Consideraciones sobre el crecimiento de la grieta por fatiga en materiales de ingeniería (página 2)
En otro trabajo realizado por ZHANG et Al. (1999) en
acero de bajo carbono, los resultados indicaron que los sitios
más favorables para la nucleación de grietas de
fatiga son los contornos de grano. Estando estos favorablemente
orientados, la nucleación de la grieta ocurre
paralelamente al eje de carga, pudiendo también, formar
ángulos entre 45 – 90°. Exámenes
microscópicos revelaron otros sitios de nucleación
de la grieta, tales como bandas de deslizamiento y superficies
rugosas producidas por deformaciones cíclicas.
Con relación al estadio de propagación de
la grieta, existen tres modos en el cual carga operar sobre la
misma, determinando los diferentes tipos de cargas en las
superficies de la grieta.
Según BROEK (1989), la mayoría de las
grietas resultan del modo I de carga. El autor complementa que
los otros dos modos no ocurren individualmente, pero pueden
ocurrir en combinación con el modo I, o sea, I – II,
I – III o I – II – III. Los tres modos de carga
son presentados en la figura 5.
Figura 5 – Modos de carga en la
superficie de la grieta.
En la literatura, son encontradas teorías que
buscan explicar los mecanismos de propagación de las
grieta de fatiga. LAIRD (1979) propuso que la propagación
de la grieta se da por procesos sucesivos de enromamiento
plástico y afilamiento de la propia grieta (figura
6)
Figura 6 – Mecanismo de
propagación de la grieta por fatiga mediante enromamiento
y afilamiento de la grieta.
En el inicio de la carga cíclica la punta de la
grieta presenta la forma de entalla doble (figura 6.a). A la
medida que se aplica una pequeña tensión tractiva,
el pequeña entalla doble en la punta de la grieta
concentra el deslizamiento a lo largo de los planes que hacen
45° con el plano de la grieta (figura 6.b). En la
máxima tensión tractiva aplicada (figura 6.c), la
grieta se redondea. Cuando la carga cambia para
compresión, las direcciones de la deformación en la
punta de la grieta son alteradas (figura 6.d), hasta la
formación de la nueva superficie de grieta afilada con
entalla doble (figura 6.e). A partir de allí, la
punta
(a) (c) (b) de la grieta avanza para un nuevo ciclo de
tensiones mediante aplicación de una tracción
pequeña (figura 6.f).
En otro mecanismo, según BROEK (1986), la grieta
de fatiga crece por un proceso de deslizamiento reverso mostrado
en la figura 7.
Figura 7 – Mecanismos de
propagación de la grieta.
En ese caso, la grieta sometida a un campo de tensiones
puede deslizarse a lo largo del plano de deslizamiento
(dirección de mayor tensión) como en la figura
7.1–7.3. Enseguida, el aumento de la tensión
actuante promoverá la activación de otros planos de
deslizamiento, debido al endurecimiento, conllevando a la
propagación de la grieta en un tamaño ?a (figura
7.4). Al descargarse, la grieta vuelve a ser aguda, pero la
deformación plástica sufrida es irreversible
(figura 7.5). A partir de allí el ciclo recomienza
nuevamente (figuras 7.6–7.7).
Curvas de
Wöhler (curvas S-N)
Hace muchos años, August Wöhler introdujo el
concepto de amplitud de tensión límite
(límite de fatiga) en la evaluación de la
resistencia a la fatiga de las estructuras. La curva de
Wöhler presenta un gráfico relacionando la amplitud
de tensión (sa) con el número de ciclos necesarios
para la fractura, indicando que cuanto mayor es la magnitud de la
amplitud, menor será el número de ciclos que el
material será capaz de soportar antes de la
fractura.
Son observados dos tipos de comportamiento para la curva
de Wöhler. En algunos materiales ferrosos y aleaciones de
titanio, la curva S-N tiende a una horizontal para un determinado
número de ciclos y tensión límite,
caracterizando el límite de fatiga. El límite de
fatiga es la amplitud de tensión máxima a la que
una estructura puede ser sometida a infinitos ciclos de carga sin
ocurrir la falla por fatiga. Por tanto, debajo de ese
límite, el material podría aguantar infinitos
ciclos sin que ocurra la fracturar. Ya los materiales no
ferrosos, como el aluminio no presentan el límite de
fatiga. De acuerdo con DIETER (1976), para esos materiales, las
propiedades de fatiga son especificadas como resistencia a la
fatiga para un número arbitrario de ciclos, por ejemplo,
108 ciclos.
La figura 8 presenta los dos comportamientos para la
curva de Wöhler.
Figura 8 – Curva de Wöhler que
representa el límite de fatiga para materiales ferrosos y
no ferrosos.
El límite de fatiga del material sufre una gran
influencia por la tensión media, pues para una amplitud de
tensión dada, el aumento de la tensión media
disminuirá la vida a la fatiga del material, ya que
será necesario una menor cantidad de ciclos para que
ocurra la falla. Ese comportamiento es verificado en las curvas
S-N de Wöhler, presentadas esquemáticamente en la
figura 9.
Figura 9 – Efecto de la
tensión media (sm) en la resistencia a la fatiga de un
material.
La utilización del tratamiento tradicional de las
curvas de Wöhler presenta algunas limitaciones. Según
DE MARCO FILHO (2002), la curva S-N de Wöhler presenta
limitaciones en el tratamiento de los datos ya que no son
evidenciadas las etapas de iniciación y propagación
de las grietas, acarreando dificultades en la evaluación
del comportamiento de estructuras que presentan entallas agudas o
grietas. MACHADO (2002) propone que las curvas S-N no son
apropiadas para describir el estado físico de la
estructura para un tiempo dado. El autor menciona que es
necesario un modelo que permita la evaluación del
desarrollo de una grieta a lo largo del tiempo. El modelo que
adquiere importancia creciente en el estudio de la vida en fatiga
de un material está basado en la Mecánica de la
Fractura, cuya metodología de análisis
permite:
Acompañar el crecimiento de la grieta y
mecanismos de propagación actuantesEvaluación rigurosa de las variables
involucradasCalcular la vida residual de la estructura
agrietada
Mecánica
de la fractura aplicada a la fatiga
En la Mecánica de la Fractura Lineal
Elástica, la introducción del concepto del factor
de intensidad de tensiones (K) es de extrema importancia, pues
describe el campo de tensiones en la punta de la grieta. Es
definido de acuerdo con la ecuación (1).
