela zona afectada termicamente en estructuras de
aceros al carbono.
Las fracturas en la cubierta 0 en la lamina de fondo de los barcos
ordinariamente se propagan en direccion transversal ya que los esfuerzos
principales en el casco de un barco son longitudinales.
Unafractura fragil en una tuberla grande se propaga en un manera
preferencial (mica, en la mayoria de los casos viajando bajo el eje
longitu'dinal del tubo en un suave patron senosoidal regular con una longitud
de onda' de 1 m (3 pies)o mas (ver Figura 7.8).234
----~------~-----------------
FIGURA 7.8 Forma senosoidal de una fractura en una tuberia
Las fracturas fragiles general mente se propagan a alta velocidad. En
ensayos de fracturas hechas a tuberias de conduccion, la velocidad de
propagacion fue alrededor de'1000 m (3000 pies) por segundo. La tabla 7.2
presenta algunas velocidades de propagacion de fracturas fragiles medidas
en el acero.!,La velocidad de agrietamiento observada, V, es comparada con
la velocidad de la onda longitudinal de sonido en el medio, Co:
II!
, I
i. '
=~
Co
E = Modulo de Young
=
p densidad
=
En el caso del acero, Co 5020 m/seg (16500 pies/seg). Los valores
observados de V/Co estan en el intervalo de 0,13 a 0,32. Se ha conocido
que ellfmite teorico superior de Vle es 0,38.
o235
Acero Identificaci6n Temperatura Esfuerzo Velocidad de VlC
o
, de la probeta, deensayo medio agrietamiento
"
(OC) aplicado V
lrnlS)
(kg/mm2
)
HT 50(a) 0 -40 20 1.960 0,32
B -40 , 15 1.600 0,26
J -30 20 1.680 0,27
C -30 ' 15 1.440 0,23
K -20 15 1.400 ' 0,23
E -50 20 1.800 0,29
MS(b)
1 -36 20 1.300 0,21
2 -43 25 1.500 0,25
4 -31 15 1.050 0,17
5 -42 15 1.260 0,20
6 -20 15 800 0,13
TABLA 7.2 Mediciones de la velocidad de propagacion de lafractura fragi!
en el acero,
2
(a) HT:50 Acero de alta resistencia'con'50 kg/mm de Su
(b) MS: Acero dulce
II
(c) Co ', V=' P = 5020 . m /s236
7.3 EVALUACION DE LA TENACIDAD A LA ENTALLA
1
I
Para evitar la fractura fragil en una estructura soldada, el material usado I ,
i •
debe tener una adecuada tenacidad a la entalla.
1
7.3.1 Sensibilidad de la entalla y temperatura de transici6n. Los
aceros de bajo carbono exhiben buena ductilidad cuando es ensayada una
probeta comun de tracci6n. Cuando el acero posee una entalla aguda y la
temperatura es baja, sin embargo, puede iniciarse una grieta a partir de la
entalla, causando la fractura fragil de la platina. Tal fen6meno es lIamado
"Fragilidad a la entalla" .
..
. La temperatura a la cual el tipo de fractura cambia de cizalladura a clivaje es
lIamado "temperatura de transici6n". La temperatura de transici6n es a.
menudo usada como parametro para expresar la "sensibilidad a la entalla", 0
la sensibilidad de un material a la fragilidad a la entalla. EI termino
"tenacidad a la entalla", el cual indica la resistencia de un material a la
fragilidad a la entalla, tam bien es usado a menudo como un ant6nimo de
sensibilidad a la entalla. Las siguientes frases muestran como son usados
estos terminos:
Para evitar la fractura fragil de una estructura, es necesario:237
~ Que la temperatura de transici6n del material usado sea tan baja como la
mas baja temperatura de servicio prevista para la estructura.
- Que el material no muestre fragHidad a la entalla bajo la temperatura de
servicio.
- Que el.material no sea sensible ala entalla.
-Que un material con buena tenacidad a la entalla sea usado.
Aunque la temperatura de transici6n es ampliamente· usada como una
medidade sensibilidad a la entalla del material, no es una temperatura fija y
definitiva para cada material. En la mayorfa de los casos la transici6n de
fragil a ductil toma lugar en un intervalo. " .
Ademas, la temperatura de transici6n de un material depende de un numero
de facto res incluyendo el tamano y la forma de la probeta usada, el tipo de
carga (tracci6n, doblez, etc.) y la velocidad de carga (estatica odinamica). .
Un material puede exhibir una aguda transici6n en un estrecho intervalo de
temperatura en un ensayo, y una gradual transici6n en un amplio intervalo de238
temperatura en otro. La real temperatura de transici6n de un material puede
diferir de ,ensayo a ensayo. Aun cuando el mismo ensayo sea usado, la
temperatura· de transici6n puede. variar dependiendo hasta del criterio usado
(energia absorbida, tipo de fractura, etc.).
Enormes esfuerzos han sido realizados en los ultimos 30 anos por un
numero de investigadores en todo el mundo para encontrar un ensayo
simple que permita evaluar adecuadamente la resistencia a la fractura fragil
de un' material en una estructura soldada. Aunque muchos ensayos han
side propuestos, ningun ensayo ha sido seleccionado por la mayo ria de los
investigadores como el mas indicado. Consecuentemente, cuando se cita la
temperatura de'transici6n de. un material, es muy importante,describir el
metodo de ensayo y el criterio usado.
Entre los muchos ensayos para la tenacidad a la entalla que han sido
propuestos, el ensayo de impacto Charpy ha sido el mas ampliamente
utilizado, 'especialmente en aplicacipnes comerciales. La Marina de Estados
Unidosusa extensivamente el ensayo Drop-Weight y el ensayo Drop-Weight
Tear {recientemente renombrado Dinamic tear test). Ambos fueron
desarrollados en el Laboratorio de In vestigaciones Naval.239
7.3.2 Ensayo de impacto Charpy. . EI detalle del procedimiento del
ensayo de impacto Charpy ha sido especificado por la ASTM. EI ensayo usa
una barra cuadrada de 10 mm de lado y 55 mm de longitud (0,394 pulgadas
lado y 2,105 pulgadas longitud). La especificacion ASTM E23-60 cubre tres
tipos de entallas:
- Entalla en. V, una entalla de 2mm de profundidad. (0,079 pulgadas)
conformada a 45°C.
- Entalla ojo de cerradura y .
- Entalla en V, 5 mm (0,197 pulgadas) de profundidad.
Una entail a en V esfacilmente maquinada con una fresa especial, una fresa
con punta. de carburo, de una reCtificadora especialmente preparada. Es
importante preparar la raiz de la entalla en una forma exacta con el fin de
evitar dispersion en los datos experimentales. EI ensayo de impacto Charpy,
especialmente con la probeta con. entalla en V, es ampliamente utilizado en
o·
los Estados Unidos, los paises de Europa Occidental y Japon. En Rusia y
en otros paises de Europa Oriental, la probeta Mesnager es utilizada. Esta
es esencialmente una probeta Charpy con una entalla en V con 2 mm (0,079
pulgadas) de profundidad. Oebido a la diferencia en la forma de las entallas
utifizadas en las probetas Charpy con entalla en V y las pro betas Mesnager,140
comparaciones directas de los resultados obtenidos en el mundo occidental
y las del mundo oriental son dificiles de realizar. .
.La figura 7.9 muestra tres formas comunes de prepararlas probetas Charpy
con entalla en V para una platina. En el caso 1, el eje de la probeta es
paralelo a ;Ia. direcci6n de laminaci6n y la entalla es en la direcci6n del
espesor: En el caso 2 el eje de la probeta es perpendicular a la direcci6n de
laminaci6n y la entail a es en la direcci6n del espesor. . En el caso 3, la entalla
es para lela a la superficie de la platina.
DIRECCION DE
.
LAMINACION -'. CENTRO DE LA
..
L~HINA
FIGURA 7.9 Metodos para preparar las probetas de una lamina para el
ensayo de impacto Charpy
Las probetas pueden ser tomadas de la parte media del espesor de la
platina como se muestra en la figura 7.9 0 pueden ser tomadas en areas241
cercanas a la superficie de la platina. EI caso 1 es el mas comunmente
utilizado para evaluar la tenacidad a la enta"a del acero.
Para obtener una curva Charpy, las probetas son ensayadas en un intervalo
de temperatura. En ensayos . realizados a temperaturas distintas a la
ambiente, las probetas son usualmente colocadas en un baiio Hquido con el
fin de lograr la temperatura deseada y entonces son colocados en la
maquina de ensayos por'impacto ygolpeadas con un pendulo. La energia
absorbida por la probeta en la fractura es medida, y el porcentaje del area
fracturada que es desgarrada 0 cizallada puede ser determinada.
, , • <
La figura 7.10 muestra un ejemplo de los resultados del ensayo de un acero
de bajo carbona (0,23% carbono, 0,46% Manganeso, 0,05%Silicio. Se
muestra aqui:
- Energiaabsorbida en ft - Ib
- Contraccion lateral en la ralz de la entalla, %
- Porcentaje de area de superficie fracturada con apariencia fibrosa.
Existerfvalios criterios que han sido utilizados para interpretar los resultados
y determinar la temperatura de transicion.242
.....l-lllOC
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80
8 C Mn' in .' / x •
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Q.2'5 'Q.'4'6 '(i"i)g"" 60
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UH
c.
100
I
-----4II ---­ APARIENCIA DE LA
I FRACTURA
I
80 12°C
200 OF
TEMPERATURA'DE ENSAYO
FIGURA 7.10 Ejemplo de datos obtenidos en un ensayo Charpy
- La temperatura a la cual la cantidad de energia absorbida decrece a la
mitad (0 alguna otra fraccion) de la maxima cantidad a alta temperatura. TrE
en la figura 7.10.243
- La temperatura a· la cual la contracci6n lateral en la raiz de la entalla
decrece rapidamente 0 la temperatura a la' cual corresponde una cantidad
dada (20kpor ejemplo) de la contracci6n lateral Tr 0 en la figura 7.10.
. ')'
- Latemp~ratura correspondiente a un nivel dado de energfa (15 ft-Ib, por
ejemplo).· Tr15 en la figura 7.10.
EI valor de la energfa absorbida a una temperatura-dada (32°F, por ejemplo)
es tambien usada a menudo como un parametro para expresar la tenacidad
a la entalla del material.
7.3~3· Utilizaci6n'de los, resultados delensayo de'impacto Charpy
para evaluar la tenacidad a la entalla del acero. EI mejor criterio para
evaluar 10 adecuado de' un material para ser usado en una estructura
soldada es aun, materia de controversia entre los investigadores. Muchos
estudios han side realizados con el fin de determinar la correlaci6n entre el
­
,
comportamiento en servicio de una estructura soldada y los resultados en los
ensayos de laboratorio los cuales incluyen el ensayo de impacto Charpy con
entalla en V.
- Estudios de la NBS ace rca de fallas en barcos. En un extenso estudio
lIevado a 1 cabo par la Oficina Nacional de'Normas (National Bureau of244
Standards) aeerca de las fracturas en los barcos durante la segunda guerra
mundial, fue obtenida una eorrelaei6n entre los resultados de los ensayos de
impacto Charpy.eon entalla en V y las fallas caracterfsticas en los bareos. EI
ensayo de' impacto Charpy eon entalla en V mostr6 que platinas en las
euales se originaron fracturas fueron' generalmente mas sensibles que las
platinasen las euales no se originaron fracturas. La carrelaei6n mostr6:
- Solamente el 10% de las laminas en las que se inieiaron las fraeturas
absorbieron mas de 1.4, m-kg (10 ft-Ib) a la temperatura de falla.
- 33% de las laminas total mente fraeturadas en las que no se iniciaron fallas
absorbieron mas de 1.4 m-kg (10 ft-Ib) a la temperatura de falla.
- 73% de las laminas con extremo de fracturas en las que no se inieiaron
fallas absorbieron mas de 1.4 m-kg (10 ft-Ib) a la temperatura de falla.
No se eneontr6 relaei6n entre el rendimiento en servieio y las propiedades a
tracci6n del acero. '.
I
Basado en 10 eneontrado, Williams propuso que la temperatura de transiei6n
de.2 m-kg (15 ft-Ib) fuera utilizada para evaluar la eonvenieneia de la
utilizaeion de aeeros al carbon para la fabricaei6n de bareos soldados.245
Estudios de Lloyd. en 1958 Hodgson y Boyd del Lloyd's Register of
Shipping. analizaron numerosas fracturas fragiles en muchas clases de
barcos. Con base en una detallada investigacion, ellos propusieron el
criterio del ensayo de impacto Charpy con entalla en V (CVN) a 4,8 m-kg
(35 ft-Ib) junto con un 30% de aparicion de fractura fibrosa a O°C (32°F) para
aceros utilizados en los cascos sold ados de los barcos.
En la figura 7.11 su criterio es colocado al lado de los resultados de
numerosos barcos con fallas. Su definicion de platinas aceptables. con falla
o dudosas es como sigue:
- Platinas aceptables son aquellas que se fracturan de manera ductil, 0
aquellas en las cuales una fractura fragil se origino en la parte exterior de la
platina y se detuvo.
- Platinas con falla. Aquellas que fueron atravesadas completamente por
unafractura fragil.
- Platinas dudosas. Aquellas platinas que no pueden ser clasificadas en los
grupos anteriormente mencionados.246
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FIGURA 7.11 Comparacion del criterio de apariencia fibrosa de fractura de
Lloyd con resultados de ensayos de fracturas de barcos reales.
Claves: 0 Laminas de cascos que fallaron en servicio
x Laminas de cascos con desempefio en ellimite
• Laminas de cascos que tuvieron desempefio aceptable
Los resultados de sus analisis mostraron que solo 2 platinas, las cuales
cumplieron ambos criterios. el de 4,8 m-kg (35 ft-Ib) y el de 30% de fractura
de apariencia fibrosa, cuadrante II, figura 9,20, pudieron ser clasificados
como platinas con falla. Asi su criterio parecio ser muy satisfactorioy fue
propuesto. a Lloyd;s. La exigencia de los 4,8 m-kg (35 ft-Ib) fue aceptada
(para aceros ABS Grado D), pero el .c riterio del 30% fibroso no, aunque el
porcentaje de fractura fibrosa se registra para informacion.247
Elrequisito de 30% de 'fractura fibrosa (el cual asegura la presencia de
alguna cizalladura) tiene significado en que este implica que el material esta
en servicio a una temperatura de algun modo superior a la temperatura a la
cual es 100% fragil. Este es consistente con las exigencias de criterio
propuesto en el que NOT esta 18°C (32°F) por debajo de la temperatura
mfnima de servicio.
Oebido a' que la apariencia fibrosa de la fractura es diffcil de juzgar
exactamente, particularmente con los aceros de alta resistencia, tales
requisitos no han sido'ampliamente aceptados. Asf especificar.que NOT sea
18°C (32°F) inferior a la temperatura. de servicio es un medio indirecto .de
asegurar algun nivel de 'fractura fibrosa y parece ser un criterio mas factible.
- Estudios NRL. Pellini y Asociados lIevaron a cabo una serie de estudios
.
crfticos acerca de la utilidad del ensayo deimpacto Charpy con entalla en V .
EI. ensayo de grieta iniciada por explosion .fue usado para simular las
condiciones, de . servicio del acero. EI ensayo fue desarrollado para
determinar las caracterfsticas de propagacion de la fractura del acero
cuando la iniciacion de la rnisma es forzada. Una platina fue preparada para
el ensayo depositando un corto cordon superficial fragil y duro al cual se Ie
realizo la entalla a la mitad del espesor del deposito por medi.o de un disco248
abrasivo. EI ensayo fue realizado por pandeo de una platina de 356 x 356
mm (14 x 14 pulgadas) sobre una placa hembra como se muestra en la
figura 7. 12.
La carga explosiva, 1,8 kg (4 Ib) de pentolita, fue usada en un banco de
laminas de 610 mm (24 pulgadas) para platinas de 19 y 25 mm (3/4 y 1
pulgadas). La serie de ensayos .realizados en un intervalo de temperatura,
indican que. con el aumento de la temperatura la fractura cambia desde (1)
"rompirnientos pianos", indicando una pequena deformacion 0 la ausencia de
esta antes de la fractura, a (2) "rompimientos pandeados". caracterizados
por la iniciacion forzada, pero de facil propagacion a traves de la seccion
final estaticamentecargada. hasta (3) rompimiento limitado a la region de
carga plastica en el centro, y finalmente hasta (4) desgarres ductiles.
La transicion de fractura ductil a fractura fragil ocurrio a temperaturas a las
cuales corresponde una energfa absorbida de 1,4 a 2,8 m~kg (10 a 20 ft-Ib)
en el ensayo Charpy entalla en V. Los resultados indican 10 adecuado del
valor de 15 ft-Ib para el ensayo charpy con entalla en V a la te"mperatura de "
transicion, para evaluar la tenacidad a la entalla de los aceros de bajo
carbon.249
FIGURA 7. 12 Ensayo de fisura iniciada por explosi6n
: ,,­250
Pellini y Asociados ampliaron sus estudios para cubrir diferentes aceros
incluyendo los aeerosal carbono mejorados, losaeeros de alta resistencia
templados y revenidos, y los aceros bainiticos de resistencia intermedia y
baja aleacion. Se encontro que las temperaturas NDT correspondientes a
las temperaturas del ensayo de impacto Charpy tienen valores de energia
mucho mas altos" que 2 m-kg (15 ft-Ib). Tambien, los valores de energia
correspondientes varian grandemente, dependiendo del tipo de acero.
Con base en 10 anteriormente encontrado. Pellini y'Asociados en el
laboratorio naval de investigaciones han desarrollado el Ensayo Drop-Weight
y el ensayo Drop--Weight Tear. (Reciente renombrado ensayo de
desgarramiento dinamico, Ensayo Dinamic Tear). ' ,
7.3.4 Ensayo Drop-Weight. EI ensayo Drop~Weightfue desarrollado en
el Laboratorio Naval de Investigaciones en 1952 y ha side utilizado
ampliamente para investigar las condiciones requeridas para la iniciacion de
fracturas fragiles en aceros estructurales. Medios para la realizacion del
ensayo Drop-Weigh han sido establecidos en muchas instalaciones navales,
institutos de investigacion y organizaciones industriales en USA.. EI. metodo
es usado para propositos especfficos por las organizaciones int;Justriales y es251
referenciado en algunas especificaciones ASTM y en el c6digo ASME para
calderas y recipientes a presi6n. La norma ASTM' E 208--69 proporciona el
metodo estandar para realizar el ensayo "drop-weight" para determinar la
temperatura Nil Ductility Transition (NOT) de los aceros ferriticos.
EI tipo de probeta y el metodo de ensayo son mostrados en la figura 7.13. EI
procedimiento del ensayo se basa en dejar caer un peso sobre una platina
plana rectangular la cual contiene una grieta iniciada en un cord6n de
soldadura superficial, duro, fragi! y ental/ado,. Este procedimiento es
empleado en un intervalo de temperaturas de la probeta. .EI apoyo de la
probeta se proporcionacon un tope tal que el angulo maximo de doblez de la
probeta sea 5 grados. La grieta iniciada en la soldadura desarrolla una
grieta de clivaje cuando la deformaci6n por doblez. alcanza 3°, 10 cual
corresponde a una incipiente cedencia; Los 2° adicionales de doblez (doblez
dinamico) dados por el tope proporcionan una evaluaci6n de la habilidad de
un metal para desarrollar deformaci6n en .p resencia de una entalla
extremadamente aguda.
~ Interpretacion de los Resultados del Ensayo. EI principal prop6sito del
ensayo . es determinar la temperatura Nil-Ductility Transition (NDT)
(temperatura de transici6n a ductilidad nula). la cual es definida como la252
temperatura maxima donde una probata estandar "drop-weight" se parte al
serensayada de acuerdo con 10 estipulado por el metodo.
T
. j
3~
J.
GRIETA EN SOLDADURAFRAGIL'
···.. ;·;:/GRIETA·S DE
'-----r ~ ~. SO£bAI{BRA .
...... ~ .,:'f" ........
DOBLADO
LIMITADO
.
-
FIGURA 7.13 Ensayo "drop-weitgh"253
La temperatura NOT puede ser correladonada con el diagrama de analisis
defractura (FAD), como se muestra en la figura 7.25 propuesta por Pellini.
EI ,FAD proporciona una definicion generalizada del tamano· del defecto,
esfuerzo relativo, relacion de temperatura par un "~t" a incremento de
temperatura referido a la temperatura NOT. Con el fin de ubicar el diagrama
generalizado en' una posici6n especifica en la escala de temperatura un
unico parametro necesita ser determinado. La temperatura' NOT de un
material puede ser determinada par el ensayo Drop-Weight 0 el de
desgarrarriiento dinamico.
Los siguientes terminos importantes son utilizados en el FAD:
CAT: Robertson Crack Arrest Temperature transition curve.
FTE: Fracture Transition Elastic, a la temperatura mas alta posible para una
propagacion de una fractura inestable a traves del campo de esfuerzos
elasticos.
FTP: . Fracture Transition Plastic, a temperatura en el punto de completo
desgarramiento ductil.
7.3.5 Ensayo de desgarramiento dinamico. EI ensayo de
desgarramiento dinamico fue desarrollado en el laboratorio de254
investigaciones de la Marina iniciado en 1960. Se utiliz6 una maquina de
pemdulo con lectura directa de la energia requerida para fracturar la probeta ,
y probetas de diseno mejorado con respecto a las condiciones de grieta
iniciada. Como reflejo de estos perfeccionamientos, el nombre del metodo
fue cambiado ampliam.ente en el estudio de la resistencia· a la fractura de .
metales estructurales ferrosos y no ferrosos. Las probetas iniciales DT
fueron evaluadas en un ensayo "Drop~Weight Tear" (DWTT).
Subsecuentemente, en el ensayo de desgarramiento dinamico en 1967, las
facilidades de ensayo DT habfan sido establecidos en algunos laboratorios
de investigacion y en las plantas de produccion de las principales compafHas
productoras de, metales en el mundo. La norma militar MIL-STD-1601
describe el metodo para el ensayo de desgarramiento dinamico para
probetas de 16 mm (5/8 pulgadas) de espesor en materiales metalicos.
La version original de la norma involucra una grieta aguda profunda por el
uso de soldadura·· por haz de electrones ·,Ia cual es fragilizada
metalurgicamente por aleacion. Por ejemplo, un alambre de titanio
adicionado a. la soldadura resulta en una fragi! aleaci6n Hierro-Titanio. La
,,
angosta soldadura es fracturada facilmentecon la carga y asi proporcion~ I, •
unagrieta aguda reproducible. Ha sido ahora establecido que resultad,os
,
equivalentes pueden ser obtenidos por 18 utilizaci6n de una grieta aguda255
profunda producida por fatiga 0 por corte, y entonces conformando una
entalla profunda al ser presionada con una cuchilla.
Las probetas OT caracterizadas por un des perfecto profundo producido por
uno de estos metodos son ensayadas en un intervalo de temperatura. La
maquina de ensayo es del tipo de pendulo 0 una del tipo "OroP7Weight" de
capacidad mas que suficiente para romper la probeta en un golpe.
En las aplicaciones de ingenieria, tales como la determinaci6n de un diseno
segura a la fractura, los diagramas de anal isis puedenser utilizados para
interpretar las relaciones entre la energia DT y las relaciones tamano
defecto, nivel- esfuerzo para fractura inestable.
La regi6n de la energia OT, Vs la relaci6n de la temperatura y los valores de
energia DT para metales sin transici6n pueden ser lIevados. a parametros
estructurales para el uso del Ratio Analysis Diagram (RAO).
<
7.3.6 Temperatura de transici6n a ductilidad, temperatura de
transici6n. de>aparici6n de fractura y temperatura de detenci6n de la
grieta. Con el uso de diferentes tipos de probetas y diferentes criterios
viene e\ usa de una variedad de temperaturas de transici6n por diferentes
investigadores. Estas temperaturas de transici6n pueden ser clasificadas en256
tres grupos: temperatura de transici6n a ductilidad, temperatura de
transici6n de aparici6n de la fractura y temperatura de detenci6n de la grieta~
- Temperatura de transici6n a ductilidad. Las fracturas fragiles deben ser
iniciadas en una entalla preexistente. yes importante por 10 tanto conocer si
una grieta fue iniciada bajo deformaci6n plastica 0 bajo energfa absorbida.
Una temperatura de transici6n puede ser determinada con· base en la
cantidad de deformaci6n 0 en la absorci6n de energia requerida para iniciar
una grieta. Este tipo de temperatura de transici6n es lIamada "temperatura
detransici6n a ductilidad, Td". A una temperatura inferior a esta, la fractura
ocurre en un modo enteramente de clivaje.
Las temperaturas de transici6n son determinadas por (1) deformaci6n en la
raiz de la entalla, (2) deformaci6n a la carga maxima y (3) absorci6n de
energfa antes de que la iniciaci6n de la grieta pueda ser considerada
"temperatura de transici6n a ductilidad". La temperatura NDT determinada
por el ensayo NRL Drop-Weight, y el ensayo de desgarramiento dinamico
son ejemplos tipicos de la temperatura de transici6n a ductilidad. En el caso
delensayo por impacto Charpy con entalla en V. Tr0 y Tr 15 pueden ser
considerados "temperaturas de transici6n a ductilidad" (ver figura 7.18).257
• Temperatura de transici6n para la aparici6n dela fractura. Cuando un
a
ensayo es hecho una temperatura un tanto par endma de la temperatura
de transici6n a ductilidad, se iniciaen la raiz de la entalla una grieta por
cizalladura. cuando la temperatura del ensayo es 10 suficientemente alta, la
griets 'continua creciendo en el modo de cizalladura. Sin embargo, cuando la
temperatura no es 10 suficientemente alta, las grietas lIegan a ser inestables
cuando su longitud alcanza un cierto tamaiio crftico yel modo de fractura
cambia a clivaje resultando en una rapida propagaci6n de la fractura; La
eantidad de energfa absorbida durante el crecimiento' dela grieta por
cizalladura' y el tamaiio de la grieta crftica cambian con la temperatura. La
temperatura de transici6n determinada' por este criterio es designada
temperatura de transici6n para la' aparici6n de lafractura'(Tf) ya que, en este
intervalo de temperatura de transici6n, la aparici6n de la fractura cambia
significativamente. Para un material dado, Tf es siempre mas alta que Td.
Las' temperaturas de transici6n' son consideradas' Trf, cuando son
determinadas por porcentaje de apariencia fibrosa, absorci6n de energfa
despues de la carga maxima, 0 por otros para metros en los cuales se indica
la cantidad de fractura por cizalladura.258
En el caso del ensayo Charpy con entalla en V, por ejemplo, las
temperaturas Tre y Trs mostradas en la figura 9,18 son temperatura de
transici6n para la aparici6n de'la fractura.
·Temperatura de transicion para la detencion de la grieta. La
temperatura de detenci6n de la grieta puede ser determinada por el ensayo
Robertson, el ensayo ESSO y el ensayo de doble tracci6n, todos los cuales
son destinados a estudiar las caracteristicas de la propagaci6n de la fractura
de un material y seran descritos posteriormente en este capitulo. La figura
7.14, es un resultado tipico, y muestra la relaci6n entre la temperatura del
ensayo y el esfuerzo critico necesario para la propagaci6n de la fractura.
Cuando la temperatura esta por debajo de cierto punto, las fracturas fragiles
pueden propagarse con bajos esfuerzos.
Sin embargo, cuando la temperatura es superior a cierto punto, las grietas
fragiles se detienen incluso bajo alto.s esfuerzos. Esta temperatura limite es
lIamada "temperatura de transicionpara la detenci6n de la grieta".(Ta).259
32.000.--------,---.------,--r-----,
ESFUERZO CRITI­
28.000
CO PARA LA.
PROPAGACION DE
LA FACTURA
o
12.0 ~.J----~~:
N
I
I
~ 8.000 :
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j:ii • 6LO=---.-::4~O---:.2!-:-O------,O!:-----;;!20
TEMPERATURA
FIGURA 7.14 Temperatura de detenci6n de la grieta
7.4 ENSAYOS PARA EVALUAR LA TENACIDAD A LA ENTALLA
La tenacidad a la entalla de un acero ha sido ensayada de varias maneras
p~r muchos investigadores. La tabla 7.3 lista de ensayos tfpicos utilizados
en la evaluaci6n de la tenacidad a la entalla, y los clasifica en 4 grupos.
- Ensayos de impacto con probetas pequenas.
- Ensayos estaticos con probetas pequenas. .
- Ensayos de fractura de estructuras soldadas utilizando cargas dinamicas.
- Ensayos de tracci6n de platinas anchas.260
1
I
TABLA 7.3 Ensayos para evaluaci6n de tenacidad a la ental1a de aceros
y caracteristicas de la fractura fragil de soldaduras
ENSAYOS DE IMPACTO CON PROBETAS PEQUENAS
Ensayos Charpy estandares y modificados
NRL. Ensayo Drop-Weight
NRL. Ensayo DT
ENSAyOS ESTATICOS CON PROBETAS PEQUENAS
Ensayos de fractura estaticos con probetas entalladas
EnsayO'Tipper
Ensayo Navy Tear
Ensayo Van der Veen
Ensayo'de doblado sobre probetas soldadas
Ensayo Lehigh y ensayo Kinzel
Ensayo Kommerel
ENSAYOS DE FRACTURAS DE SOLDADURAS POR CARGA
DINAMICAS
r':, '
Ensayo de grieta iniciada por explosion
Ensayo de pandeo por explosion
I, ENSAYOS DE TENSION DE'PROBETASANCHAS DE LAMINAS'261
Ensayos de propagacion de fractura
Ensayo Robertson
. Ensayo ESSO 0 SOD
Ensayo de tension doble
Ensayos de tension con probetas anchas' de laminas soldadas y
entalladas
. Ensayo Wells-Kihara
Algunos de los ensayos de laboratorio se concentran en la· iniciacion de
grietas por c1ivajey otros en la detencionde la propagacion de las mismas,
pero casi todos los ensayos involucran la introduccion de una entalla y la
observacion delcomportamientofragil cuando la temperatura delensayo es
'. diminuida. Ya que cada. uno de estos ensayos enfatizan· una caracterfstica
diferente del proceso de fractura .tragil, noes sorprendente que ellos midan
la habilidad del material para resistir fractura por c1ivaje de ,diferentes
.m aneras. Los ensayos casi siempre definen una temperatura de transicion
p~r debajo de la cual el clivaje ocurre'bajo las condiciones del ensayo.
-7.4.1 Ensayos de impacto con probetas pequefias. Los ensayos de
impacto usando· probetas pequeiias han sido desarrollados principallllente
,para evaluarla,tenacidad a la entalla del metal de base. Ya que el ensayo
estandar de impacto Charpy, el NRL Drop-Weight, y el NRL Drop-Weight262
tear (0 ensayo de desgarramiento dinamico) han sido desarrollados
previamente, las siguientes paginas discutiran otros ensayos diferentes· a
estos tres.
Losensayos Charpy' son algunas veces modificados a traves de (1) el
empleode un procedimiento de ensayo diferente 0 (2)el uso de probetas
diferentes.
La tecnica del "golpe-doble" 0 ~golpe-bajo", propuesta y empleada por Orner
y Harlbower, evalua separadamente la energia requerida para iniciar una I:
grieta y la requerida para propagarla. Un golpe de baja energfa es aplicado
con un pendulo dos veces; el primer golpe para iniciar la grieta, el segundo
para propagarla. La temperatura de transicion de golpe bajo se cree que es
la temperatura maxima a la cual una grieta que se ha iniciado "ega a
autopropagarse en una platina gruesa (donde la energia requerida para
producir labios de corte es pequeiia comparado con la energia elastica
utilizada para la propagacion de la grieta).
Algunos investigadores han propuesto usar probetas con entallas prensadas
en lugar de las entallas en V maquinadas~ Las entallas en V prensadas ~on
hechas utilizando herramientas en forma de V elaboradas con material duro.263
Probetas de tamanos mas pequenos son a menudo usadas para evaluar la
tenacidad a la entalla en platinas mas delgadas de 10 mm (3/8 pulgadas) y
probetas mas grandes que las de tamano estandar han. sido utilizadas para
la evaluacion de platinas grues~s. Pero cuando probetas de tamano no
estandar son utilizadas, la interpretacion de los resultados lIega a ser
problematica. Por ejemplo, las temperaturas de transicion son disminuidas
cuando las probatas estan por debajo del tamano estandar debido a la
disminucion de los asfuerzos triaxiales cerca a la rafz de la entalla. Y tales
cambios no son los mismos para todas las regiones de la curva.
7.4.2 Ensayos estaticos con probetas pequenas. Los ensayos
estaticos utilizando probatas pequenas incluyen:
• Ensayos de fractura estatica en pro betas con entalla
- Ensayos de traccion de probetas conentalla, como el ensayo Tipper.
- Ensayo de desgarramiento, como el ensayo Navy Tear.
- Ensayos de doblez de probetas con entalla, tales como al ensayo Vander
Veen.264
• Ensayos de doblez con probetas soldadas
- Ensayos de doblez de soldadura longitudinal con entalla, tales como el
ensayo Lehigh y el ensayo Kinzel.
- Ensayos de doblez de soldadura longitudinal, como el ensayo Kommerell.