Durante los ciclos de fatiga, para carga de amplitud
constante, la variación de la carga aplicada es
responsable por la variación de la tensión entre un
valor mínimo y un valor máximo, o sea, sometiendo
la estructura a una variación de tensión constante
?s, que en un cuerpo agrietado, corresponde a la variación
entre un Kmin y un Kmáx. La diferencia entre Kmáx y
Kmin es denominada amplitud del factor de intensidad de tensiones
(figura 10). Por tanto:
Figura 10 – Esquematización
de la amplitud del factor de intensidad de tensiones
(?K) en función del tiempo.
Estudiando el crecimiento de las grietas de fatiga,
Paris y ERDOGAN (1963) observaron que el crecimiento de la grieta
por ciclo de carga era función de ?K actuando en la punta
de la grieta. A partir de allí, se utilizó el
factor de intensidad de tensiones (?K) para describir la
propagación de las grietas de fatiga.
Experimentalmente, la evolución de las grietas de
fatiga durante carga cíclicas puede ser representada por
una curva relacionando el largo de la grieta (a) en
función del número de ciclos (N), como se muestra
en la figura 2.11.
Figura 11 – Evaluación de la
grieta de fatiga durante la acción de cargas
cíclicas fadiga, donde S es la tensión
cíclicas aplicada.
El perfil de las curvas presentado en la figura 11
muestra claramente que la tensión cíclica aplicada
es un parámetro importante en el crecimiento de la grieta.
Desde la curva a vs. N (figura 11), la velocidad de
propagación de las grietas de fatiga (da/dN) puede ser
calculada tomando la derivada en cada punto de la curva, donde se
puede verificar que da/dN depende de a, o sea, el valor
de la velocidad de propagación de la grieta aumenta al
mismo tiempo con el tamaño de la grieta, pues el valor del
factor de intensidad de tensiones (K) aumenta con el valor de
a.
Por tanto, se puede concluir que existe una
relación entre la velocidad de propagación de la
grieta y ?K. La relación entre ellos es representada por
la curva da/dN vs.?K en escala logarítmica, como en la
figura 12.
Figura 12: Representación
esquemática a escala logarítmica de la
relación entre la velocidad de propagación de la
grieta de fatiga (da/dN) y la amplitud del factor de intensidad
de tensiones (?K).
La curva presentada en la figura 12 tiene una forma
sinusoidal, destacándose tres regiones. La región I
presenta el valor de ?Kth (threshold), bajo del cual no hay
propagación de la grieta por fatiga. Es una región
bastante sensible a la microestructura del material
(morfología, dispersión de partículas de
segunda fase, tamaño de grano e inclusiones), razón
de tensiones y al medio ambiente (BRAZ, 1999).
LAWSON et al. (1996) mencionan la existencia de
criterios de carga que definen dos tipos de límite. El
límite de propagación de la grieta de fatiga es
aquél en el cual las grietas de fatiga no crecen
significantemente, mientras el límite de fatiga es
aquél en que las grietas no son formadas.
La región II es aquélla de mayor
interés en los estudios de fatiga.
Matemáticamente, son los coeficientes lineal y
angular de la recta, respectivamente.
La velocidad de propagación de la grieta por
fatiga en el estadio II es menos sensible a la microestructura, a
la razón de tensiones y al medio ambiente (BRAZ, 1999). Es
en esa fase que se observan las estrías de fatiga. La
ecuación de Paris (ecuación 2) es la más
utilizada en el estudio de propagación de las grietas de
fatiga debido a que su simplicidad matemática. Sin
embargo, presenta algunas deficiencias. No es reconocido el
efecto de ?Kth ni de la tenacidad a la fractura en la velocidad
de propagación de la grieta (MEGGIOLARO e DE CASTRO,
1997), además no logra describir la influencia de factores
como tensión media, temperatura y medio ambiente, entre
otros, en la vida del elemento (DE MARCO FILHO, 2002).
Según FERNANDES (2002), la ley de Paris puede ser
conservativa suponiendo que las grietas iniciales son
pequeñas o induzcan valores próximos al
límite y no conservativa, en valores altos de ?K. Hay
ecuaciones desarrolladas por otros autores que incorporan
parámetros como ?Kth, KIC, R, entre otros. En ese sentido,
FERNANDES (2002) presenta en su trabajo varias ecuaciones que
representan modelos de propagación de la grieta por
fatiga.
Dentro de esas ecuaciones, se destaca la de Forman
(ecuación 3), que puede ser utilizada en el estudio de las
regiones II y III y el efecto de R en la velocidad de
propagación de la grieta.
La región III presenta una velocidad de
propagación de la grieta muy elevada, presentando
pequeña contribución para la vida del material. Es
una región de superposición de mecanismos de
estrías y fractura monotonica. (BRAZ, 1999). Refleja la
proximidad de la propagación inestable de la grieta cuando
el valor de Kmáx alcanza la tenacidad a la fractura
(MEGGIOLARO e DE CASTRO, 1997)
3.1 – Cierre de la grieta por
fatiga.
Relatos en la literatura atribuyen a ELBER, en el inicio
de la década de 70, el primero en descubrir el proceso de
cierre de la grieta en aleaciones de aluminio, un importante
fenómeno para la comprensión de la
propagación de las grietas de fatiga. Él
constató que en un ciclo de fatiga, las grietas
podrían permanecer cerradas por cargas sustancialmente
mayores que el mínimo aplicado (MEGGIOLARO e DE CASTRO,
2001) y que durante la descarga la grieta se cerraba antes de la
carga fuese anulada, o sea, aún con aplicación de
tensión tractiva. Eso es debido al estado de tensiones
desarrollado en la punta de la grieta que es el responsable por
la formación de la zona plástica, que va siendo
dejada detrás a la medida que la grieta se propaga,
llevando a la formación de un volumen extra de material
deformado plásticamente en la superficie de la grieta (DE
MARCO FILHO, 2002), resultando en la retardación del
crecimiento de la misma. Esa retardación corresponde al
período en el cual la propagación de la grieta es
muy baja o se acerca al cero (FURTADO FILHO, 1990)
El modelo de Elber implica la suposición de que
la zona plástica formada en la carga es responsable por la
reducción de ?K retardando el crecimiento de la grieta.
Además, Elber observó que en el momento en el que
un material es cargado entre Kmin y KMax,, bajo de Kop (factor de
intensidad de tensiones para la apertura de la grieta), las caras
de la grieta están en contacto y no hay
contribución para el crecimiento de la grieta (figura
13).
Figura 13 – Definición de
varios valores de K.
OBS: Kcl es el factor de intensidad de tensión de
cierre de la grieta, en el primero contacto entre las superficies
de la grieta durante la descarga
Como resultado de un gran número de
investigaciones, es reconocida la existencia de varios mecanismos
responsables para el proceso de cierre de la grieta en los
materiales metálicos (Mc EVILY, 1988). Dentro los
principales, se destacan:
3.2 – Efecto de las
Sobrecargas.
Es bien documentado que la aplicación de carga
cíclica puede conllevar al el proceso de fatiga. Sin
embargo, un cambio en la intensidad de la carga invariablemente
resulta en efectos transitorios que afectan el crecimiento de la
grieta de fatiga y, por consiguiente, en la vida a fatiga de los
componentes. Por ese motivo, el estudio de la
cuantificación de esos efectos ha sido realizado por
más de treinta años (SADANANDA et al., 1999). El
caso más simple de efecto transitorio conocido es la sobre
posición de sobrecargas durante cargas de amplitud
constante (HAMMOUDA et Al., 2004).
La intensidad de sobrecargas aplicadas es dada en forma
de porcentaje, y es definida de acuerdo con la ecuación 7,
en función del factor de intensidad de tensiones en la
punta de la grieta. Así:
Para evaluar el efecto de la interacción de
cargas, los ensayos de fatiga son realizados con ?K constante y
con carga constante. Ya la caracterización de los efectos
de interacción de cargas es realizada a través del
estudio de la evolución del largo de la grieta en
función del número de ciclos (N) y, de la velocidad
de propagación de la grieta da/dN en función del
tamaño de la grieta (a).
Dependiendo de la amplitud de la sobrecarga, tipo de
carga y carga aplicada con relación al límite de
fluencia, dos eventos pueden ser observados.
Inicialmente, puede haber un aumento de la velocidad de
propagación de la grieta hasta que la carga alcance su
valor máximo y otra desaceleración en la velocidad
de propagación debido a la formación de tensiones
residuales compresivas provocadas por la plasticidad de la punta
de la grieta (zona plástica) después de la
aplicación del la sobrecarga (SADANANDA et Al.,1999, DE
MARCO FILHO, 2002, GEARY, 1992, Mc EVELY y ISHIHARA, 2002),
resultando en un aumento del número de ciclos hasta la
fractura del material. SADANANDA et Al.(1999) mencionan que los
factores que influencian en la plasticidad de la punta de la
grieta como temperatura, geometría y propiedades del
material, entre otros, tienen efecto directo o indirecto en los
efectos de la sobrecarga.
Varios modelos de interacción de carga han sido
desarrollados basados en la idea del cierre de la grieta
propuesto por Elber. Los modelos más representativos son
aquellos propuestos por WHEELER (1972) y WILLENBORG (1971). En
ambos modelos, la extensión del retardo ocurre mientras la
grieta acompañada con su zona plástica permanece
dentro de la zona plástica formada por la sobrecarga. La
diferencia entre los dos es que el primero explica el retardo por
la reducción directa de la velocidad de propagación
de la grieta, da/dN, mientras el modelo de Willenborg propone que
el retardo es consecuencia de la reducción del factor de
intensidad de tensiones efectivo, por las tensiones residuales
compresivas (MEGGIOLARO y DE Castro, 2001, Kim y SHIM, 2003). Es
observado que la velocidad de crecimiento de la grieta de fatiga
alcanza un valor mínimo cuando la grieta alcanza una
longitud igual a la extensión de la zona plástica
primaria (formada por la sobrecarga), creciendo después de
sobrepasar esa extensión.
El factor de intensidad de tensiones efectivo es
relacionado con la tensión residual producida por la
sobrecarga. De acuerdo con GEARY (1992), la tensión
residual reduce el factor de intensidad de tensión
efectivo, causando el retardo en la velocidad de crecimiento de
la grieta por fatiga, subsiguiente a la sobrecarga. El autor
también menciona que el efecto de la tensión
residual en la punta de la grieta es acentuado con el aumento de
la magnitud de la sobrecarga.
Eventualmente, la retardación de la
propagación de la grieta puede manifestarse de otras
formas. En ese sentido, GODEFROID (1993), en su trabajo en
aleaciones de aluminio-litio, discute las posibilidades
existentes de retardación, las cuales serán
abordadas sucintamente. Para pequeñas sobrecargas, hay
inexistencia de retardo, al no presentar influencias detectables
en la propagación de la grieta.
El retardo simple consiste en la disminución
instantánea de la velocidad de propagación de la
grieta después de la sobrecarga, mientras que la
pérdida del retardo consiste en la retardación
seguida por una aceleración de la grieta. Hay la
posibilidad también de una parada completa de la
grieta.
En el mismo trabajo, el autor discute ampliamente la
influencia de variables como tamaño de la zona
plástica, microestructura y su geometría,
condiciones ambientales y temperatura, además de variables
de carga en la fatiga, como el efecto de la razón de
tensión (R), en los fenómenos de
sobrecargas.
De acuerdo con el autor, el aumento de R provoca una
disminución del retardo. En ese sentido, GODEFROID (1993)
menciona que el aumento del valor de la razón de
tensión aumenta levemente el valor de la tensión de
cierre de la grieta, en una velocidad menor que la
variación de R. Sin embargo, para un cierto valor de R, la
tensión mínima aplicada se vuelve mayor que la
tensión de cierre de la grieta, tornándolo
inexistente a partir de ese momento.
Un aspecto interesante a ser abordado es el aumento del
retardo con el número de sobrecargas. En ese caso, la
retardación será máxima en una carga con
varias sobrecargas, cuando la separación entre ellas sea
tal que la velocidad de crecimiento de la grieta alcance un valor
mínimo debido a las sobrecargas precedentes. Así,
se puede decir que la distancia entre ellas influye en la
retardación de la propagación de la grieta (Castro,
1992).
Varios mecanismos han sido propuestos para la
explicación del retardo en el crecimiento de la grieta
mediante interacción de cargas (sobrecargas), incluyendo
modelos basados en tensiones residuales, endurecimiento por
deformación, cierre de la grieta inducida por la
plasticidad y redondeo de la punta de la grieta, entre otros,
siendo descritos por investigadores como BORREGO et Al.(2003), DE
MARCO FHITO (2002), GODEFROID (1993), GEARY (1992), SURESHI
(1983), MEGGIOLARO y DE Castro, 1997. Sin embargo, Mc EVELI y
ISHIHARA (2002), BORREGO et Al.(2003) mencionan que los
mecanismos responsables por la retardación del crecimiento
de la grieta no son completamente comprendidos, generando
controversias.