Los ensayos del primer grupo han sido desarrollados principalmente para
,, '
evaluar la tenacidad a la entalla del metal base sinsoldar. Los ensayos del
segundo grupo han sido desarrollados para evaluar las caracteristicas de la
fractura de ensambles soldados 0 los efectos de la soldadura en el metal
base, es decir, la soldabilidad del acero.
La figura 7.15 muestra esquematicamentelas probetas utilizadas para el
ensayo Tipper, el ensayo Navy Tear y el ensayo Van der Veen. Baker y
Tipper en la Univ~rsidad de Cambridge desarrollaron la probeta de tracci6n
con entalla fateral como se muestra en la figura 7.15 (a).
Una probeta de espesor total es ensayado en un intervalo de temperaturas.
La temperatura de transici6n es determinada por la reducci6n en el espesor
en el punto medio de la superficie fracturada entre las entallas 0 par la
apariencia de la fractura.265
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FIGURA7.15 Ensayos de fractura estatica en probetas con entalla.
EI ensayo Navy Tear, desarrollada par Kahan e Imbembo en el Astillero
Naval de New York, es mostrado en la figura 7.15 (b). La probeta de ensayo
es cortada con llama de una platina de espesor completa y es maquinada en
el extremo opuesto a la entalla. Una carga de tracci6n asimetrica es
aplicada a la probeta utilizando pasadores insertados en las perforaciones.
.
.
La t~mperatura de transici6n es determinada por:266
- La energia necesaria para propagar la fractura (Ia cantidad de energfa
I
absorbida por una probeta despues de la carga maxima hasta la fractura).
- La apariencia de la fractura (el porcentaje de la fractura fibrosa).
La figura 7.15 (c) muestra el ensayo de doblez estatico desarrollado por Van
derVeen.
La figura 7.16 muestra el ensayo de doblez en probetas soldadas.
Ensayos de doblez de cordones longitudinales de soldadura con entalla,
fueron desarrolladas por Stout et al en la Universidad de Lehigh, y Kinzel et
al. En ambos ensayos, una carga de doblez es colocada en una entalla
transversal que atraviesa el metal depositado en una probeta la cual posee
otra entalla que igualmente atraviesa el metal depositado. (ver figura 7.29
(a». La filosofia basica de estos ensayos es la siguiente. Ya que el metal
soldado, el metal base afectado termicamente y el metal base no afectado
se encuentran en la rafz de la ental/a, la fractura se puede originar en la
estructura mas sensible; asf, la sensibilidad de una union soldada a la
fractura por clivaje puede ser evaluada. En el ensayo Lehigh, resultados
!
dobles pueden ser obtenidos del ensayo de una sola probeta. ya que se
utilizan dos entallas.267
o. Lehigh
Entalla
b. Kommere II
FIGURA 7.16 Ensayo de doblez en probetas soldadas. Las dimensiones del
ensayo Kommerel cambia dependiendo del espesor de la lamina. Las
dimensiones mostradas en la figura son para laminas menores a 1 pulgada
de espesor.
Los investigadores de Lehigh, para la evaluaci6n de los resultados, usaron
varios criterios, incluyendo el angulo de doblez de la carga maxima, energia
total absorbida, contracci6n lateral, apariencia y modo de fractura,r
268
!
~
t Laprobeta de doblez con cordon de soldadura longitudinal. tipo Kommerell,
fue desarrollada en Alemania despues de que habian ocurrido numerosas
fallas en los puentes soldados. Un cordon de soldadura con un solo pase es
hecho a 10 largo de la platina de ensayo, como se muestra en la figura 7.16
(b); la platina es doblada con la soldadura en el lado sometido a tracci6n
despues de 10 cual pequenas grietas aparecen. en el metal soldado 0 en la
zona afectada termicamente. A medida que el doblez continua, estas grietas
se extienden hasta el metal base. EI acero fragil es incapaz de frenar el
avance de la grieta y la probeta se rompe subitamente mientras el angulo de
doblez es aun pequeno; el acero ductil, por otra parte, detiene el avance de
las grietas,' y la probeta se· rompe solo des.pues de considerable
deformaci6n .
. Elensayo de doblez del cord6n de la norma austriaca M3052 es una
modificaci6n del ensayo Kommerell. Las dimensiones de la probeta y los
angulos de doblez requeridos a temperatura ambiente son especificados
para diferentes espesores de platinas.
7.4.3 Ensayos de fractura de ensambles soldados por carga
Dinamica. Explosivos y proyectiles han sido utilizados como form as simples269
de carga dinamica en la fractura de ensambles soldados completos. Los
siguientes ensayos han sido propuestos y utilizados.· .
- EI ensayo de grieta iniciado por,.explosi6n, desarrollado por Pellini y
Asociados.
- EI ensayo de pandeo por explosi6n, desarrollado por Hartbower y Pellini.
- EI ensayo por explosi6n de tubos soldados, realizado por Folkland
Hauttmann, yKihara y otros.
• Ensayo de grieta iniciada por explosi6n. Este fue desarrollado por
Pellini y otros en el laboratorio Naval de Investigaciones como un metodo
!
de determinar las caracteristicas de la propagaci6n de la fractura de un
acero cuando la iniciaci6n de la misma es forzada (ver figura 7.12).
• Ensayo de pandeo por explosion. Este fue desarrollado por Hartbower
y . Pellini,' Em' el Laboratorio Naval de Investigaciones. Dos platinas,
usualmente 250 x 500 mm (10 x 20' pulgadas), son soldadas a tope y
colocados en una hembra circular, entonces cargas explosivas son
aplicadas por disparos sucesivos hasta que esta falla 0 desarrolla un
pandeo completamente hemisferico. La temperatura del ensayo es270
controlada por equalizacion entre los disparos sucesivos. EI punto fuente
de la fractura es observado. La cantidad de deformacion en la fractura se
determina midiendo el espesor de la platina y expresando el porcentaje de
reduccion del mismo. La "temperatura de transicion de pandeo" sedefine
como el. intervalo de temperatura enel que el porcentaje de reduccion
decrece de 10 a 1%..Estos fueron los primeros ensayos realizados a las
uniones soldadas.
7.4.4 Ensayo de tracci6n con probetas de laminas anchas. EI
principal objetivo de este ensayo es. producir en el laboratorio.· fracturas
fragiles tal como elias ocurren en las estructuras ... Los ensayos .que han sido
utilizados 0 proplJestos pueden ser clasificados asi:.
- Ensayos de propagacion de la fractura .
- Ensayos en platinas anchas soldadas y con entalla.
Los ensayos deLprimer grupo miden las caracteristicas de la propagacion de
la fractura de las platinas de acero. Estos ensayos. incluyen el ensayo
Robertson, el ensayo ESSO (0 SOD) Y el ensayo de doble traccion.271
Los ensayos del segundo grupo han sido utilizados paraestudiar las
I
i·.
i
caracterlsticas de la fracturafragil de platinas soldadas.
• Ensayos de propagaci6n de· la fractura. Robertson en el
Establecimiento Naval de Investigaciones para la Construccion, Escocia.
desarrollo el tipo de probeta ilustrado en la figura 7.17. Una grieta por
clivaje es iniciada en una entail a en un extremo de la platina p~r un
proyectil dirigido contra una protuberancia especial. La cantidad de
:i
: !
energia es sufrcientemente grande para iniciar la grieta y hacer que esta
no se propague mas que una muy corta distancia. La carga de traccion
uniforme tiende a mantener la grieta en crecimiento. La probeta contiene
un gradiente de temperatura a 10 ancho, con ellado de la entalla mas frio.
La grieta viaja a traves de laprobeta hasta que alcanza una zona donde
la temperatura es 10 suficientemente alta para permitir al material
deformarse 10 suficiente para detener, la grieta. .La temperatura por
encima de la cual una grieta no se propaga puede as! ser determinada
para cada nivel de esfuerzos. Resultados tipicos de ensayo son
mostrados en la figura 7.14. Las caracteristicas de propagacion de la
grieta son expresados en terminos de temperatura de detencion y
esfuerzo critico.Feely et al. en la Standard Oil Development Company estudiaron las
caracteristi~s. de la propagacion de la fractura de los aceros utilizando el
ensayo lIamado SOD 0 ESSO. La configuracion de la probeta fue similar a
la del ensayo Robertson; sin embargo. en el ensayo .SOD. \a probeta fue
enfriada uniformemente a la temperatura deseada. y una carga seleccionada
fue aplicada.
SoJ.dadura
.Calor
Probeta
FIGURA 7.17. Probeta para el ensayo Robertson273
En el ensayo SOD, una grieta fragil, es iniciada por la aplicacion de una
carga de impacto en laentalla mientras la probeta esta bajo un cierto
esfuerzo de traccion preseleccionado. Si el material es fragil y el esfuerzo es
10 suficientemente alto, la probeta se fractura completamente por clivaje. Si
la falla no ocurre, la carga de traccion es incrementada y la platina sometida
a impacto en los niveles mas altos delesfuerzo hasta que falla. Asi se
obtiene el esfuerzo critico para la propagacion de la fractura por clivaje a una
temperatura dada. Los ensayos son realizados a varias temperaturas para
, " . , .
determinar la temperatura de detencion. Los resultados aparecen en forma
muy simHar a los mostrados en·la figura 7.14. Yoshiki y Kanazawa en la
Universidad de Tokio desarroU~ronel ensayo de doble traccion en un intento
de eliminar la influencia de, la carga de impacto (usada en. el ensayo
Robertson y el ESSO) en los resultados del ensayo. Una pro beta para el
ensayo de doble traccion, mostrada en la figura 7.31, esta compuesta de dos
! ,
parte~: la parte de iniciacion de la grieta y la parte principal. Estas dos
partes estan conectadas por un estrecho pasaje y cargadas
independientemente bajo traccion estatica por 2 conjuntos de maquinas de
I
. iI
traccion. Una grieta por clivaje es iniciada en la parte de iniciacion de la
grieta y es conducida hacia la parte principal a traves del pasaje. EI esfuerzo
crftico a una temperatura especitica es determinado como el mas bajo
esfuerzo en la parte principal en el que ocurre la fractura completa de la
probeta., ,
274
!
• Ensayos de tracci6n de platinas anchas, soldadas y con entalla. Las
fracturas fragiles usual mente ocurren en niveles de esfuerzos muy par
debajo del esfuerzo de cedencia del material. En muchos casas, las
fracturas ocurren sin alguna carga ciclica a de impacto, y frecuentemente
se inician de un defecto en la junta soldada. Fracturas a bajos esfuerzos
no ocurren en la mayoria de los ensayos de laboratorio, sin embargo, aun
cuando una probeta posea. ental/as agudas y se fracture con baja
absorcion de energfa, 10 que resultaen la aparicion de una fractura fragil,
el nivel de esfuerzo de fractura es tan alto como el nivel de esfuerzo de
, '" j
cedencia. En los ensayos de propagacion de la fractura, esta usual mente
se propaga a balos esfuerzos;sin. embargo, recursos tales como la carga
de impacto en el ensayo Robertson y el SOD a el alto esfuerzo de traccion
aplicado en la parte auxiliar de la probeta del ensayo de doble traccion
. son necesarias para iniciar una grieta fragil.
Investigaciones extensas acerca de la fractura can bajos esfuerzos aplicados
en ensambles soldados han sido realizadas, y se ha encontrado que una
fractura can balos esfuerzos aplicados puede ser obtenida
experimental mente de una entalla localizada en un area que contenga altos
esfuerzos residuales de traccion. Este tema que es bastante importante
,
1 ii
" i
275
para el entendimiento de la fractura fragil en estructuras soldadas, sera
discutido posteriormente.
i '
Entalla
Campos de Prensada
Esfuerzos
Uniformes
FIGURA 7.18 Probeta para ensayo de doble tension
7.4.5 Utilizaci6n de ensayos de tenacidad a la fractura. Diferentes
ensayos para resistencia a /a fractura son necesarios ya que hay muchas
caracteristicas que evaluar. Un unico ensayo no es capaz de proporcionar
. toda la informacion necesaria.276
Cuando se evalua la tenacidad a lafractura del metal base, la platina puede
serdemasiado delgada para la preparacion de una probeta adecuada, 0 el
interes puede estar en el comportamiento de la fractura en una soldadura 0
una estructura soldada.
Las caracteristicas de iniciacion de' la fractura 0 las caracteristicas' de
propagacion de /a misma pueden ser de interes.
EI tamafio y el costode la probeta pueden ser un factor importante en /a
seleccion del ensayo apropiado. Algunas veces un ensayo economico y
simple, aunque no sea una simulaci6n exacta de la falla real, sera suficiente.
Otras veces es necesario realizar un ensayoque simuleexactamente las
fallas, par mucho que se elaboren lasfacilidades y las condiciones del
procedimiento.
Un ensayo de fractura de una probeta 10 suficientemente grande como para
simular una estructura sold ada requerira una maquina. de ensayo grande.
Por ejemplo, ,una soldadura a tope de 10 pulgadas de anchb, y 18 pulgadas
de'largo, es necesaria para simular esfuerzos residuales tan altos como los
que existen en una gran estructura soldada hecha con una platina de 1
2
pulgada de espesor. La seccion transversal de la probeta es 10 pulgadas ,: I ,
277
si el esfuerzo de fractura es de 50000 PSI. 500000 Ibs son necesarias para
fracturar la probeta.
Los ensayos de tracci6n son preferidos cuando el ensayo necesita simular
fracturas en estructuras reales y cuando es necesario el analisis te6rico de
los resultados del ensayo. Sin embargo, un ensayo de tracci6n requiere de
una maquina de gran capacidad.
Los ensayos de doblez y de desgarre son a menudo usados para evaluar las
fracturas en probetas relativamente grandes y pueden ser logrados usando
maquinas de ensayo con una capacidad limitada. En estos ensayos, sin
embargo, las grietasdeben propagarse a traves. de varias zonas que
contienen varios esfuerzos,y esto hace dificil el analisis de los resultados
experimentales.
Explosivos y proyectiles son a menudo utilizados como medios simples de
carga dinamica y fracturan la totalidad de un ensamble soldado, como se
'I
I
discuti6, anteriormente. Pero los explosivos deben ser colocados
generalmente a alguna distancia de la probeta en el ensayo (ver figura 7. 12)
yesto por las siguientes razones:I
I
278
-, Para proporcionar relativamente una carga uniforme de impacto en una
gran area.
- Para proporcionar una carga de impacto sin una excesiva alta velocidad.
Si los explosivos' son colocados directamente contra la superficie de la
probeta los resultados pueden no parecerse 10 suficiente a una fractura fragil
ordinaria.
Como se menciono anteriormente la velocidad de la propagacion de la
,fractura fragi! en una estructura es alrededor de 20 a 30% de la velocidad de
una onda -sonora en el metal y la velocidad limite teorica es 0,38 Co (ver
tabla 7.2).: Consecuentemente, es posible asumir que el modo de fractura
puede cambiar si la' velocidad de carga es mucho mas grande que la
velocidad limite de una fractura fragi/' • 'I
- Utilizacionde los diferentes ensayos. La tabla 7.4 muestra como
diferentes ensayos pueden ser utilizados para diferentes propositos. Esta
tabla ha sido preparada, para una situacion imaginaria en la cual la
confiabilidad 'de una nueva estructura soldada esta siendo evaluada.
I
Suponga que la' estructura esta siendo construida con un material
enteramente nuevo que debe ser evaluado para satisfacer los requisitos.I
279
, I
I
(,Que clase de programa I y D es apropiado?, (,que ensayo deberfa ser
utilizado?
TABLA 7.4 Uso de los diferentes ensayos
1. . PROGRAMA DE DESARROLLO DE UNA LAMINA BASE
1.1 ... Selecci6n inicial de coladas experimentales. Charpy·
1.2 Estudio detallado de coladas seleccionadas - Ensayos DW 0 DT
2. PROGRAMA DE DESARROLLO DE UN METAL DE APORTE
2.1 Selecci6n inicial de metal de aporte - Charpy
2.2 Estudio detallado de metal de aporte seleccionado - Ensayo DT
2.3 Estudio de la zona afectada p~r el calor - Ensayo DT
3. ESTUDIO DE TENACIDAD DE SOLDADURA
3.1 Estudio inicial - Lenigh (Kinzel). Kommerell
3.2 Estudio detallado del comportamiento de soldaduras Pandeo por
explosi6n
4. ESTUDIO .. DE CARACTERISTICAS DE FRACTURA DE
ESTRUCTURAS REALES .
4.1 Estudio de propagaci6n de fractura del metal base Robertson SOD
4.2 Juntas soldadas - Wells - Kihara
5. ESTABLECIMIENTO DE ESTANDARES (CONTROL DE CAUDAD
EN PRODUCCION)
5.1 Correlaci6n entre el estudio 4 y Charpy y DT. I
280
6. ENSAYOS PROTOTIPO
6.1 . Estructura real - bajo cargas estaticas y repetidas.