Pueden ser encontradas en la literatura algunas
divergencias sobre la aceptación de esos modelos en la
explicación del retardo en el crecimiento de la grieta. Mc
EVELY y ISHIHARA (2002) constataron una afirmación de
años atrás que el cierre de la grieta,
después de la sobrecarga, no tendría importancia en
el mecanismo de retardación de la grieta. Otro ejemplo,
VASUDEVAN et Al. (1994) constato la influencia de la plasticidad
en el mecanismo de cierre de la grieta, alegando que no es
posible justificar el retraso del crecimiento de la misma.
BERNARD et al. (1976) estudiaron el efecto de la
aplicación de sobrecargas en aceros baja-aleación
de recipientes a presión y verificaron que el aumento del
nivel de sobrecargas provocó un mayor retardo en la
propagación de la grieta por fatiga debido a la
formación de tensiones residuales compresivas en la punta
de la misma. Castro (1992) estudió el comportamiento a
fatiga en uniones soldadas del acero estructural BS 4360 G50D
mediante aplicación de sobrecargas tractivas del 100% de
la carga máxima aplicada para razón de
tensión de 0,1. Además, fue evaluada la influencia
de tratamientos térmicos de alivio de tensiones
después de la sobrecarga en la retardación en la
velocidad de crecimiento de la grieta. Los resultados revelaron
que las sobrecargas provocaron la retardación en la
velocidad de crecimiento de la grieta, además del mayor
aumento en la vida a fatiga en las uniones soldadas, debido a las
tensiones residuales compresivas oriundas del proceso de
soldadura. Fue observado que el tratamiento térmico
promovió la eliminación de la retardación de
la grieta por fatiga.
GODEFROID (1993) estudió el comportamiento de
propagación de las grietas de fatiga en diferentes
historias de carga en la aleación de aluminio-litio
Al-8090-T351 mediante aplicación de sobrecargas para
diferentes valores de razón de tensión entre 0,1 y
0,7. Inicialmente, los resultados revelaron, bajo amplitud
constante, que el aumento en el valor de R provocó el
aumento en la velocidad de propagación de la grietas por
fatiga debido a la disminución del fenómeno de
cierre de la grieta. Posteriormente, la aplicación de
sobrecargas simples de tracción resultó en el
retardo en la propagación de la grieta, sin embargo, para
los mayores valores de sobrecargas, la retardación fue
mayor. Para dos sobrecargas, se constató que existe una
distancia mínima entre las sobrecargas responsables donde
se dará el máximo de retardación (la suma de
los efectos de tensiones compresivas residuales y cierre de la
grieta es máxima). Fue verificado también que la
aplicación de una sobrecarga de compresión
después una sobrecarga de tracción redujo el
número de ciclos de retardación, en función
de la disminución del fenómeno de cierre de la
grieta.
3.3 – Efecto de la razón de
tensiones (R).
Es de conocimiento de los especialistas que la velocidad
de crecimiento de las grietas de fatiga varia con la razón
de tensión (R). Su efecto es observado en muchos tipos de
aceros incluyendo los de bajos contenido de carbono,
ferríticos-perlíticos y de alta resistencia, entre
otros (KUJAWSKI y ELLYIN, 1987). La figura 14 presenta el efecto
de la razón de tensión en la velocidad de
propagación de las grietas de fatiga
Figura 14 – Efecto de la
razón de tensiones en la velocidad de crecimiento de la
grieta por fatiga.
La influencia de la razón de tensión en el
crecimiento de la grieta de fatiga es claramente observada en la
figura 14, pues el aumento de la razón de tensión
es responsable por el aumento en la velocidad de
propagación de la grieta en las tres regiones de la curva.
Sin embargo, ese efecto es más pronunciado en las regiones
I y III.
Conceptos como tensión compresiva residual y
efectos del medio ambiente han sido desarrollados para explicar
el efecto de la razón de tensión (R) en la
velocidad de crecimiento de la grieta (KUJAWSKI e ELLYIN, 1987,
BULLOCH, 1994, ZHANG et al., 2003). Sin embargo, después
de los primeros descubrimientos de Elber, la mayoría de
las investigaciones relacionadas al efecto de la razón de
tensiones son basada en el concepto del cierre de grieta
(KUJAWSKI, 2001). El fenómeno de cierre de la grieta es
importante en bajos valores de ?K, ya que para valores elevados
de R, el cierre de la grieta pasa a ser inexistente debido a los
motivos explicados anteriormente.
BULLOCH (1991) estudió la influencia del ambiente
(aire seco y ambiente marino) y de dos microestructuras
bainíticas granular y una microestructura ferrita-perlita
en la velocidad de crecimiento de la grieta próximo al
threshold, en un acero baja aleación BS1509 para
dos valores de R, 0,1- 0,86. Los resultados revelaron que el
ambiente no ejerció influencia en la velocidad de
crecimiento de grieta para R igual a 0,86, independiente de la
microestructura. Sin embargo, para el valor de R más bajo
hubo una influencia significativa en el valor de ?Kth ya que esos
valores en el ambiente marino fueron cerca de 30% mayores que
aquellos referentes al aire seco, además de que presenten
una velocidad de crecimiento de la grieta de fatiga cerca de
cuatro veces menor que en el ambiente de aire seco. Según
el autor, ese comportamiento fue esperado, considerando que para
valores de R elevados, la microestructura tiene pequeña
influencia en el ?Kth. Además, BULLOCH (1991) recuerda que
los efectos del medio ambiente en el valor de threshold
son relacionados al concepto de cierre de la grieta. Sin embargo,
para valores de R elevados, los efectos del cierre de la grieta
son insignificantes. Los efectos del ambiente en el valor de
threshold para bajo valor de R son atribuidos al efecto
de cierre de la grieta inducido por óxido.
LIAW (1988) discute la influencia de la microestructura
(límite de fluencia y tamaño de grano) y medio
ambiente (temperatura), entre otros, en la velocidad de
propagación de la grieta de fatiga en cobre en la
región de ?Kth para diferentes valores de R. Él
observó que con relación a la microestructura, para
valores de R bajos, el aumento del límite de fluencia del
material generalmente decrece la resistencia a la
propagación de la grieta próximo al
threshold, mientras que el aumento del tamaño de
grano promueve el efecto inverso. Con relación a la
temperatura, para valores bajos de R, de 24 a 121º C y de
121 a 343º C, hubo aumento y disminución en la
velocidad de propagación de la grieta, respectivamente.
Para valores de R elevados, hubo disminución de la
influencia de la microestructura y del medio ambiente en la tasa
de crecimiento de la grieta de fatiga.
BULLOCH (1994) estudió el efecto de la
microestructura en la propagación de las grietas de fatiga
próximo a la región del threshold, para
diferentes valores de R en cuatro clases de ferritas poligonales:
ferrita poligonal pura, ferrita poligonal binaria conteniendo 1%
de silicio, ferrita poligonal binaria conteniendo 2% de silicio y
microestructura ferrita-perlita presentando límites de
fluencia de 144, 216, 308 453 MPa, respectivamente. Los
resultados revelaron que, para bajos valores de R, las
microestructuras con mayores límites de fluencia
presentaron mayores valores de ?Kth, mientras que para R >
0,6, no hubo influencia del límite de fluencia en el valor
de threshold.
3.4 – Otros factores que influencian
la propagación de las grietas de fatiga
Bajo amplitud de carga constante, otros factores
además de la razón de tensión, influencian
la propagación de la grieta por fatiga, son ellos:
frecuencia, medio ambiente (ambientes agresivos), espesor, entre
otros.
De acuerdo con BASTIAN et al. (1989), factores como
tensión media y agentes corrosivos tienen efecto marcados
en la tasa de crecimiento de la grieta. Sin embargo, la
frecuencia no tiene grande influencia en la velocidad de
propagación al aire, en diferencia a lo observado en
ambientes corrosivos. BRANCO et al. (1986), mencionan que la
influencia de la frecuencia está relacionada con el medio
ambiente, pero en ciertos materiales como aceros de
construcción, la velocidad de crecimiento es influenciada
por la frecuencia, independientemente del efecto del medio
ambiente.
En una manera general, cuanto menor sea la frecuencia de
carga aplicada, mayor será la tasa de crecimiento de la
grieta de fatiga, pues de acuerdo con BASTIAN et al. (1989) y
BRANCO et al. (1986) en las frecuencias más bajas, el
tiempo disponible para el ataque de medio agresivo es
mayor.
BASTIAN et al. (1989) presentan el estudio de la
propagación de la grieta por fatiga en un acero
12Ni-5Cr-3Mo en solución 3% de cloruro de sodio (NaCl)
ensayado con frecuencias de carga entre 0,1 – 10Hz. Los
resultados son presentados en la figura 15.
Figura 15 – Propagación de
la grieta por fatiga en un acero 12Ni-5Cr-3Mo en solución
3% de cloruro de sodio (NaCl) en función de la frecuencia
de carga.
Los resultados mostraron el aumento en la velocidad de
propagación de las grietas por fatiga en presencia de la
solución de NaCl, siendo más pronunciado para la
frecuencia de 0,1Hz. Para la frecuencia de 10Hz, la tasa de
propagación se aproximó a la del aire.
Nótese también que la frecuencia no
influenció la velocidad de propagación de la grieta
al aire (la velocidad es la misma para las frecuencias entre 0,1
y 10Hz). El autor menciona que ése comportamiento
también es observado en otros aceros, aleaciones de
aluminio y titanio.
GINGELL y KING (1997) estudiaron el efecto de la
frecuencia en la velocidad de propagación de la grieta por
fatiga en una aleación de aluminio Al-Zn-Mg-Cu de alta
resistencia, con valor de razón de tensión
constante, sometidas a ambiente marino y temperatura ambiente.
Los resultados revelaron que el aumento de la frecuencia
provocó una mayor resistencia a la
corrosión-fatiga, aunque las tasas de crecimiento en las
frecuencias de 0,1 y 1Hz presentasen comportamientos semejantes
(figura 16). Las velocidades de crecimiento de la grieta al aire
fueron independientes de las frecuencias utilizadas, entre 0,1 y
20 Hz.
Figura 16 – Influencia de la
frecuencia de carga en la tasa de crecimiento de la grieta de
fatiga de la aleación Al-Zn-Mg-Cu de alta
resistencia.
La influencia de las variables metalúrgicas en la
propagación de las grietas por fatiga está
relacionada con la deformación plástica, o sea,
cualquier variación metalúrgica que dificulte el
proceso de deformación plástica,
automáticamente irá a aumentar la resistencia a la
fatiga, visto que, la iniciación de las grietas de fatiga
involucra deformación plástica
localizada.
FONTE et al. (2003) estudiaron el efecto de la
microestructura y del ambiente (aire y vacio) en el crecimiento
de la grieta de fatiga en una aleación de aluminio 7049.
Fueron ejecutados dos tratamientos térmicos (super
envejecimiento y envejecimiento incompleto) con la finalidad de
producir aleaciones con límites de fluencia semejantes
para evitar cualquier efecto de la resistencia en el crecimiento
de la grieta, diferenciándose solamente en el modo de
deformación de deslizamiento ("slip deformation"). Los
resultados son presentados en la figura 17.
Figura 17 – Curvas de
propagación de las grietas de fatiga en el aire y en el
vacío en diferentes razones de tensiones, para los
tratamientos térmicos de super envejecimiento (LA) y
envejecimiento incompleto (UA).
A partir de las curvas de la figura 17, puede ser
verificado el efecto de la estructura y el ambiente en las tasas
de crecimiento de las grietas por fatiga próximo a la
región de threshold. En vacío, ambas
microestructuras presentaran valores de ?Kth mayores que en el
aire, porque en este ultimo, la presencia de humedad llevó
a una significativa reducción en el valor de
threshold. La reducción del valor de
threshold para la aleación envejecida
incompletamente fue mayor por la ocurrencia de la
ramificación de la grieta, promoviendo un retardo en el
crecimiento de la misma. El efecto de la microestructura,
según los autores, es función del control que la
misma ejerce sobre los diferentes mecanismos de
deformación: la resistencia a la propagación de la
grieta de fatiga en una aleación presentando deslizamiento
planar (aleación con envejecimiento incompleto) es mayor
en comparación con a aleación presentando
deslizamiento ondulado (aleación super
envejecida).
Con relación a la espesor, Park y Lee (2000)
mencionan que los resultados sobre su influencia en la tasa de
crecimiento de la grieta de fatiga son contradictorios, ya que
trabajos anteriores revelaron velocidades de crecimiento
acelerada o reducida en función del espesor, o
ningún efecto. En ese sentido, los autores investigaron el
efecto del espesor en la velocidad de propagación de la
grieta de fatiga con carga de amplitud constante en probetas C(T)
de acero inoxidable tipo 304. Los resultados mostraron que la
velocidad de crecimiento fue mayor para las probetas de mayor
espesor. Resultado semejante fue encontrado por RADON y WOODTLI
(1984) en un acero baja aleación BS4360-50D.