- EJ primer objetivo es desarrollar una platina base adecuada. Ensayos
iniciales de clasificacion sonhechos sobre un numero de metales
experimentales con variedad de composiciones quimicas y tratamientos
termicos. En esta etapa, se realizan ensayos sencillos usando pequerias
probetas tales como las del ensayo Charpy con entalla en V.
- Durante /a. clasificacion inicial muchos materiales prometedores son
seleccionados para evaluaciones posteriores con el fin de recolectar
• i
resultados de tenacidad a la fractura bajo condiciones reales. Ensayos de i
I
fractura, por ejemplo, son realizados usando pro betas de espesor completo y
el ensayo Drop-Weight 0 Dinamic Tear son adecuado para estas.
-: Despues. de que. han sido desarrolladas las platinas base, el metal de
soldadura adecuado· para estas es· desarrollado. Ensayos iniciales de
clasificacion son hechos de un numero de ensayos de soldadura, y probetas
Charpy son tomadas de ellos.281
- Despues de la clasificaci6n, una detallada evoluci6n de los materiales
"prometedores" es realizada. EI ensayo Drop~Weight puede ser adecuado
para este prop6sito.
- Los ensayos son hechos tambien para evaluar la tenacidad a la fractura de
lazona afectada termicamente. EI ensayo Drop-Weigh puede resultar
adecuado. Probetas Charpy entalla en V pueden ser tomadas de varios
lugares cercanos a la soldadura. Si bien la zona afectada termicamente
consta de muchas regiones con diferentes caractel"lsticas metalurgicas, esta
, .
es tambien muy estrecha, 10 que hace que la evaluaci6n de la tenacidad a la
fractura de la zona afectada termicamente sea una tarea compleja.
- Despues de la evaluaci6n del metal soldado y de la ZAT, /a realizaci6n de
la fractura de un ensamble soldado campleto campuesto por el metal
soldado, la ZAT y el metal base es evaluada. En este estado, se podria
tambien querer estudiar los efectos de las variables del· procedimiento de
soldadura incluyendo la corriente, la velocidad· de avance del arco, la
temperatura de precalentamiento, etc. Ensayos que utilizan probetas
relativamente peque/ias tales como los ensayos Lehigh y Kinzel pueden
emplearse. Puede tambien desearse evaluar la tenacidad ala fractura d~ un
ensamble . soldado sin una entalla artificial teniendo una profundidad
predeterminada. Las fallas en las estructuras a menudo seinician en los282
defectos de soldadura y en puntos (zonas) duros. el ensayo de Kammerell
puede utilizarse para evaluar la iniciaci6n y la propagacion de la fractura en
un ensamble sin una entalla artificial.
- La realizaci6n de un ensamble razonablemente grande es entonces
evaluada, y el ensayo de pandeo por explosion puede ser usado para este
proposito.
- Oespues de completar estos estudios basicos, las caracterlsticas de
fractura de la actual estructura son evaluadas tan exactamente como sea
posible.... Esto puede hacerse utilizando el ensayo de Robertson 0 el SO~.
- Entonces las caracteristicas de fractura de las uniones soldadas son
evaluadas, usando tal vez, el ensayo Wells-Kihara.
- Despues de que estos ensayos a gran escala se han completado, deben
ser establecidas normas de control de calidad en la produccion. Si las
condiciones de servicio de la estructura no son severas y los materiales
usados son similares a los del mercado, el ensayo ordinario Charpy entalla
en V puede utilizarse para el control de calidad. Pero si las condiciones de
servicio son severas, es necesario usa('un ensayo confiable tal como el
,
.,
Drop-Weight para el ensayo Oinamic Tear. I283
Con elfin de utilizar probetas pequenas cuando se establecen las normas,
es necesario obtener correlaciones entre los resultados en probetas
pequenas y los resultados en probetas a gran escala.
- Antes de que una estructura sea lIevada a producci6n, un prototipo debe
ser probablemente hecho y una serie de ensayos realizados en este
prototipo. Los ensayos pueden involucrar la simulaci6n de las condiciones
de servicio.
En el ensayo de los prototipos, at menos dos clases de ensayos deberian
efectuarse:
- Ensayos para estudiar el comportamiento normal.
- Ensayos para determinar el mas bajo esfuerzo de fractura.
Si bien la primera clase de ensayos es rutinaria, la segunda no. Como se
mencion6 anteriormente muchos de los barcos construidos durante la
segunda guerra mundial se fracturaron a esfuerzos bien por debajo del
esfuerzo de cedencia de su material estructural, e investigadores incluyendo
a Wells, Kihara y Masubuchi han intentado realizar demostraciones284 I
!
I
I
experimentales de fracturas en ensambles soldadas ocurridas con bajos
esfuerzos apJicados.
Entre los 5000 barcos construidos durante la Segunda Guerra Mundial s610
alrededor de 20 barcos se fracturaron completamente. aunque las grietas se
desarrollaron en cerca de 1000 barcos. Si nosotros construimos una
estructura prototipo usando el material fragil utilizado en los barcos de la
segunda guerra mundial y realizamos ensayos de fractura, la probabilidad de
a
una completa falla catastrofica en la estructura prototipo seria .2015000
0,4%. La probabilidad de que algunas grietas se desarro\len serla alrededor
,I
del 20%;' En otras palabras. la probabilidad de que la estructura prototipo no
desarrolle una sola grieta serla del 80%. No obstante 'una vez que una I
I
produccion a gran escala se inicia, pueden ocurrir fallas en algunas i
,
,
estructuras y. desde el punto de vista de capitanear una nave fracturada, el
registro es de 100% falla.
Consecuentemente. ,es mas importante determinar que condiciones
adversas apareceran en la estructura durante la produccion y servicio. Solo
entonces sera posible establecer las medidas necesarias para prevenir las
condiciones adversas par ocurrir.285
7.4.6 Correlaci6n de los resultados obtenidos por varios ensayos. La
correlacion de los datos de tenacidad a la entalla obtenidos mediante varios
ensayos ha sido el interes de muchos investiga'dores. EI libro de Hall et ai,
cubre la correlacion de los datos de temperatura de transicion obtenidos por
varios ensayos.
Como se menciono anteriormente, las temperaturas de transicion obtenidas
por diferentes ensayos pueden ser clasificadas en. tres grupos; temperatura
de transicion a ductil, Td. temperatura de transicion de aparicion de fractura,
Tf, y temperara de detencion de la grieta. En general, hay una estrecha
correlacion ent~e las temperaturas de transicion del mismo tipo.
Por ejemplo, la figura 7.19 muestra la correlaci6n entre la temperatura de
transicion de aparicion de la fractura determinada con probetas estandar
Ch.arpyentalla en V (maquinada), Vtrs. y los determinados con probetas
Charpy entalla en V prensada, pTrs. Entre estos valores los cuales son
simi/ares existe una estrecha correlacion.
Las correlaciones son general mente pobres cuando diferentes tipos de
temperaturas de transicion son comparadas; por ejemplo, entre Td
determinada por un ensayo y Tf determinada por otro.I
286
80
vTrs' -16.2 + 1.00 pTrs
r·0.973
40
•
0
U
..
!..
~,..
-40
! i
i
-50
!
i'
-IZO
eo
pTrs ("C)
FIGURA 7.19 correlacion entre la temperatura de transicion de aparicion de
la fractura determinada con probetas estandar Charpy entalla en V
(maquinada), Vtrs, y los determinados conprobetas Charpy entalla en V
prensada. pTrs.
I
!
l
[
I
i
,l
7.5 FRACTURA DE ENSAMBLES SOLDADOS CON BAJOS
ESFUERZOS APLICADOS
Con. el fin de ayudar a entender mejor el material presentado en esta
seccion, se presenta en forma resumida la siguiente informacion:
- Las fracturas fragiles en estructuras soldadas a menudo se originan de
pequeiios defectos; el esfuerzo total es a. menudo muy bajo solo 7,0287
2
Kg/mm 6 69 MN/m2 (10000 PSI). el cual es unicamente alrededor de una
tercera parte de la resistencia de cedencia del material utilizado).
-·8asados en la teo ria del mecanismo de fractura, las fracturas inestables
ocurren cuando el esfuerzo es aplicado a una estructura que contiene una
grieta mas grande que un· valor dado. Sin embargo, la grietacritica del
acero de bajo carbono en el esfuerzo de cedencia· es de varias pulgadas de
longitud.
Entonces ~por que una estructura soldada falla a un nivel de esfuerzo de
solo una tercera parte de la resistencia de cedencia y para una muy pequena
grieta? Numerosos investigadores, especial mente durante 1940 - 1950,
i .
trataron de demostrar experimentalmente ·Ia fractura ocurrida con ·bajos
esfuerzos aplicados en ensambles soldados.
7.5.1 .. Antecedentes.
- Resistencia a la fractura fragil de probetas de tracci6n con entalla.
Durante el final de los anos 40 y principios de los anos 50, numerosos
investigadores . estudiaron las fracturas caracterfsticas de una serie de
probetas con entalla sometidas a carga de tracci6n. Por la realizaci6n de
ensayos de fractura en un intervaJo de temperaturas, ellos encontraron que
, i .
i
!288
el modo de fractura cambia de ductil a fragil cuando la temperatura de
ensayo esta por debajo de un cierto valor, es decir, la temperatura de
transici6n. Ellos se mostraron complacidos al estar en capacidad de
demostrar las fracturas fragiles en laboratorio.
Su complacencia tuvo corta vida pues, rapidamente descubrieron que los
esfuerzos de fractura de probetas de acero de bajo carbono fueron siempre
mucho mas alto que el esfuerzo de cedencia. La figura 7.20, preparada por
Wells, muestra los resultados obtenidos por muchos investigadores. Las
fracturas siempre ocurren despues que una cedencia general toma lugar en
la probeta.
-Experimentos de Greene con ensayos de doblez en platinas soldadas.
En 1949 Greene· presento los resultados de los ensayos de doblez de
platinas soldadas obtenidos mientras estudiaba los efectos de tratamientos
de alivio de esfuerzos en las· fracturas caracteristicas de las platinas
soldadas, como se muestra en la figura 7.21.
EI encontro que las probetas, tal como quedan de la soldadura, que eran
ensayadas a bajas temperaturas, se fracturaron a un nivel de esfuerzos bien
pordebajo del momenta plastico total.289
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FIGURA 7.20 Resistencia a la fractura fragil de probetas de tracci6n con
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FIGURA 7.21 Esfuerzo nominal de doblez contra temperatura para los
experimentos de Greene en laminas amplias soldadas~
i
'I
i290
- Experimentos de Robertson en la propagaci6n de la fractura. En 1951
Robertson propuso que una fractura fragil, una vez iniciada, se propagaba a
unesfuerzo que esta bien por debajo de la resistencia a la cedencia. EI
utilizo la probeta mostrada en la figura 7.17. Un resultado tfpico del ensayo
es como el que se muestra en la figura 7.14.
7.5.2 Primeros estudios de fracturas ocurridas con bajos esfuerzos
aplicados, usando platinas anchas soldadas y con entalla
- Experimentos realizados por Wells. Wells conocio que esfuerzos tan
altos como el esfuerzo de cedencia son necesarios para iniciar una grieta en
un acero estructural, pero que una grieta puede propagarse aun bajo
esfuerzo una vez que esta es iniciada. EI planteo la hipotesis de que cuando
unaentalla aguda es localizada en la region cercana a la soldadura donde
los esfuerzos residuales son tan altos como !a resistencia a la cedencia, una
fractura fragi! puede iniciarse y propagarse con un bajo esfuerzo aplicado.
Wells evaluo la resistencia a la tracci6n de una serie de probetas soldadas,
cada una con· una entalla transversal aguda. Entre las once probetas
ensayadas, una se fracturo completamente a un esfuerzo aplicado bien por
debajo del esfu'erzo de cedencia. La probeta F, ensayada a 15°C, fallo alI.
291
nivel del esfuerzo de cedencia. En tres probetas ensayadas a bajas
temperaturas,.. fractura parcial ocurrio a muy bajo esfuerzo aplicado, y
fractura completa ocurrio despues de cedencia general. Wells decidio que
una falla catastr6fica ocurre a una cierta temperatura y la lIamo "calamity
temperature" .
- Experimentos realizados p~r Kihara y Masubuchi. Kihara y Masubuchi
aunque interesados en los resultados obtenidos por Wells, sintieron que las
fracturas catastroficas podian ocurrir en un amplio intervalo de temperatura.
Elias utilizaron probetas similares a las empleadas por Wells (ver figura
7.22).
Cuando las probetas no contienen entalla aguda, la fractura ocurre en la
resistencia ultima del material a la temperatura de ensayo. como es
mostrado por la curva paR. Cuando una probeta contiene una entalla (pero
no esfuerzos residuales), la fractura ocurre a los niveles de esfuerzo
mostrados par la curva POST. Cuando la temperatura es mas alta que la
temperatura de transicion de aparicion de la fractura, Tf, una fractura par
cizalladura ocurre con altos esfuerzos. Cuando la temperatura esta por
debajo de Tf, la apariencia de la fractura cambia, indicando clivaje, y el292
esfuerzo en la fractura decrece a valores cercanos al esfuerzo de cedencia.
I
Cuando una entalla esta localizada en un area que contiene altos esfuerzos
residuales de traccion, algunos tipos de fractura pueden ocurrir .
. NETAL
/'SOLDADO
I
I }
a a I
ENTALLA
Q
{ : ,t' ~ ,., ENTALLA
:
~SAW' METAL
:
I
1
I
1'""1"-­ 1000 --"-1
FIGURA 7.22 Probetas para el experimento de Kihara y Masubuchi
A temperaturas mas altas que Tf, el esfuerzo de fractura no es afectado par
los esfuerzos residuales y es la resistencia ultima (curva PO).293
A .t emperaturas ambiente menores que Tf, pero mas altas que la
temperatura de detenci6n de la grieta, Ta, un bajo esfuerzo puede iniciar una
grieta, pera asta puede detenerse.
A temperaturas mas bajas que Ta, uno de dos fen6menos puede ocurrir,
dependiendo del nivel de esfuerzo en la iniciaci6n de la fractura:
(a) Si el esfuerzo es inferior al esfuerzo critico, VW, la grieta se detendra
despuas de recorrer una corta distancia. Fractura completa ocurrio en el .
esfuerzo de cedencia (ST).
(b) Si el esfuerzo es mayor que VW, la fractura total ocurrira.
7.6 EFECTOS DE LA COMPOSICION QUIMICA Y DEL PROCESO DE
FABRICACION
Las propiedades de un tipo dado de acero son afectados por su composicion
quimica. tanto como por el proceso de fabricacion, involucrando variables
tales como tamano de grano, temperatura final de laminacion y la cantidad
de trabajo en frio y deformaci6n inicial. Esta secci6n cubre los efectos de
estos facto res en:
- Las propiedades a tracci6n294
• Tenacidad a la entalla
- Soldabilidad
La discusi6n en esta secci6n sera aeerca de los aceros al carbono y los
aceros de baja-aleaci6n y alta-resistencia que son utilizados en la condicion
as·rolled. Esta seccion no cubre los aeeros templados y revenidos ni aceros
maraging.
7.6.1 Efectos de la composici6n quimica. Los efectos de la
composicion'qurmica en las propiedades mecanicas, la tenacidad ala entalla
y la soldabilidad del aeero han side estudiados por muchos investigadores.
En la tabla 7.6 se incluyen las formulas para determinar el limite elastico. la
resistencia maxima ala traccion, la elongacion y la temperatura de transicion
(15 ft·Ib). Las formulas incluidas en la tabla 7.6 son para determinar el
equivalente en carbono parametro que expresa el efecto de un elemento
aleantedado en una cantidad equivalente de carbono.
La tabla 7.7 ha sido preparada para mostrar esquematicamente los efectos
de los principales elementos en: la resistencia a /a traccion, la elongacion, /a
tenacidad a la entalla y la susceptibilidad al agrietamiento en caliente y en
frio. Tambiem se muestran los principales efectos de los elementos listados.
Las f1ectfas que apuntan hada arriba indican que los efectos son favorables:295
EI numero dado cerca a la fJecha indica la importancia del efecto de un
elemerito comparado con el efecto del carbono. Por ejemplo, 1% de
incremento en el manganeso resulta en un aumento en la resistencia a la
tracci6n en una cantidad comparable a un incremento de 0,2% de carbono.
I
,t
La figura 7.23 muestra el efecto de algunos elementos aleantes en la
temperatura de transici6n, 15 ft-Ib, Charpy con entalla en V. La figura fue
preparada p~r Kihara et al y fue basada en los resultados experimentales
obtenidos p~r Reinbolt y Harris.
1. PROPIEDADES MECANICAS
(a) Formulaeion de Frazier-Boulger-Lorig
=
av... psi (23 000 ± 1 500) + 29 200 x %C + 7 200 x %Mn
O"ul.... psi =(30 800 ± 2 200) + 104 000 x%C + 13 000 x%Mn
=
Elengaeion, % (38,2 ±2,4) -32,6 x %C -3,2 x %Mn
(b) Formulaeion de Kihara-Suzuki-Tamura
O"v. psi =(53 400 x %Cv + 23 900) ±5 700
0"1"". psi =(87 000 x %Ct + 34 500) ± 5 000
Elongaeion, % = (55,9 - 51,2 x %Ce) ± 6 400
2. TEMPERATURA DE TRANSICI6N
(a) Formula de Williams-Ellinger
=
T OF (70:f: 30) + 300 x %C + 1000 x %P -100 x %Mn
r15.
+ 300 x %Si -5 (Tamario del grane ferritico segun ASTM)
TABLA 7.5 Formulaci6n tfpica para determinar los efectos de la composici6n
quimica en las propiedades mecanicas296
1. PROPIEDADES MECANICAS
(a) Formula de Kihara-Suzuki-Tamura
=
Cy (V.P.) % C + '/5 Mn + '/7 Si + 'h Cu + '/20 Ni + cero x Cr +'/2Mo + 1.1V
=
Ct (T.S.) % C + '/5 Mn + 'h Si + 'h Cu + '/20 Ni + '/9 Cr +'/2Mo + '/ V
=
Ce (Elongaci6n) % C + '/g Mn + '/12 Si + '/10 Cu + '/20 Ni + '/4 Cr +2/sMO + 4/SV
2. RESISTENCIA A LA ENTALLA
(a)F6rmula de Kihara-Suzuki-Tamura
=
Ceq C - ('/2,6) Mn + 3,9 P + ('h7) Ni + 1,3 Mo cero(S + Si + Cu + Cr)
3. SOLDABILIDAD
(a) Formula del "Welding Handbook"
=
Ceq C + '/6 Mn + '/10 Cr -'/50 Mo - '/,0 V + '/40 Cu + '/20 Ni
(b) Formula basada en el trabajo de Sims-Banta
Ceq =C + '/6 Mn + '/24 Si + '/'2SJ Mo + '/'4 V + ceroCr
(c) Formula de Kihara-Suzuki-Tamura (para maxima dureza)
=
Ceq C + '/6 Mn - '/5 Cr + '/4 Mo + '/24 Si + '/15 Ni
TABLA 7.6 Formulaci6n para el carbono equivalente para propiedades
mecanicas, resistencia a la entalla y soldabilidad
En el uso de las formulas dadas en las tablas 7.5 y 7.6, es importante no
extrapolar la formula mas alia de los contenidos de aleantes investigados en
los experimentos en los cuales fueron basadas las formulas. La figura 7.23
puede ser utilizada como una Quia de los limites practicos de varios
elementos de aleacion contenidos en los aeeros estructurales.
- Carbono. EI carbono es el elemento de aleacion mas im portante. EI
carbona adicionado al acero ocasiona un aumento en la resistencia. Cuando
el carbo no es adicionado, una mayor proporcion de carburos aparecen en la297
estructura, tal como es observado al microscopio. Sin embargo, la adici6n
de carbono causa muchos efectos indeseables. incluyendo la reducci6n en la
elongaci6ri, una reducci6n en la tenacidad a la entalla. y una reducci6n en la
, i
soldabilidad (un incremento de la dureza en la zona afectada termicamente y
un incremento en la suceptibilidad del agrietamiento en frio y en caliente).
Debido a estos efectos adversos el contenido de carbono de un acero
soldable esta normalmente por debajo de 0,25%.
-Manganeso. EI manganeso es agregado al acero debido a que es un blJen
desoxidante y mejora la tenacidad (bajas temperaturas de transici6n). Un
incremento en manganeso alrededor de 1,2% resulta una mejora en la
tenacidad, pero una adici6n de manganese por encima de 1,6% ocasiona un
rapido deterioro de la tenacidad.
EI Manganeso tambien es conocido como retardante del agrietamiento en
caliente del metal soldado y de la zona afectada termicamente. ya que
reacciona con los slJlfuros causantes de dicho agrietamiento.
- Silicio. La evaluaci6n del efecto del silicio es complicada ya que este actua
como desoxidante y como elemento de afeaci6n, Consecuentemente, la
influencia del silicio en la tenacidad dependera de la concentraci6n de otros
elementos desoxidantes tales como manganese y et aluminio.I .:
298
Por ejemplo, en el estudio experimental conducida par Reinbolt y Harris (ver
figura 7.23), el silicio hasta 0,6% tiene un pequeno efecta en la tenacidad.
pero una adicion por encima de 0,6% origina un aumento en la temperatura
de transici6n.
• F6sforo. Un aumento en el contenido de fosforo. causa un drastico
incremento en la temperatura de transici6n (0 una perdida en la tenacidad)
en una cantidad igual a la del carbono. Del fosforo tambien se sabe que
causa agrietamiento en caliente.
- Azufre. EI azufre en la forma de inclusiones de sulfuro son a menudo
productos de laminacion en platinas de acero. En las laminaciones, con
tipos de sulfuros y 6xidos, estas son inclusiones de forma achatada que
tienen pequena resistencia cuando se someten a esfuerzos en direcci6n del
espesor. Las platinas laminadas tienden a actuar como muchas platinas
delgadas colocadas juntas para lograr el espesor. Cuando es evaluada la
tenacidad a la entalla de una platina laminada. los resultados tienden a
dispersarse, haciendo diftcil un analisis exacto. Cuando las platinas no son
laminadas, el efecto de los sulfuros en la tenacidad a la entalla es menor.
Se canoce que el azufre causa agrietamiento en caliente, ya que el sulfuro
de hierro (FeS) tiene un bajo punto de fusi6n.:1 ~.
~.' . .
299
I
- Aluminio. EI aluminio modiftca el efecto de fragilizacion del oxfgeno, este
, ; i '
altera la estructura de las inclusiones de azufre y tiende a combinarse con el
nitrogeno. EI aluminio es utilizado frecuentemente como un desoxidante
durante la fabricaci6n del acero. EI aluminio tiende a mejorar la tenacidad a
la entalla.
-
400
- -
Or
OF . ,
...; I ,I
-100 1 I I
.. 0 I eo0 .0 2 . % 004 c, f. V. / -I00 1
-
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I
•U ..-ll 100 l .1 -..
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E~ -! MOt. er _ ~ ~ Cu o ·C
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:: -tOO
~ TI .~t 1-"- toNi' -
... -100
e-
'200 -
~ . 0.30'1. C, 1.00·4 Mn, Q30% SI ~8· ~
U I (Rinebolt and Harris (1951))
I> .300
o 0.2 0.4 0.6 0.8 10 12 1.4 1.6 18 2.0 2.2
ELEMENTODEALEACION, %
FIGURA 7.23 Efectos de varios elementos de aleacion en el ensayo
Charpy, resumidos por Kihara de los datos recolectados por Reinbolt y
Harris
,
Ii300
- Niquel. EI Niquel mejora la tenacidad a la entalla, especialmente en los
aceres de baja aleacion. Muchos aceres de alta resistencia incluyendo el
HY-80, HY-130 Y HY-180 contienenmas grandes cantidades de niquel al
aumentar el nivel de resistencia.
- Nitrogeno y Oxigeno. Los efectos del nitrogeno y del oxigeno en la
tenacidad a la entalla son complejos ya que ellos reaccionan con el acero y
con otros elementos presentes, pero se ha conocido que tienen un efecto
desfavorable en la tenacidad a la entalla.
7.6.2 Efecto del proceso de fabricaci6n.
- Efectos de las practicas de taller. La desoxidaci6n, el laminado y las
operaciones de dimensionamiento afeelan la tenacidad a la entalla, y por 10
tanto son temas de interes.
- Efectos de la desoxidaci6n. Los aeeres pueden ser clasificados en
efervecentes, semicalmados y calmados, dependiendo del grado de
desoxidacion que et aeero recibe durante la fabricaci6n. EI Pasivado 0
desoxidaci6n es normal mente alcanzado por adici6n de silicio a combinaci6n
de silicio y aluminio.enfriamiento no hay evolucion de monoxido de carbono. Esto minimiza la
segregacion durante la solidificacion. por 10 que las platinas roladas seran
mas uniformes en composicion y propiedades.
La ausencia de la evolucion de gases tambien causa socavaciones "pipe
cavity", por eso una gran cantidad de acero debe ser cortada y descartada
de la parte superior del lingote. Los aceros' calmados pueden ser fabricados
concarbono, manganeso, 0 contenidos de aleantes, y general mente son
mas costosos que los aceros semi-calmados 0 que los aceros efervecentes.
Losaceros semicalmados son parcialmente desoxidados y, como resultado,
no son tan sanos como los aceros calmados. Ellos tienen un mas alto nivel
de segregacion que los aceros calma~os, y el centro y la superficie pueden
diferir notablemente en composici6n.
- Efecto de la temperatura de terminado. EI intervalo de temperatura para el
trabajo en caHente para aceros dulces, en la practica, se extienden de 1600
a 2100 OF. Durante la laminacion en caliente de la platina, la temperatura a
la cual el trabajo mecanico es concluido tiene una infiuencia en las
propiedades mecani~s y en la tenacidad.302
Generalmente corresponde a una alta temperatura de acabado una
estructura de grano-basto, una reducci6n en la resistencia, y una mas baja
tenacidad. Con una baja temperatura de acabado, es mas probable obtener
un tamario de grana fino y un nivel mas alto de tenacidad.
Es tambiE~n bien conocido que la cedencia y la resistencia a la tracci6n son
mayores por la disminuci6n en el tamario de grano. Asi, una temperatura de
acabado tan baja como' sea practica es deseable para alcanzar el punto
6ptimode limite elastica, resistencia ala tracci6n y tenacidad.
- Efecto del trabajado en frio y la deformaci6n inicial. EI trabajado en fdo 0 la
deformaci6n inicial incrementa el limite elastica y la ter1}peratura de
transici6n. Un criterio emprrica frecuentemente utilizado es que una
deformaci6n permanente del 1% aumentara la temperatura de transici6n 15
a 20°F.
Gensamer et al. encantraron que el trabajado en frio, combinado con
envejecimiento, es mas efectivo en el aumento de la temperatura de
transici6n que el trabajado en fdo 0 el envejecimiento independientemente.
La figura 7.24 muestra los resultados tipicos de la investigaci6n. La figura
muestra' que cuando un acero en condici6n as-rolled, semicalmado, es
sometido a varias cantidades de deformaci6n por tracci6n, es decir, desde E)03
=·0% hasta E = 10% Y envejecido por 1 mes, la temperatura de transicion
aumenta considerablemente.
60
!
C 0.18
/°"".. Mn 0.73
P 0.008
0 0 ,,~ ~ S 0.030
41 0 ~ SI 0.07
VIJJ..S% AI 0.015
".2%1~ Nt 0.05
:1 Cu 0.07
Cr 0.03
VJ~··IO%
V
.. I /~
' I
-eo -40 0 40 eo 120 IGO 200
/ TEMPERATURA I 0 F
• .,.... ,. OJ(t'n
FIGURA 7.24 Efectos del trabajo en frio y el envejecimiento en las
propiedades Charpy
7.7 REQUERIMIENTOS DE TENACIDAD A LA ENTALLA Y CONTROL
DE LA FRACTURA
Aunque se han propuesto y utilizado numerosos ensayos para evaluar la
tenacidad a la fractura de los materiales, muchas especificaciones aun
emplean el valor del ensayo de impacto Charpy Entalla en V (CVN) como el
criterio para especificar la tenacidad a la entalla de los aceros estructurales.304
EI ensayo drop-weight y el ensayo de desgarramiento dinamico son tambien
empleados' por la marina norteamericana y otras sociedades de
especificaciones.
La figura 7.25 muestra los requerimientos del ensayo Charpy entalla en V
adoptados por las siete principales sociedades de clasificaci6n de barcos
(requerimientos unificados). Elias han agrupado y encerrado en forma
perimetrica, para mostrar las tendencias generales, particularmente aquellos
requerimientos relacionados can las exigencias de tenacidad para aeeras de
alta resistencia. Las RI, NV y ABS tienen las mas bajas exigencias de
temperatura de ensayo y energia absorbida para los aceras de alta
resistencia.
Lloyd's Register y Bureau Veritas han mantenido las mismas temperaturas
de ensayo para los aeeras de alta resistencia adoptada por la Unfied
Requirements. EI -Bureau Veritas mantiene los mismos requerimientos de
energia de impacto, mientras que Lloyd's los hace proporcionales con el
limite elastica.
7.7.1 Estudios de Pellini acerca de una guia en el control de fractura.
Pellini ha desarrollado un diagrama generalizado de analisis de la fractura
(FAD). La temperatura NDT puede ser determinada por cada uno de los305
ensayos drop-weight 0 desgarramiento dinamico. EI FAD es ampliamente
utilizado por la marina de los Estados Unidos.
IABSI Americon Bureau of Shipping
ILRI Lloyd's Register o
IBVI Bureau Veritas ILR)­
60 IRII Regisfro Ualianale
INVI Oet Norshe Veritas
INKKI Nippon Kaiji Kyokal
IGL) Gerrnanlscher Lloyd
40
30
" (ABS,NV, RU
20 ,L :':
to
o
<If
+32
TEMPERATURA DE ENSAYO
FIGURA 7.25 Requerimientos del ensayo Charpy entalla en V (unificados)
7.7.2. Estudios de Rolfe en guias de control de la fractura. Rolfe et al en
1974 publicaron los resultados de su estudio en control de la fractura para
cascos de barcos soldados. Se intent6 utilizar la teoria del mecanismo de
fractura para desarroilar una guia practica en el control de la misma.306
7.8 TENACIDAD A LA ENTALLA DE METALES SOLDADOS
Con el fin de evitar la fractura fragil de estructuras soldadas, es importante
que tanto el metal base como el metal soldado tengan una adecuada
tenacidad a la entalla. No es diflcil obtener un metal soldado con una
tenacidad a la entalla equivalente a un aeero al carbono ordinario. Sin
embargo. asta lIega a ser una consideracion seria cuando se sueldan acaros
de alta resistencia, templados y revenidos. Estos acaros tienen un alto limite
elastica y una exeelente tenacidad a la entalla que es dificil de igualar en el
metal soldado.
EI BoleUn No.111 de The Welding Research Council (Concejo de
Investigacion de Soladura), preparado por Masubuchi, Monroe y Martin,
presento los resultados de una revisi6n bibliografica de la tenacidad a la
entalla del metal soldado y de las zonas afectadas tarmicamente. la revision
fue realizada en 1964. Los metales base discutidos incluyeron aeeros de
bajo carbono y aceros de baja aleaci6n yalta rasistencia con hasta 84
Kg/mm2 0 827 MN/m2 (120.000 PSI) de limite elastica. Los proeesos de
soldadura considerados incluyeron:307
(1) SMAW (Shielded metal-arc welding), (2) SAW (Submerged-arc welding),
(3) GMAW /Gas Metal Are Welding) y (4) Electroslag y Electrogas Welding.
La publicacion cubrio los siguientes temas:
- Tendencias generales de tenacidad a la entalla de metales soldados
depositados con varios procesos de soldadura evaluados por el ensayo de
impacto Charpy entalla en V.
- Efecto de varios facto res en la tenacidad a la entalla incluyendo: (a)
composicion qufmica y microestructura, (b) factores relacionados con el
proceso de soldadura incluyendo el calor aportado, las tecnicas de soldadura
de multiples pases, la posicion de soldadura, el precalentamiento y los
tratamientos de post-calentamiento.
- Tenacidad a la entalla de la zona afectada·termicamente evaluada por el
ensayo de impacto Charpy.
- Evaluacion de la tenacidad del metal sold ado con varios ensayos diferentes
al Charpy entalla en V.
Las siguientes paginas cubren principal mente el primer tema tal como fue
discutido en el boletin No. 111 del WRC. Algunos datos han sido308
aumentados para reflejar las avanzadas tecnicas que han sido fabricadas
desde la revision original en 1964.
Debe notarse que los datos presentados aqui muestran la tendencia general
en los valores de tenacidad a Is entalla del metal sold ado con ciertos
procesos de soldadura. Siempre y cuando se utilice el mismo proceso de
soldadura. los valores de tenacidad a la entalla del metal soldado pueden
variar dependiendo de la composicion quimica del metal de aparte, las
condiciones de soldadura y otros parametros.