Medición
de crecimiento de la grieta por fatiga
Existen disponibles diversa técnicas para
medición de la propagación de la grieta por fatiga,
dentro de las cuales se destacan la observación visual de
la grieta y la técnica de caída de
potencial.
El método más simple de medición de
crecimiento de la grieta es la observación visual con
auxilio de microscopio. En esa técnica, la
propagación de la grieta es medida por medio de
marcaciones realizadas en intervalos iguales a lo largo de la
superficie pulida de la probeta.
Otro método bastante utilizado es la
técnica de la caída de potencial o diferencia de
potencial. Esta técnica utiliza la aplicación de
una corriente constante en una probeta. Con la propagación
de la grieta, la diferencia de potencial en puntos de contacto
situados en la vecindad en la punta de la grieta aumenta. Esa
diferencia de potencial es comparada con el voltaje en la probeta
donde no hay crecimiento de la grieta y a través de una
curva de calibración se determina el largo de la grieta.
Es una técnica simple, de bajo costo y que no requiere
avances electrónicos. Es descrita detalladamente por
WILKOWSKI y MAXEY (1983) y HALLIDAY y BEEVERS (1980).
Los dos métodos descritos anteriormente son
aquéllos utilizados más frecuentemente. Sin
embargo, métodos como la medición de de CTOD,
ultrasonido, emisión acústica también son
utilizados para medir la longitud de la grieta. RICHARDS (1980)
hace una breve descripción de esas
técnicas.
Uniones
soldadas
La Sociedad Americana de Soldadura (AWS – American
Welding Society) define el proceso de soldadura como: "Proceso de
unión de materiales utilizado para lograr la unión
localizada de metales y no metales, producida por un
calentamiento hasta una temperatura adecuada, con o sin la
utilización de presión y/o material de
adición."
La soldadura es un proceso empleado frecuentemente en
diversa estructuras como puentes, aeronaves, recipientes a
presión, estructuras offshore, ductos, entre otros,
permitiendo uniones permanentes en los materiales. Las
estructuras soldadas frecuentemente están sujetas a cargas
cíclicas y pueden sufrir un proceso de fatiga, el cual
constituye uno de los fallos más comunes en estructuras
soldadas (XIAOYAN et Al., 1996). La vida de una estructura
soldada es gobernada comúnmente por el tiempo necesario
para la iniciación y crecimiento de una grieta que
comienzan desde las discontinuidades o concentradores de
tensiones pre-existentes, donde un crecimiento inestable de la
grieta propicia la ocurrencia de la fractura (SHI et Al.,
1990).
Del punto de vista microestructural, una unión
soldada esta constituida por tres zonas heterogéneas
conocidas como: metal de soldadura, zona térmicamente
afectada (ZTA) y metal base. Las tres zonas de la unión
soldada están identificadas en la figura 18.
Figura. 18. Zonas de una unión
soldada.
Las uniones soldadas pueden ser clasificadas en
función de la orientación del cordón de
soldadura con relación a la dirección de la carga.
La clasificación de las uniones soldadas es presentada en
la figura 19.
Figura 19 – Clasificación de
las uniones soldadas.
De acuerdo con la figura 19, las uniones a tope pueden
ser clasificadas en longitudinales (El cordón de soldadura
esta orientado según la dirección de la carga) y
transversales (El cordón de soldadura esta orientado
perpendicularmente a la dirección de carga).
Esa clasificación lleva en consideración
el modo de rotura por fatiga. En las uniones transversales, las
grietas por fatiga se inician en el pie del cordón de
soldadura, propagándose en la dirección del espesor
del material. En las uniones longitudinales continuas, sin
embargo, las grietas se inician en una posición de "parada
– arranque" del electrodo en el proceso de soldadura y en
las uniones longitudinales discontinuas, en la extremidad del
cordón de soldadura. La figura 20 presenta ejemplos de las
uniones a topes longitudinales y transversales además de
los modos de rotura por fatiga de estas uniones
respectivamente.
Figura 20 – Modos de rotura por
fatiga de las uniones a tope: (a) transversales, (b)
longitudinales discontinuas y (c) longitudinales
continúas.
Es importante resaltar que en todos los modos de rotura
de las uniones a tope presentadas en la figura 20, la grieta por
fatiga se origina en zonas de mayor concentración de
tensiones, en los lugares donde existan defectos de soldadura o
puntos de discontinuidad geométrica, propagándose
en el modo I, o sea, en una dirección normal a la
dirección de carga (BRANCO et Al., 1986).
En cualquiera de los casos, las grietas de fatiga se
originan en zonas donde las tensiones sean máximas, desde
que la amplitud de esas tensiones y el número de ciclos de
aplicación de carga sean elevados. Existiendo un defecto
de soldadura, la concentración de tensiones puede ser
más elevada y, así, la iniciación de las
grietas por fatiga será más probable, pues el
aumento de la tensión facilitará el movimiento de
las dislocaciones (BRANCO et Al., 1986). Y la propagación
de las grietas ocurrirá por el metal base, metal
depositado o por la zona térmicamente afectada (ZTA),
dependiendo de la geometría de la unión,
condiciones de solicitación y estado metalúrgico
del material.
Se encuentran disponibles métodos para mejorar el
comportamiento a la fatiga de las uniones soldadas. Tales
métodos pueden ser agrupados en (FURTADO FILHO,
1990):
métodos que modifican la geometría del
cordón de soldadura, reduciendo el factor de
concentración de tensiones y removiendo los defectos
existentes, tales como: esmerilado, refusión por TIG y
refusión por plasma.métodos que modifican el campo de tensiones
residuales en la superficie como el aplastamiento y
chorreado.
Los métodos referidos arriba son
abordados detalladamente por (FURTADO FILHO, 1990) y (FERNANDEZ
2002).
5.1 – Defectos de
soldadura
En una estructura soldada, los defectos de soldadura son
responsables por el surgimiento de discontinuidades
geométricas que actúan como concentradores de
tensiones, que facilitan la iniciación y la consecuente
propagación de la grieta, disminuyendo la resistencia a la
fatiga de la estructura. Pueden ser producidos durante la
operación de soldadura, causados por factores ligados al
proceso, forma y ejecución de la soldadura adoptados y son
frecuentemente localizados en el metal base, en el metal
depositado o en la zona térmicamente afectada (BRANCO et
Al., 1986).