7.8.1 Requerimientos de varias especificaciones para tenacidad a la
entalla del metal de aporte. La tabla 7.7 resume los requerimientos de
varias especificaciones para la tenacidad a la entalla del metal de aporte en
uniones a tope. Tambien, se muestran, por comparacion. los requerimientos
de tenacidad a ·Ia entalla de algunos aceros. Se especifican· los valores
mfnimos de energfa absorbida en el ensayo Charpy a ciertas temperaturas.
i
I
La figura 7.26 muestra los requerimientos de la tenacidad a la entalla para I
i
i
los itemes marcados en la tabla 7.7 con asterisco. La especificacion no
cubre la tenacidad a la entalla del metal de aporte de uniones en filete.309
- Metal base. En una eonfereneia internaeional realizada en Londres en
1959, las soeiedades de elasificaeion de bareos de los prineipales paises
productores de los mismos aprobaron una espeeificaeion internacional para
aceros para bareos. En esta especificacion, los aeeros son elasificados en 5
grados A, B, C, 0, E. Espeeificandose de 4,8 Kg-m (Charpy con entalla en
v) a O~C (35 ft-Ib a 32~F) para el grado 0 y 6,2 Kg.m a -10°C (45 ft-Ib a 14°F)
para el grado E. Estos requerimientos estan representados en la figura 7.26
por puntos designados 0 y E.
Muehas especifieaeiones eubren la tenaeidad a la entalla de aeeros
estrueturales de alta resisteneia. La especificacion de la Marina de los
Estados Unidos MIL-S-16216 eubre los requerimientos de tenaeidad a la
entalla para el aeero HY-80, el eual es un aeero del tipo bajo carbono niquel­
eromo-molibdeno. Los requerimientos minimos para los valores del ensayo
de impaeto Charpy entalla en V del aeero en condieion de temple y revenido
son .60 ft-Ib (8,3 Kg-m) para platinas de 2 pulgadas (50 mm) de espesor 0
menos y 30 ft-Ib (4,1 kg-m) para platinas de espesor mayor a 2 pulgadas (50
mm).
- Metal depositado con Electrodo Revestido. La tabla 7.7 muestra los
requerimiento d~ varias espeeificaciones para tenacidad a la entalla de
depOsitos de soldadura con electrodos revestidos:310
1. La especificacion AWS-ASTM para electrodos de acero· dulce
revestidos (AWS AS.1-6ST Y ASTM A-233-64) Y para electrodos de acero de I
i
baja aleacion revestidos (AWS AS-64T). La tabla 7.7 muestra los
requerimientos de tenacidad a la entalla para soldaduras hechas con varios
electrodos. E7028, E6010, E6011, etc.
2. Valores de tenacidad a la entalla que han sido propuestos por
especificacion internacional para soldaduras hechas con electrodos
revestidos en uniones de aceros de barco grado A hasta grado E.
3. Valores de tenacidad a la entalla recomendados por la subcomision
C, "Ensayos y Medidas del Metal Soldado"; de la comision II del Instituto
In ternaciona I de Soldadura. Los valores de tenacidad a la entalla han sido
recomendados dependiendo de· (1) la resistencia a la traccion del metal de
aporte, (2) la calidad de la soldadura (QI, QII, QIII), y (3) la posicion de
soldadura (plana 0 vertical).
- Dep6sitos de Arco-Sumergido. La subcomision E, "Estudio de Metal
soldado depositado por todos los procesos", de la comision XII del IIW
propuso los requerimientos para la tenacidad a la entalla del deposito de
arco sumergido en aceros al carbono. Los valores mostrados en la tabla311
7.7 son recomendados dependiendo de (1) una resistencia minima a la
traccion de 414 MN/m2 042 kg/mm2 (60.000 psi) 0 50 kg/mm2 (71.000 psi) y
(2) la elase de soldadura.
Te6ricamente. los requerimientos para tenaeidad a la entalla del metal de
aporte deberia ser la misma para todos los proeesos. Sin embargo, muehas
sociedades de elasificaeion de barcos normal mente aeeptan materiales de
aporte para depositos de area sumergido con tenaeidad a la entalla mas baja
que la de las materiales de sporte para soldadura con eleetrodo revestido.
Aparentemente, esto se debe a la difieultad de obtener depOsitos de arco
sumergido que eumplan los requerimientos para depositos de soldadura con
electrodo revestido. Por ejemplo una sociedad de clasificacion de bareos
requiere los siguientes valores para depositos de area sumergido.
1. 3,5 Kg-m a 20°C (25 ft-Ib a 68 OF) para uniones de aeero grado A.
2. 3,5 kg-m a O°C (25 ft-Ib a 32°F) para uniones de aeero grado E.
. ~
,Ii
·1
3. 4,8 kg-m a 10°C (35 ft-Ib a 14°F) para uniones de aeero grado E. ~312
Charpy V
Metal base Especificacion y clases Absorsion Temperatura
o metal de minima de (OF)
aporte energia (pie­
Ib)
Metal base Grado 0* 35 32
Grado E 45 14
Espesor 2 pig a menos 60 -120
Espesor sabre 2 pig" 30 -120
Electr'odo E6012, E6013, E7014, E7024 no requiere
cubierto E7028 20 -0
E6010, E6011, E6027, E7015, E7016, 20 -20
E7018
E8016-C3*,E8018-C3 20 -40
E9015-01, E9018-01, E10015-02, E10016- 20 -60
02, E10018-02
E9018-M*, E10018-M, E11018-M, E12018-M 20 -60
E8016-C1, E8018-C1 20 -75
E8016-C2, E8018-C2 20 -100
Acero grado A * 35 68
Acero grados B, C, 0* 35 32
Acero grado E" 45 14
Resistencia tracci6n Calidad I, plano 35 63
de metal soldado CaUdad I, vertical 29 68
61 000 a Calidad II, plano 46 68'
67000 psi Calidad II, vertical 40 68
CaUdad 1111, plano 57 68
Calidad III, vertical 52 68 )t
i'
Resistencia tracci6n Calidad II, plano 46 68
de metal soldado Calidad I, vertical 40 68
74000 a Calidad 1111*, plano 57 68
88000 psi Calidad 111*, vertical 52 68
I..
I
i
Arco esfuerzo minimo a tracci6n del 42C· 20 32
Sumergido metal soldado 60 000 psi 420* 20 -4
esfuerzo minimo a tracci6n 50C 20 32
metal soldado 71 000 si 500 20 -4
TABLA 7.7. Resistencia a la entalla.313
Estos valores se muestran en la figura 7.26 por puntos designados AS, OS Y
ES, respectivamente. Estos valores son aproximadamente el 70% de los
valores requeridos para depositos de electrodo revestido usados en union de
aceros de grados correspondientes.
Comparaci6n de varias especificaciones. Para facilitar las discusiones en
los ultimas paginas de este texto, los requerimientos de tenacidad a la
entalla de varias especificaciones con derivados arbitrariamente en los
siguientes cinco clases, siendo la clase 1 la menos severa y la clase 5 la
mas severa.
Glase 1: QI, posici6n plana; 42°C (35 ft-Ib a 68°F 20 ft-Ib a 32°F)
Glase 2: QII, posici6n plana; grado 0; E6010 (46ft-Ib a 68°F; 35 ft-Ib a 32°F;
ft-Ib a 20°F)
alii.
Glase 3: plana; grado E; E9018-M (57 ft-Ib a 68°F; 45 ft-Ib a 14°F; 20 ft­
Ib a ':'60°F).
Glase 4: E8016·G2 (20 ft-Ib a -100°F)314
Clase 5: Metal base aeero HY-80 con espesor mayor de 50 mm (2
pulgadas) (30 ft-Ib a -1208F).
Finalmente para los requerimientos de tenacidad aun se diseute (1) si el
ensayo de impaeto eharpy con entalla en V es un ensayo adeeuado para
evaluar la tenaeidad a la entalla y (2) que nivel de tenaeidad a la entalla es
realmente neeesario para los metales de base. Sin embargo, se han
realizado intentos para tratar de estableeer los requerimientos reales de
tenaeidad a la entalla del metal base p~r:
1. Analisis de los resultados de tenaeidad a la entalla obtenidos de
probetas tomadas de bareos fraeturados.
2. Comparacion de resultados de tenacidad a la entail a obtenidos con
probetas charpy y el eomportamiento de la fractura en probetas de gran
tamaiio.
Sin embargo, casi no se ha obtenido informacion que pueda ser utilizada
en el establecimiento de los requerimientos para la tenacidad a la enta"a
para el metal soldado y la zona afectada termicamente. Las
especi"ficaciones mas eorrientes estan basadas, aparentemente, en el315
principio de que la tenacidad a la entail a requerida por el metal base debe
ser tambien la requerida por et deposito producido por un proceso de
soldadura en \a union del acero. este principio basico, sin embargo, no es
siempre obedecido.
TEMPERATURA, °C
-100 -eo -60 -40 -20 o 20 40
I I I 1 1 I 1 I -20
140­ 24 .
Metal Base -18
SMAW', Plano 22
L
SHAW, Vertical
1 . tJ1 20
.!:I:!
I
>.... 100!­ 'SMAW, (AL!\'io" 2f~~'est) -14 E 18
!:iAW
~ - 12
p.. eo~
~
::r:: -10
u
-8
-6
-4
20 -
-2
2
I o
-120 -BO -40 0 40 BO 120 0
TEMPERATURA, OF
FIGURA 7.26 Tenacidad a la entalla requerida por varias especificaciones
Por ejemplo:316
1. EI requerimiento de tenacidad a la entalla para depositos realizados
con electrodos MIL-11 018, los cuales han sido utilizados ampliamente para
la fabricacion de submarinos de acero HY-80, es considerablemente menos
severo que para el metal de base HY-80. EI requerimiento es 2,8 kg-m a ­
51°C (20 ft-Ib a -60°F) para el metal de aporte y 8,3 04,1 kg-m a -81°C (600
30 ft-Ib a -120°F) para el metal base.
2. Algunas sociedades de clasificacion de barcos permiten una menor
tenacidad a la entalla para los depositos de arco sumergido que para los
depositos de electrodo revestido.
En algunos casos se han fijado bajos requerimientos de tenacidad, debido a
que en la actualidad no estan disponibles metales de aporte con una mayor
tenacidad a la entalla, y no porque la tenacidad a la entalla sea menos
importante en el metal de aporte que en el metal de base.
I :
" ,
I
, '
7.8.1 Tenacidad ala entalla de dep6sitos de electrodo revestido.
Se tienen abundantes datos de tenacidad a la entail a de depositos
realizados con diferentes tipos de electrodos de varios fabricantes. En las317
paginas siguientes se discuten las tendencias generales observadas en la
tenacidad a la entalla de depositos realizados con una variedad de tipos de
electrodos.
- Electrodos de acero dulce E60XX. La figura 7.27 contiene los datos de
transicion Charpy en V para varios metales de aporte:
1. Una "banda" la cual muestra la variacion de las curvas de transicion
para depositos realizados con electrodos de acero dulce. La banda fue
obtenida de los datos publicados p~r Pellini en electrodos E6010 Y p~r
Watkinson en tres tipos de electrodos britanicos. Tambien se muestra una
banda para la tenacidad a la entalla del acero de barcos utilizado en la
produccion de la Segunda Guerra Mundia!.
2. Intervalos de valores de tenacidad a la entalla esperados en la
,i· ···
condicion tal como quedan depositados a 21 y -40°C (70°F Y -40°F) dados
en .el Manual de Soldadura de la AWS para depositos realizados con
electrodos E6010, E6012, E6015 Y E6016.318
~ METAL BASE
LAMINA BARCOS II G.M.
~
E6015.16 (AWS)
FIGURA 7.27 Tenacidad a la entalla en aceros soldados con electrodos de
acero dulce
Tambien en la figura 7.27 se muestran algunos requerimientos de tenacidad
a la entalla. La figura 7.27 muestra las tendencias generales en tenacidad a
la entalla de dep6sitos realizados con electrodos revestidos de aeeros
dulces.
1. . Electrodos E6010: La banda para los datos de Pellini para
electrodos Americanos E601 0 Y para los datos de Watkinson para electrodos319
britanicos de aceros dulces es mas alta para todas las temperaturas que la
banda promedio para los aceros de barcos para la produccion de la Segunda
Guerra Mundial, indicando tenacidad a la entalla superior. Los datos dados
en el. ultimo Manual de Soldadura de la AWS y los recientes requerimientos
para el electrodo E6010 indican que los electrodos E6010 modernos
proporcionan depositos con mejor tenacidad a la entalla que los
proporcionados por los electrodos mas antiguos utilizados por Pellini y
Watkinson
2. Electrodos de bajo hidrogeno: Los electrodos E6015 y E6016
modernos proporcionan depositos con una tenacidada la entalla que
siempre puede cumplir el requerimiento para el grado E.
3. Electrodos E6012: Los electrodos E6012 no siempre cumplen el
requerimiento grado A. Los electrodos E6012 y E6013 no estan aprobados
para unir miembros estructurales principales debido a la baja tenacidad a la
entalla de sus depositos. j
Es .i mportante anotar que la tenacidad a la entalla de depositos realizados
con varios tipos de electrodos de acaro de bajo carbono revestidos es mejor
que la de las platinas base ordinarias. La principal razon es que el contenido320
de carbono (0,1 % 0 menos) del metal de aportes es menor que el de metal
de base (alrededor de 0,2%).
Electrodos de bajo hidrogeno, baja aleacion. La figura 7.28 muestra una
franja de datos para tenacidad que la entalla de depositos obtenidos con
electrodos modernos de bajo hidrogeno, de baja aleacion, E9018, E1016 Y
18, Y E 11016 Y 18. Estos datos fueron obtenidos por Sagan-Campbell y
Smith.
En la figura 7.28 tambien se muestran algunos requerimientos de tenacidad
a la entalla tal como los mostrados en la figura 7.26. La figura muestra que
la tenacidad a la entalla de depositos realizados con electrodos modernos de
bajo hidrogeno, baja aleacion es mas alta que la requerida por los aceros
grado DyE. Sin embargo. ninguna especificacion de electrodos exige
metales de aporte que cumplan con los requerimientos para el metal de base
HY-80. Debe anotarse que se esta comparando, el metal base HY-80 el
cual ha obtenido una excelente tenacidad a la entalla por medio de un
tratamiento termico de temple y revenido, con el metal soldado en la
condicion tal como queda de la soldadura.321
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EBOIS-CI E10018-M
EIIOIB-M
o EI2018 M
-160 -120 -80 -40 0 40 80
TEMPERATURA, OF
FIGURA 7.28 Tenacidad a la entalla de metales sold ados con electrodos de
acero de bajo hidrogeno yalta resistencia
7.8.2 Tenaeidad a la entalla de depositos de areos sumergidos.
- Platinas gruesas de acero dulce para barcos. Es conocido que la tenacidad
a la entalla de depositos de dos pases de arco sumergido disminuye con el
aumento del espesor de la platina.
En la fabricacion de recipientes a presion, los cuales requieren una alta
calidad en las soldaduras de platinas muy gruesas, procedimientos de pases322
multiples son comunmente utilizados. En la fabricacion de cascos de barcos
mercantes, ha habido un fuerte interes en reducir el numero de pases,
principalmente por razones economicas.
La figura 7.29 fue producida en la revision original relocalizada en 1964
basada en datos publicados disponibles en ese tiempo. La tenacidad a la
entalla de soldaduras de multiples pases fue excelente para el acero dulce,
pasando los requerimientos grado O. Sin embargo la tenacidad a la entalla
de depositos con dos pases fue pobre; la soldadura no cumplio los
requerimientos grado A.
Oesde entonces esfuerzos considerables han side realizados para mejorar la
tenacidad a la entalla de depositos hechos por one-side (un solo lado) con
el proceso de arco sumergido. La figura 7.30 ha sido preparada para reflejar
los desarrollos recientes. En ella se incluyen:
1. La tenacidad a la entalla de dep6sitos realizados en 2 pases (un
pase por cada lado) en platinas de acero de bajo carbono en dos espesores,
25mm (1 pulgadas) y 35 mm (1,4 pulgadas). Se utiliz6 un tipo de fundente
mejorado.323
2. Los intervalos de valores de tenacidad a la entalla a 0, -20, Y - 40°C
(32, ,-4 Y -40°F) de depositos hechos por el proeeso FCB (flux-copper
backing).
- Tenacidad a la entalla de aeeres de alta resistencia.
140 ~ Multipases
tS::SSl 2 pases
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ri, ?undente.cQnyencional
I
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....
-160
FIGURA 7.29 Tenacidad a la entalla de depositos de arcos sumergidos en
aeeres dulees y de alta resistencia324
Muehos programas de investigaei6n han sido y son realizadas para
desarrollar proeesos de soldadura con areo sumergido que proporeionen
dep6sitos con alta resisteneia y buena tenacidad a la entalla.
140
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-160 -120 -SO -40
TEMPERATURA, .oF
FIGURA 7.30 Tenaeidad a la entalla de dep6sitos de areos sumergidos.
(datos recientes) ,
Un programa de investigaci6n fue realizado por la ofieina de Barcos en
Batelle Memorial Institute para desarrollar fundamentes y alambres de aporte
para soldadura con area sumergido del acero HY-80. La figura 7.29 muestra
las curvas de transiei6n del ensayo eharpy con entallo en V de (a) del325
deposito con la mejor tenacidad a la entalla y (b) un deposito realizado con
aporte y fundente convencional. Las soldaduras fueron realizados en
platinas de acero HY-80 de 12,7 mm (Y2 pulgadas) p~r la tecnica de multiples
pases con aportes caloricos de 17 000 joules/em (45 000 joules p~r pulgada)
de cordon soldado. EI mejoramiento del deposito experimental estuvo por
2 2
encima de 63 kg/mm 0 620 MN/m (90 000 psi).
EI contenido de oxigeno del deposito experimental fue menos de la mitad de
un deposito convencional. Investigaciones microscopicas revelaron que el
.deposito experimental fue significativamente mas limpio (con mas pocas
inclusiones) que el depOsito convencional. Los investigadores creen que el
mejoramiento en la tenacidad a la entalla fue un resultado del mas bajo
contenido. de oxfgeno y las pocas inclusiones enel deposito experimental.
La figura 7.31 muestra dos conjuntos de datos as!:
1. Datos de tenacidad a la entalla obtenidos por Sekiguchi et al en
depositos utilizando alumbres de Bcero de bajo carbono protegidos 100% p~r
C02. EI metal base fue acero de bajo carbono.
2. Tenacidad a la entalla de dep6sitos realizados con el proceso
Battelle Narrow utilizando aporte A-632 y protegido con mezclas de (0 y
2326
I
arg6n (100/20 y 0 y arg6n). EI metal base fue acero HY-80. La composici6n
quimica {en
C Si Mn Ni V Zr AI
0,04 0,57 1,36 1,22 0,15 0,005 0,013
La figura 7.31 muestra que la tenacidad a la entalla del dep6sito realizado
con CO es buena pero no excelente. La tenacidad a /a entalla de dep6sitos
2
mejora con el aumento del porcentaje de arg6n.
7.8.4. Tenacidad a la entalla de dep6sito de electroescoria y
electrogas. Los datos de tenacidad a la entalla para dep6sitos de
electroescoria y electrogas aparecen en numerosos articulos.
Comparaciones directas de datos de ensayos son diferentes, ya que muchos
investigadores rusos utilizan la probeta Mesnager con entalla en U de 2 mm
de profundidad, mientras que la pro beta Charpy con entalla en V en ojo de
cerradura fue utilizada por los investigadores de Europa Occidental. America
y Jap6n.
La figura 7.32 muestra la tenacidad a la entalla de dep6sitos de
electroescoria, en ella se observa que la condicion tal como queda la327
soldadura fue muy pobre. aunque esta pod ia ser mejorada p~r tratamientos
de alivio de tensiones y normalizado.
140
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TEMPERATURA, of
FIGURA 7.31 Tenacidad a la entalla de depositos reatizados con gas
La figura 7.33 incluye los datos obtenidos en Japan:
Los metales de base incluyen aeeros de bajo carbono y aceros de alta
resistencia con 52 kg/mm2 a 510 MN/m2 (274,000 psi) de resistencia a la
cedencia.
Los valores de tenacidad a la enta.lla encontrados en figura 7.33 son
significativamente mucho mejores que los mostrados en la figura 7.32.328
.0 140 fZZ(J Acero al C.
~ ~ Acero al C. Aliv Bun:len•
} I' 01
~ 120[§'Acero N + Aliv.
4-1 _A212 ..
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}R."
>100 _A212 Alivio TEms.
~ =A212·Normaliz.+Aliv.
~ 60 . Tens .~~;;§
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C
IJ::I
I:
FIGURA 7.32 Mejoramiento a traves de tratamiento termico de metales de
tenacidad a la entalla de depositos de electroescoria
7.8.5 Resumen de tenacidad a la entalla de soldaduras hasta 120000
. psi de limite elastica. Como un resumen, la figura 7.34 ilustra las
tenden.cias generales en la tenacidad a la entalla de depositos realizados por
varios procesos de soldadura. La figura 7.34 incorpora datos recientes
mejorados.329
I I I 1 I 1 1 I
140 -
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o - 16I 0 012I 0 -eI o -4I 0 01 4r 0 eI o 12I 0
TEMPERATURA/ OF
FIGURA 7.33 Tenacidad a la entalla de dep6sitos de electroescoria y
electrogas (Datos recientes mejorados)
, !
,1 '
Aquf, el nivel de tenacidad ala entalla es clasificado arbitrariamente en cinco
clases. La clase 0 con la mas baja tenacidad a la entalla y la clase 5 con la
mas ah~ tenacidad a la entalla. La tenacidad a la entalla no es especificada
para la clase O. EI valor tipico de tenacidad a la entalla para la clase 1 es
, ":330
35 ft-Ib en e/ ensayo de impacto entalla en V a S8°F; asta corresponde al
requerimiento para depositos realizados con electrodos revestidos para
uniones de acero grado A. Los requerimientos para la clase 2 corresponden
a los requerimientos para el Grado D y ES010. Los requerimientos para la
clase 3 corresponden al Grado E y E9018-M. Los valores para las clases 1
y 5 corresponden a ES01S-C2 y metal de base HY-80 respectivamente.
Esta figura proporciona una guia general para seleccionar el proceso de
soldadura cuando asta necesite cumplir con un cierto nivel de tenacidad a la
entalla.
Los depositos que cumplen con las exigencias de la clase 1 pueden ser
obtenidos con todos los procesos de soldadura listados excepto cuando se
utilicen electrodos ES012 y ES013.
Para cumplir los requerimientos de clase 2, el proceso de soldadura debe
ser seleccionado asi:
1. Soldadura p~r arco electrico con electrodo revestido: Electrodos
E6010 pueden ser utilizados.331
2. Soldadura por arco sumergido: Procedimientos de multiples pases
con alambre y fundente convencional pueden ser utilizados. Pero soldadura
con 2 pases, alambre y fundente especial pueden ser necesitados tambien.
Nivel de Tenacidad Baja Tenacidad alta
Clase 0 1 2 3 4 5
Valor I pie-Ib no esp. 35 35 20 45 20 20 30
CharpyV TempoF 68 32 -20 14 -60 -100 -120
Ejemplo· A D E6010 E E9018M E8016-C2 HY-80
SMAW
E6012, E6013
E6010, E6010
E9018-M, E11018-M
EB016-C2, E8018~C2
SAW I
2 pa~os I
Multiples capas
t l
Tecnica especial
GMA
C02,~-02
Argon, Argon C~
Electroslag, electrogas
Soldado
Normalizado
FIGURA 7.34 Tendencias generales en la tenacidad a la entalla de
depositos por varios procesos de soldadura332
3. Soldadura con arco electrico con protecci6n gaseosa: Procesos con
protecci6n de arg6n y arg6n - C02 (con altos contenidos de arg6n) pueden
ser utilizados.
Dep6sitos que cumplen los requerimientos de clase 4 pueden ser realizados
par un numero limitado de procesos asi:
1. Soldadura con arco electrico con electrodo revestido: electrodos de
bajo hidr6geno, niquel acero E8016-C2 y E8018-C2 produciran dep6sitos los
cuales cumplen los requerimientos de clase 4 una vez realizado un alivio de
tensiones.
2. Soldadura por arco con protecci6n gaseosa: Arg6n y Arg6n y C02
(con altos contenidos de arg6n) resultan ser satisfactorios.
3. Soldadura por arco sumergido: Con el usa de tecnicas especiales,
este proceso puede ser satisfactorio.
Ningun proceso de soldadura puede garantizar dep6sitos tan resistentes
como el metal de base HY-80.333
EI proceso de soldadura mas prometedor en este aspecto es el soldadura
por arco con proteccion gaseosa. EI proceso GTAW tambilm deposita
soldaduras con una alta tenacidad a la entalla; sin embargo, las bajas
velocidades de deposicion involucradas hacen este proceso poco atractivo
para la fabricacion de estructuras comerciales.
!"", ,1JJ4
S. ESTUDIOS TEORICOS DE LA FRACTURA FRAGIL EN
ESTRUCTURASSOLDADAS
8.1 TEORIAS DE LA FRACTURA FRAGIL
8.1.1 La resistencia de un s6lido ideal y de las estructuras reales. Un
solido elastico ideal es el que exhibe una respuesta elastica total a todas las
cargas hasta. el punto de la separacion atomica real. Tal propiedad es posible
unicamente en teoria. y solamente en un s61ido que no contenga defectos,
pero el s61ido elastico ideal ha sido util como un concepto de trabajo y ha
hecho parte de muchas de las consideraciones que se han realizado acerca
de la fractura de solidos.
EI significado usual del calculo de la resistencia teo rica de un solido elastico
ideal presupone que toda la energia de separacion es utilizada en la creaci6n
de dos nuevas superficies. y que la linica energfa empleada de esta manera
a
es la energia superficial. La resistencia teo rica , es la siguiente:
Ih'
rES
'1-;;
= (B.1)
crlh335
Donde:
=
E modulo de Young
=
S Energia superficial por unidad de area
a = Para metro de red de cristal
En el caso del acero, por ejemplo, en el cual a = 3 x 10-8 cm, E = 2 x 106
2 = 2 5 2
Kg/cm , S 10-3 Kg. cm/cm , crth' es aproximadamente 2 x 10 Kg/cm (2000
2 6
Kg/mm , 63 x 10 PSI), 10 cual es alrededor de E/10.
La resistencia de un material real esta por debajo de esta resistencia teorica,
como se muestra en la figura 8.1. la mayorfa de los aceros comerciales
modemos de alta resistencia tienen un limite elastico de aproximadamente
2 5
210 Kg/mm 6 690 MN/m2 (3 x 10 PSI). Para un acero ordinario de bajo
2
carbono, /a resistenciaultima a la traccion es alrededor de 42 kg/mm 6
4 2
414 MN/m2 (6 x 10 PSI) Y una resistencia a la cedencia de 24,6 kg/mm 6
241 MN/m2 (3,5 x 104 PSI).
EI esfuerzo promedio en una fractura fragi! esta por debajo de 10 mencionado
anteriormente. EI esfuerzo promedio en la cUbierta del petro/ero336
"Schenectady" cuando se fracturo fue solo alrededor de 10 PSI, 1/30 de la
resistencia teorica.
E=30x106 osi
Esfuerzo ideal del acero = E/10 = 3x106
Esfuerzo mas alta de los aceros actuales. 300 000 osi 300
HY- 80 UTS Veces
Limite de fluencia de aceros ordinarios. 35 000 osi
Esfuerzo de fractura fraQiI
FIGURA 8.1 Esfuerzo de un solido ideal y de los materiales reales
Los materiales reales contienen irregularidades atomicas, grietas
microscopicas y aun macrosc6picas, e inclusiones metalicas y no metaljcas, y
eso cuenta para la gran diferencia entre la resistencia te6rica y la resistencia
real.
Propiedades sensibles a la estructura. Las propiedades del material pueden
ser clasificados en sensibles 0 insensibles a la estructura:
Insensibles Sensibles
Mecanicas Densidad, modulo de Resistencia a la fractura,
elasticidad plasticidad
Termicas Expansion termica,
punto de fusion,
conductividad termica,337
fnsensibles Sensibles
calor especifico
I
Electricas Resistividad (metalica) Resistividad (semiconductor
i . ya muy bajas temperaturas)
Las propiedades insensibles a la estructura son propiedades bien definidas
de una fase del material, pero las propiedades sensibles a la estructura
dependen no solo de la composicion y de la estructura cristalina del material,
sino tambien de los detalles estructurales los cuales dependen hasta de la
historia previa de la muestra. Propiedades tales como la tenacidad a la
entalla, resistencia a la cedencia y resistencia ultima a la traccion son
sensibles a la estructura y pueden ser alteradas significativamente por la
variacion de los elementos aleantes y las condiciones de tratamiento termico.
Propiedades tales como la densidad y el modulo de elasticidad son
insensibles a la estructura y son poco afectados por la condicion de
imperfeccion del material.
8.1.2 La teoria de Griffith y su modificaci6n. En la decada de 1920
Griffith trato de explicar la resistencia observada en solid os fragiles reales (el
comportarniento elastico hasta la fractura) proponiendo la existencia de un
arreglo de defectos preexistentes en esos materiales. Su modelo es la base
de muchas teorias modernas de fractura, especialmente la teoria del
mecanismo de fractura..,
338
I
Griffith calcul6 la energia de deformaci6n liberada (por unidad de espesor de
=
la platina) resultado de una grieta de longitud I 2c en una platina del gada
bajo esfuerzo normal .. asi:
(j •
=
energfa de deformaci6n liberada 1tC20 2 / E (8.2)
donde E = M6dulo de Young
EI signo es negativo porque esta es la energia que debera ser liberada en la
propagaci6n del defecto. La energia superficial asociada con la grieta es
dada por:
Energia superficial = 4CS (8.3)
Donde S es la energia superficial por unidad de area.
EI tamafio de la grieta de equilibrio puede ser calcuJada si la condici6n de
cambio neto en la energfa potencial es asumida cero:
(8.4)1
339
I
6
(8.5)
EI esfuerzo critico (esfuerzo de fractura) para una grieta de tamario 2C es
dado por
_(2SE)tl2
a -- (8.6)
. c llC
Cuando la grieta se extiende 0 cuando C incrementa, el esfuerzo necesario
para propagarla decrece. La teoria predice resistencias razonablemente
buenas para cuerpos que se comportan de manera fragil. tales como el vidrio
Y los materiales ceramicos.
o
Modificaci6n de rowan. En la decada de 1950 Orowan y Asociados
trataron de aplicar la teoria de Griffith para explicar la fractura fragil del acero.
Fue encontrado que cuando el acero se fractura el f1ujo plastico adyacente a
la superficie fracturada absorbe energfa a una rata de por 10 menos 10 veces
el nivel de energfa superficial. Felbeck y Orowan propusieron que el termino
"S" en las ecuaciones (8.5) y (8.6) fuera reemplazado por "p", un termino que
incluye arnbas la energfa de superficie y la energia de deformaci6n plastica:340
(8.7)
_(2PE)Ji2
U --- . (8.8)
llC
c
8.1.3 Desarrollo de teorias de tractura tragi!. Siguiendo el trabajo de
Griffith Y Orowan, Irwin y Asociados desarrollaron 10 que ahora es lIamado
teoria del mecanismo de fractura. Esta teoria es la mas ampliamente
utilizada actualmente en el estudio de fracturas. Como sera discutido
posteriormente en este capitulo, la teoria lineal del mecanismo de fractura, la
cual es basada en el analisis elastico. trabajo razonablemente bien en la
descripcion de la fractura de algunos materiales fragiles como el acero de alta
2
resistencia con una resistencia a la cedencia superior a 126,5 kg/mm 0
2
1240 Mn/m (180 KSI) el cual es utilizado en aplicaciones aerospaciales.
Teorfas tambien han sido desarrolladas por numerosos investigadores
incluyendo a Zener, Cottrell y Petch para ser empleados en el estudio de los
mecanismos de fractura microscopicos y atomicos. Las teorfas son utilizadas
principalmente por investigadores academicos comprometidos en el estudio
basico de la fractura.~.
I 341
I
I
Muchos investigadores han intentado explicar la fractura utilizando la teoria
clasica de plasticidad 0 los diagramas esfuerzo-deformacion~ En los anos 40,
por ejemplo Zener trato de explicar la transicion ductil-fragil usando las curvas
de f1ujo-esfuerzo y la curva fractura-esfuerzo. Mas tarde Voshiki y Kanazawa
extendieron el. trabajo por el estudio de la tenacidad a la entalla de aceros
estructurales. Sin embargo, debido· a que la naturaleza empirica de esta
aproximacion milita a su lado dando una completa explicacion del mecanismo
de fractura. pequenos trabajos han sido hechos recientemente.
La aplicacion practica de la teoria de fracturas es problematica. Una teoria
simple. tal como la teoria del mecanismo de fractura, puede ser usada en la
I
descripcion de la fractura de un material fragil en el cual la fractura ocurre con
una minima cantidad de deformacion platica cerca a la grieta. Pero la teoria
tiene que Hegar a ser mas compleja si es utilizada en el analisis de la fractura
de un material mas ductil.