A continuación serán introducidos los
conceptos más importantes de los tipos de defectos
existentes en estructuras soldadas, pero la influencia de estos
defectos en la resistencia a la fatiga de las uniones no
será abordada aquí. Sin embargo, ese asunto se
encuentra descrito en la literatura por GURNEY (1968) y BRANCO et
Al. (1986) con mayor riqueza de detalles.
5.1.1 – Porosidad
Dentro de los defectos de soldadura más
encontrados en las uniones soldadas, destacan la porosidad. Los
poros (figura 21) son formados durante la contracción del
metal en el proceso de soldadura o mediante la liberación
de gases como hidrógeno y nitrógeno que se forman
en reacciones ocurridas durante la solidificación de la
soldadura.
Figura 21 – Representación
de porosidades en una unión soldada.
En estructuras de acero soldadas, varios factores
contribuyen para la formación de porosidad, como contenido
de azufre elevados en el metal de base o en el electrodo,
además tiene influencia la humedad excesiva en el
recubrimiento del electrodo (BRANCO et Al., 1986,GURNEY, 1968).
La existencia de porosidad en pequeñas cantidades no es
prejudicial al material. Sin embargo, por encima de
límites determinados por normas técnicas, la
cantidad de poros puede llevar al surgimiento de grietas por
fatiga (DE MARCO FILHO, 2002).
5.1.2 – Inclusiones
sólidas.
Las inclusiones sólidas (inclusiones de escoria,
inclusiones de óxidos e inclusiones metálicas de
cobre y tungsteno, entre otros metales) son defectos provocados
por la presencia de partículas extrañas al proceso
de soldadura que están localizadas en el interior del
metal fundido, comúnmente causados por la limpieza
imperfecta entre los pases de soldadura. Las inclusiones de
escoria son los defectos encontrados con más frecuencia en
estructuras soldadas y son causadas principalmente por la mala
limpieza de la soldadura entre sucesivos pases (GURNEY, 1968). En
la figura 22 puede ser visto una representación
esquemática de una inclusión
sólida.
Figura 22 – Representación
de una inclusión solida en un cordón de
soldadura.
5.1.3 – Falta de fusión y
penetración.
Otros defectos importantes en las estructuras soldadas
son denominados falta de fusión y falta de
penetración (penetración incompleta). El primero es
caracterizado por la discontinuidad (falta de unión), en
escala atómica, entre el metal depositado y el metal base.
Es un defecto importante, que debe ser evitado, pues actúa
como un intenso concentrador de tensiones (DE MARCO FILHO,
2002).
La principal causa de falta de fusión en los
aceros es la presencia de substancias extrañas (escorias,
por ejemplo) a la superficie a ser soldada, impidiendo que el
metal alcance la temperatura de fusión. La
selección errónea de la corriente de soldadura es
otro agente causante de ese defecto. En la figura 23 son
ejemplificadas juntas soldadas que presentan falta de
fusión.
Figura 23 – Uniones soldadas que
presenta falta de fusión.
La falta de penetración (figura 24) es un defecto
que consiste en el incompleto relleno de la raíz de la
unión soldada por el metal depositado (reducción
del área útil de la soldadura) y consecuentemente
se convierte en un concentrador de tensiones.
Es interesante observar que no son todos los casos en
los que la penetración incompleta puede ser considerada
como defecto (en recipientes a presión presión, por
ejemplo, ella es utilizada en la unión entre sus
conexiones). De ese modo, la penetración incompleta solo
puede ser considerada como defecto si es observada en uniones
que, necesariamente, deben tener la penetración completa
(BRANCO et Al., 1986, GURNEY, 1968).
Figura 24 – Ejemplo de uniones
soldadas que presentan falta de penetración.
5.1.4 – Defectos
geométricos.
Los defectos geométricos ocurren a partir de la
desalineación axial o angular de la forma del
cordón de soldadura. Ambos tipos de desalineaciones
provocan una concentración de tensiones en esa
región, provocando una disminución de la
resistencia a la fatiga de la soldadura (DE MARCO FILHO,
2002).
La desalineación axial debido a la
imposición constructiva o por error constructivo,
accidentalmente provocada por la fijación inadecuada de
las piezas antes de la soldadura (BRANCO et Al., 1986). Son
presentados esquemáticamente en la figura 25.
Figura 25 – Desalineación
axial en una unión soldada a tope: (a)
desalineación constructiva; (b) desalineación
accidental (desalineación angular).
Con relación a la desalineación angular
(figura 25.b), ese tipo de defecto tiende a ser encontrado en
soldaduras longitudinales de tubería. En ese caso, la
resistencia a la fatiga disminuye con la disminución del
ángulo de refuerzo de la soldadura (DE MARCO FILHO,
2002).
5.2 – TENSIONES RESIDUALES EN
SOLDADURA.
Tensiones residuales son definidas como tensiones
existentes en un componente o parte de él sin que haya
ninguna carga exterior. Son producto de las variaciones
térmicas o mecánicas acompañadas por
deformaciones plásticas del metal (BRANCO et all., 1986,
GURNEY, 1968). Pueden tener los más diversos
orígenes, tales como: operaciones de laminación,
conformación, corte, operaciones de soldadura y
tratamientos térmicos (WOODTLI et Al., 1986).
Las tensiones residuales son clasificadas en tres tipos
(Fonseca, 2000, DE MARCO FILHO, 2002, FERNANDEZ,
2002):
Tensiones residuales del tipo 1: son tensiones
homogéneas, o sea, constantes en magnitud y
dirección, que se extienden en grandes áreas
(varios granos del material). Esos tipos de tensiones son
denominadas macroscópicas y están en equilibrio
con todos los esfuerzos actuantes en el material.Tensiones residuales del tipo 2: son tensiones casi
homogéneas, que se extienden en una pequeña
área, esto es, en un grano o parte de él. Son
equilibradas a través de un cierto número de
granos. Son denominadas tensiones
microscópicas.Tensiones residuales del tipo 3: son tensiones
heterogéneas, generadas desde defectos cristalinos del
material, extendiéndose a lo largo de algunas
distancias atómicas en un grano. Son equilibradas
adentro del propio grano y son denominadas tensiones
submicroscópicas o tensiones
micro-localizadas.
Las tensiones residuales pueden tener origen a partir de
operaciones de soldadura. Tales operaciones, realizadas a altas
temperaturas, promueven el desarrollo de las tensiones residuales
debido al efecto de ciclo térmico, de contracción y
dilatación en la unión soldada (metal base y metal
depositado), responsables de deformaciones que pueden no ser
acomodadas sin exceder el límite de fluencia del material,
resultando así en deformaciones permanentes o tensiones
residuales. Las tensiones residuales son originadas cuando las
deformaciones plásticas son suprimidas parcial o
totalmente (BRANCO et Al., 1986) y cuanto mayor es el nivel de
restricción impuesto a la unión soldada, mayor
será el nivel de tensiones residuales resultantes.
Así, existen tres condiciones suficientes para la
formación de las tensiones residuales en uniones soldadas,
son ellas (FURTADO FILHO, 1990):
El material debe ser deformable
térmicamente.El material debe alcanzar el dominio
plástico por efecto de las tensiones de origen
térmico.No debe existir uniformidad en el campo
de tensiones creados.
Según FONSECA (2000), existen tres fuentes
principales de tensiones residuales en soldaduras. Las tensiones
residuales de contracción son provenientes del
enfriamiento en zonas diferentemente calentadas y plastificadas
durante el proceso de soldadura
Otra fuente de tensiones residuales es aquella ligada al
enfriamiento más rápido de la superficie, como el
enfriamiento no es homogéneo a lo largo del espesor del
material. En ese caso, las tensiones serán mayores si el
espesor de la chapa también es mayor.
La tercera fuente de tensiones residuales es
aquélla originada por la transformación de fases,
creando un aumento del volumen del material transformado. La
expansión del área transformada del material es
impedida por las "regiones frías" del material, resultando
en un esfuerzo de compresión.
La distribución de las tensiones residuales en
las uniones soldadas es presentada ilustrativamente en la figura
26.
Figura 26– Distribución de
las tensiones residuales en una unión soldada.
Las tensiones residuales longitudinales en la parte
central de la unión alcanzan el valor máximo
(tensiones residuales de tracción), frecuentemente
semejante a la tensión límite de fluencia del
material, mientras los bordes presentan un valor de
tensión mínimo (tensiones residuales de
compresión) a una distancia cerca de tres veces la anchura
del cordón de soldadura (Fonseca, 2000). Ya las tensiones
residuales transversales presentan en la parte central de la
unión una pequeña amplitud de tensiones de
tracción (cerca de 1/3 del límite de fluencia)
(FONSECA, 2000) y en el restante son equilibradas por
tensión de compresión (BRANCO et Al.,
1986).
Las tensiones residuales desempeñan un papel muy
importante en el comportamiento a la fatiga de las estructuras
soldadas. Consecuentemente, muchos estudios son realizados para
lograr la comprensión de las mismas. Los resultados
muestran que la vida a fatiga y la resistencia a la fatiga pueden
ser mejoradas por la reducción de la influencia de la
tensión residual de tracción en los componentes
soldados, TENG et Al.(2002), o por la introducción de
tensiones residuales compresivas en las regiones de las uniones
soldadas (NINH y WAHAB, 1995). TENG et Al.(2002) mencionan que
las tensiones residuales pueden reducir la vida en fatiga de las
estructuras soldadas, particularmente cuando una tensión
residual de tracción de la magnitud del límite de
fluencia exista en las regiones de la raíz de la
soldadura.
Considerando que las grietas de fatiga frecuentemente
surgen en la superficie del cuerpo, es de esperarse que las
tensiones residuales superficiales tienen influencia en la vida
en fatiga del mismo. En ese sentido, WOODTLI et Al., (1986) citan
que las tensiones residuales superficiales son importantes en la
propagación de las grietas de fatiga, pues las tensiones
residuales compresivas causan el cierre y la retardación
en la tasa de crecimiento de la grieta, mientras las tensiones
residuales tractivas tienen el efecto inverso. OHTA et Al. (1982)
estudiaron el crecimiento de la grieta de fatiga en las uniones
soldadas a tope en un acero HT80 (grieta central) y los
resultados revelaron que las propiedades de propagación de
la grieta de fatiga de las uniones soldadas (metal de la
soldadura y ZTA) fueron inferiores en comparación con el
metal de base, causadas por la distribución de
tensión residual tractiva en la parte central de las
juntas soldadas alrededor de la punta de la grieta.
CASTRO (1992) estudió el comportamiento en fatiga
del acero BS 4360 G50D en el metal base y en la ZTA con dos
aportes de calor (30 y 50 KJ/cm) y razones de tensión de
0,1 y 0,5, mediante amplitud de carga constante y fue observado
que para R = 0,1, el metal base presentó una menor vida en
fatiga con relación las uniones soldadas, pues,
según el autor, las tensiones residuales compresivas
pueden disminuir la tasa de propagación de la grieta. Fue
constatado también que la mayor vida a fatiga se
relacionó con el mayor aporte de calor aplicado. Para R =
0,5, el mismo comportamiento fue observado, o sea, mayor vida a
fatiga para las uniones soldadas con aporte de 50 KJ/cm, aunque
la diferencia sea mínima. Hubo una disminución de
la contribución de las tensiones residuales compresivas.
Comparándose los resultados entre R iguales a 0,1 y 0,5,
menores vidas a fatiga fueron observadas para los ensayos
realizados en este último.
Las grietas de fatiga, sin embargo, pueden propagarse
bajo tensiones compresivas. GURNEY (1968) dice que las grietas
pueden surgir en regiones de tensiones tractivas,
propagándose en regiones de compresión. En ese
caso, bajo acción de tensiones residuales tractivas, las
grietas abren hasta que sean aliviadas. Bajo carga
cíclica, las grietas cierran y reabren cuando la carga es
retirada. La explicación del autor es que las grietas
permanecen tensadas, propagándose.
FONSECA (2000) menciona que en las uniones soldadas, las
tensiones residuales de tracción son relevantes tanto en
la dirección longitudinal, como en la dirección
transversal, aunque las primeras sean más relevantes. El
autor añade que en el momento cuando una estructura
soldada conteniendo tensiones residuales sea solicitada,
habrá una interacción entre las tensiones
resultantes de la carga aplicada y las tensiones residuales
presentes, promoviendo una alteración en el valor de R,
principalmente en locales donde las tensiones residuales son de
tracción.
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– 830.
Autor:
Ing. Ariel Rodríguez Arias
Dr. Lic. Alejandro Duffus Scout
Centro de Investigación de Soldadura
(CIS)
Facultad de Ingeniería
Mecánica
Universidad Central "Marta Abreu" de Las
Villas
Carretera a Camajuaní Km.
5½
Santa Clara, Villa Clara, CP.
54830
Cuba
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