Es ironico que esta teo ria de mecanismo de fractura de simple entendimiento
puedan ser solo utilizada en el analisis de materiales fragiles los cuales
buscaria evitar un disenador. Pocos ingenieros desean disenar estructuras
que fallen durante el servicio. Es mucho mejor utilizar un material ductil que
proporcionara un buen servicio, un material que no puede se analizado por la
teorra lineal de fractura.342
EI diseriador no esta usual mente interesado en analizar como puede fallar la
estructura. Su principal interes es seleccionar materiales convenientemente
de tal forma que la estructura que el esta diseriando no falle.
Para cumplir con est a necesidad practica, intentos han sido hechos para
generar datos y desarrollar gufas para la prevencion de fracturas fragiles en
estructuras soldadas. Resultados experimentales han sido desarrollados
utilizando varios ensayos de fractura. Pellini trabajando para el Laboratorio
de Investigaciones de la Marina, desarrollo el concepto de diserio seguro a la
fractura. Este concepto ha sido utilizado por la Marina para la seleccion de
materiales y la construccion de naves, especial mente submarinos.
Los valores dl ensayo de impacto Charpy con entalla en V son aun
ampliamente utilizados en la seleccion de aceros comerciales. Esta
aproximacion, sin embargo, es fuertemente teorica.
Se han realizado intentos para extender la teorfa del mecanismo de fractura
para cubrir fracturas con alguna cantidad de deformacion plastica en el
extremo de la grieta. EI concepto del desplazamiento de la abertura de la
grieta (crack opening displacement) (COD) ha sido desarrollado por Wells y
otros investigadores en el Reino Unido y han sido empleados en este pais343
para· evaluar la tenacidad a la fractura de aceros estructurales de alta
resistencia. En los Estados Unidos, rice ha desarrollado un concepto basado
en la .I -integral, una ruta integral independiente la cual expresa la rata de
energia liberada. La teoria, sin embargo, es altamentematematica.
8.2 TEORIA DEL MECANISMO DE FRACTURA
Las siguientes paginas presentan los fundamentos de la teoria del
mecanismo de fractura. EI material presentado en este capitulo esta limitado
a la teoria lineal, ya que analisis te6ricos de la fractura de estructuras
soldadas utilizan casi exclusivamente esta simple, forma lineal de la teoria del
mecanismo de fractura.
- Formas de agrietamiento. Una grieta en un s6lido puede ser categorizada
de acuerdo con su forma, como es ilustrado en la figura 8.2. Esfuerzos
normales dan lugar a la forma de apertura "opening mode" (Forma I) en la
cual los desplazamientos de las superficies fracturadas son perpendiculares
al plano de la grieta. Un esfuerzo de cizalladura en el plano causa la forma
de deslizamiento "sliding mode" (Forma II). EI desplazamiento de la superficie
de la grieta es en el plano de la grieta y perpendicular al extremo delantero de
la grieta. La forma de desgarre "tearing mode" (Forma III) es cal.lsado por
esfuerzos de cizalladura fuera del plano. Los desplazamientos de la344
slJperficie agrietada son en el plano de la grieta y para Ie/os al extremo
delantero de la grieta. En la situaci6n usual de agrietamiento, todas las tres
formas estan presentes ya que /a forma / es tecnicamente la mas importante,
las discusiones en este capitulo son limitados a la forma I.
- Factor de intensidad de esfuerzo. Considera un caso muy simple de
grieta de la forma I a traves del espesor de longitud I = 2C en una placa
infinita, como se muestra en la figura 8.3. La platina esta sujeta a un esfuerzo
de tracci6n uniforme, <1, al infinito. Las componentes de esfuerzo <1XI <1y Y
'txy, en un punto P (r,O), cerca al extremo de la grieta son expresados
aproximadamente por las siguiente ecuaciones.
°
K O[ 30]
-Coo- 1+ sen-sen­
(j ~
.J2;rr 2 2 2
y",
°
K O[ 30]
--Coo- 1+ sen-sen­ (8.9)
(J' _
.J2;rr 2 2 2
y"
°
K 0 30
r --sen-cos-cos­
.J2;rr 2 2 2
j:%=:.~
i
345
I
Donde K es designado el "factor de intensidad de esfuerzo", expresado como
sigue
K = a.J1tc, (8.10)
A 10 largo del eje X, (9 = O), los componentes del esfuerzo son:
K
= y = (8.11 )
ax a .J21tr
=0
t
xy
Cuando una grieta existe en una muestra de dimensiones finitas, la expresi6n
de factor de intensidad de esfuerzo, K. lIega a ser mas compleja que la de la
ecuaci6n (8.10), Y puede ser expresada como sigue:
(8.12)
La expresi6n del factor de correacci6n, a, varia dependiendo de la geometria
de la probeta y de la ubicaci6n de la grieta. 0 grietas.T
346
I
Forma I. aoertura Forma II. deslizamiento Forma III. desaarre
FIGURA 8.2 Tres formas de agrietamiento
Un ejemplo simple seria la grieta a traves del espesor de longitud 1 = 2C
existente en la secci6n central de la probeta con ancho W y espesor t.
mostrada en la figura 8.4 (a).
.. d
/( y
~~~~
P
2C X( x
FIGURA 8.3 Lamina infinita con un agrietamiento de longitud 2c bajo un
esfuerzo a traccion uniforme a.347
Despues de que la probeta es sujeta a una carga de tracciOn uniforme P, el
esfuerzo bruto, cr, I/ega a ser:
p
(j­ (8.13)
Wt
EI esfuerzo neto en la secci6n transversal que contiene la gireta. 0', esto, es:
p
aneto=--- (8.14)
(w -2C)t
EI factor de intensidad de esfuerzo, K, es aproximadamente
o
(8.15)
La expresi6n anterior es valida solo cuando el valor de 0' es menor del 80%
de la resistencia 0 la cedencia del material.4
I;
1
I
348
i
I
I
Los valores correspondientes de a y 2 c/w son dados en la tabla 8.1. EI valor
de a es s610 1,02 cuando la longitud de la grieta es alrededor del 20% del
ancho. Esto significa que la expresi6n mas simple dada por la ecuaci6n
(8.10) puede ser utilizada aun cuando la probeta sea de un tamano finito
mientras la grieta no sea muy grande comparada con el ancho de la pro beta.
.
.
, ,
p t t t t t t
L
I'
1
I
I, c -
I
1 '
L j...
1 -W--""l
I -W---I
I
p
I o. Central crock of lengTh 2c b, Side crocks of I englh c
I
I
a. Grieta central de lonaitud 2c b. Grietas laterales de lonaitud c.
j
FIGURA 8.4 Pruebas de tracci6n en probetas con grietas
I
I
!
La figura 8.4 (b) muestra una probeta con grietas de longitud C en los dos
lados. EI esfuerzo bruto de tracci6n, 0", es aplicado a la probeta, K es
expresado:349
(8.16)
- Ruta de la energia de deformaci6n liberada. Una vez determinado el valor
de K. la rata de energia de deformaci6n elastica liberada debido a la
extensi6n de la grieta, ~ = 3U I 31, es expresada:
3U K2
-=~=- (8.17)
31 E
ode la ecuaci6n (8.12)
(8.18)
La rata de energfa de deformaci6n liberada es proporcional a la longitud de la
grieta y al cuadrado del esfuerzo.
- Factor de intensidad del esfuerzo critico. La figura 8.5 muestra los
resultados tipicos cuando una serie de ensayos de fractura son realizados
utilizando probetas hechas con un material de alta resistencia y grietas de
diferentes longitudes. Si la longitud de la grieta inicial es 10 suficientemente
grande, y si la fractura ocurre antes de la cedencia general, la relaci6n entre
II '
;350
la longitud de la grieta inicial, 2C, y el esfuerzo promedio de fractura, cr, pude
ser expresado por:
K = cr.Jrcc = constante
(8.19)
Consecuentemente, las fracturas ocurren cuando el valor de K alcanza un
cierto valor crftico Kc para ese material. Kc es designado el "factor de
intensidad de esfuerzo critico", 0, mas a menudo. simplemente la "tenacidad a
la fractura".
\
a'UTS \
o \
bO 0 \
a'yrP 00 \
-­ - cP--:OJ
0
0
08 10
-..:..~:t..-....I-Q..a
I 10
I f 0
I I
I I
I I
I I
OUCTILI -, :-- FRAGIL -­
I I
FIGURA 8.5 Efectos de la longitud de la grieta en la resistencia a la fractura351
Cuando el esfuerzo de fractura aumenta y excede aproximadamente 80% del
esfuerzo de cedencia. los esfuerzos experimentales de fractura se desvian de
I:
I la K == curva constante y la fractura ocurre de una manea ductil. Como se
ilustra en la figura 8.5 la teoria del mecanisme de fractura deberfa ser usada
solo cuando la fractura ocurra antes de la cedencia general.
La tenacidad a la fractura, Kc, tiene los siguientes significados fisicos:
1. Relacionado al campo de esfuerzos elevado local mente en el extremo
delantero de la grieta Kc representa la intensidad del esfuerzo de traccion
focal necesario para la propagacion inestable de la grieta.
2. Para una grieta de longitud 2C en una placa grande, el valor de Kc permite
la estimacion del valor limite (membrana) de esfuerzo de traccion necesario
(j
para la propagaci6n inestable de la grieta a traves de /a relaci6n.
I ' Kc
0'=-- (8.20)
J1CC
I
I :
3. Relacionada a la teorfa modificada de Griffith, la rata de energia de
deformaci6n liberada G para la propagaci6n inestable de la grieta puede ser
c
expresada directamente en terminos de Kc por relaci6n:352
(8.21)
Cuando ensayos adicionales fueron lIevados a cabo con probetas de
diferentes espesores, el cambio de Kc es como se muestra
esquematicamente en la figura 8.6. Cuando el espesor aumenta, el K
requerido para producir falla disminuye y se aproxima al lImite mas bajo el
cual es \a intensidad del esfuerzo critico bajo la condicion plano-deformacion,
Klc. Desde el punto de vista del ingeniero, la tenacidad a la fractura plano­
deformacion, ~c, es considerada una constante del material.
CONDICIONES DE
ESFUERZO. PLANO (:{c)
REGION DE
.TRANSICION
K
CONDICION. DE
..S DEFORMACION PLANA
•.•••....•••..•••.......... (KIC)
-c:::::Jc=::::J--(]'
FIGURA 8.6 Comportamiento de la intensidad del esfuerzo requerida para
producir una falla como funcion del espesor del material.1
353
I
, 1
8.2.2 Ensayos de tenacidad a la fractura. EI Comite de la ASTM para
ensayos de fractura de platinas de materiales de alta resistencia ha descrito
tecnicas de determinaci6n de tenacidad a la fractura de dichos materiales.
Su interes se ha limitado a materiales ferrosos y no ferrosos, que tengan una
relaci6n resistencia-a-densidad de mas de 700 000 in
La figura 8.7 muestra tipos de probetas de tenacidad a la fractura para uso
general, mientras la figura 8.9 muestra probetas utilizadas en [a
determinaci6n de Kc. La figura 8.10 muestra detalles de grietas de fatiga
iniciados por entallas para probetas planas agrietadas en el centro y
entail ados en el extremo.
Tambien en las figuras 8.8 y 8.9 estan las f6rmulas para la determinaci6n de
8.2.3 Analisis del desplazamiento del inicio de la grieta y tamafto de la
zona plastica en el extremo de la misma. La discusi6n presentada aqui, es
basad a en el trabajo realizado por Wells.
Desplazamiento del inicio de la grieta. Cuando una platina infinita que
contiene una grieta aguda de I = 2C de longitud esta bajo esfuerzo de tracci6n354
uniforme cr, las componentes de esfuerzo en areas cercanas a la grieta estan
expresadas por ecuaciones (B.9), ver figura B.3 y B.10 (a) Irwn ha mostrado
que la expresi6n precisa para el esfuerzo normal cry, a 10 largo del eje Xes:
(B.22)
Tomando r como la distancia al extremo de la grieta:
X=c+r=c(l+ p) {B.23}
r
donde p=­
c
Cuando p «1,
Entonces el esfuerzo cr puede ser aproximadamente expresado como:
(B.24)"'f
355
I
,
En formato similar, la expresi6n para el desplazamiento normal, 11, dentro de
la abertura:
(8.25)
Puede ser expresado como:
2a ~ .J2GT
T)=-v2cr=2 -
E 1tE
=
Donde r es ahora medida en direcci6n opuesta. 0 X C - r. Entonces el
I
desplazamiento del inicio de la grieta (COD) es
I
j'
I
!!j
GT
COD=2T)=4 - (8.26)
1: 1tE
!
I
1
, 1
EI anal isis anterior asume que el material es perfecta mente elastico.
! 1,
! I,
I I
I
Zona plastica en el extremo de la grieta. Cuando la carga aplicada aumenta,
j
!
i
I' la deformaci6n plastica toma lugar en areas pequerias cerca al extremo de la
grieta, el area achurada en la figura 8.10 (b).
1356
For Ye tests For I4IC lesls
16<w/8<U 5<W18 < 10
EI4.EYc-~' EY· ElfIe' n . \/2'Kfc
2En~h ' 6E l< uiIe h
I-1m+ .-1m +
p2 n
EyO we2 tin W
'( a )Lamina agrietada
en el centro
4W/1 i
- -0­
'Ig W/6 W ­
0 __ '­ ,. 0
(b)Lamina agrietada
los bordes
~n
. 2 .. 2n
W• w)
Elf· :82 [tin 0.1 sin
FIGURA 8.7 Tipos de probetas para la prueba de tenacidad
Como una primera aproximacion, es asumido que la distribucion de esfuerzos
normales CJy a 10 largo del eje X es como se muestra por la curva ABC.
Dentro de la zona de cedencia, cry no excede el esfuerzo de cedencia del357
material O'ys. La distribucion de esfuerzos en la zona elastica, BC, se asume
que es la misma distribucion de esfuerzos elasticos para una grieta
imaginaria, extendida de longitud tC, la cual es expresada par la curva A'BC.
EI valor de C1 puede ser determinado de la condicion de que los cargos
totales para la curva ABC y la curva NBC deben ser las mismas, 0:
(8.27)
La integracion en e\ lado derecho es la distribucion de esfuerzos elasticos,
ecuacion (8.22), de la grieta imaginaria de longitud tC 1.
C1 = C+ty
(8.28)
Entonces,
ry [Ct[lry
fCt
l Cl d dr ] c::
a 0' 2r r == O'VT Q.Jr == O'VT 2 vry (8.29)
Entonces la ecuaci6n 8.27 puede ser expresada.,.,.
.
.
;
,
" i 358
I
(8.30)
(8.31)
I
, 1 ;
; I ;
(8.32)
I
I •
1
I '
,I
(8.33)
I
I
I
Esta soluci6n aproximada es asumida como valida para niveles de esfuerzo
,%y
hasta (0,8.
Por ejemplo. cuando 0" == 0,5 O"ys
1
6 ry==-c (8.34)
7
De la ecuaci6n (8.31)
.
.
,j
359
1,
I
I
klJ2 1
I
ry= ( - - (8.35)
CT Y,f 2ll
=
donde KI (j~1tCI pera una grieta de longitud 2C 0,
1
(8.36)
La ecuaci6n anterior se asume valida hasta cr/crys < 0,8. La ecuaci6n (10,36)
puede proporcionar un estimativo no muy exacto del tamano de la zona
plastica en el extremo de la grieta.
Puede asumirse que el desplazamiento del extremo del inicio de lagrieta
(crack-tip-opening displacement) (CTOD), 0, es el mismo del inicio de una
. l
=
grieta elastica para una grieta imaginaria de longitud 2C1. 00= 211 para r ry
I
de la ecuaci6n (8.25).
(8.37
De la ecuaci6n (8.31)",..,
,.
i
: j
360
= 40'2 Cl (S.3S)
EO'ys
1tO'rs
donde G es debido a la extension de la grieta, de una grieta de longitud 2G
1 1,
o
. 1
I
1
j
1t
! G 1 =- 40 ' rs0 (S.39)
I
!
I
i361
1r12
2.. aZ
loP • 1·~sln2. d.
o C2
(c)Lamina c~n grieta
en la
su~erficie
FIGURA 8.8 Probetas con ranuras362
~'n.1k
dlam.
0.00 In.
(a)Grieta de fatiga iniciada ,IW2:2in.l
en elcentro de una probeta
TENSION
. :1~.6ln.
W2:I.Oln.
DOBLEZ
(b)Grieta defatiga iniciada en
,..el centro .d.e ~una proQet.a. can. ~nta1J.a
FIGURA 8.9 'Inicio de la grieta por fatiga
y
y
c
~~2;~r_=~~U1~--x
c-Ir _
-x­
-Cl----'~/
( 01 (b)
FIGURA 8.10 Analisis del desplazamiento de la apertura de la grieta y el
tamario de la zona plastica. a. Apertura de la gneta en el campo elastica. b.
Apertura de la grieta can deformacion pastica
I'363
BIBLIOGRAFiA
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