CONGRESO CONAMET/SAM 2004
ANÁLISIS DE FALLA DE LLANTA PARA SERVICIO PESADO Hernán G. Svoboda
(1,2)
(1)
, Horacio M. De Rosa
(1)
Universidad de Buenos Aires, Facultad de Ingeniería, Dpto. Ing. Mecánica, Paseo Colón 850, Buenos Aires, Argentina,
[email protected] . (2) Universidad de Buenos Aires, Facultad de Ingeniería, Laboratorio de Materiales y Estructuras, Las Heras 2214, Buenos Aires, Argentina,
[email protected] .
RESUMEN En el presente trabajo se analizó la falla de una llanta para servicio pesado perteneciente a un equipo para movimiento de containers. La llanta estudiada fue reparada y falló en servicio. La falla se produjo en una junta soldada de esquina que une el disco, que se fija al eje no motor, con otro componente denominado suplemento consistente en una chapa cilíndrica. El estudio se centró en determinar las posibles causas de la falla de la unión soldada. Se realizó fractografía con estereomicroscopía óptica y microscopía electrónica de barrido (SEM), se determinó la composición química de ambos materiales base y se evaluó la soldabilidad de los mismos. Se caracterizaron microestructuralmente los metales base y el metal de soldadura y se determinó la microdureza de los mismos. Se evaluaron las cargas actuantes y el sistema de solicitaciones al que estaba sometida la unión. Se obtuvieron muestras en zonas fisuradas y en zonas no fisuradas de dicha unión soldada que esta constituida por un cordón interno y otro externo. Se evaluó la penetración y la fusión de ambos cordones y se ensayó en tracción una muestra no fisurada de la unión. La fisuración se originó en el talón del cordón interno asistida por un perfil fuertemente convexo del cordón. La dirección de crecimiento de la fisura es consistente con la dirección máximas tensiones normales (solicitación externa, tensiones residuales y concentración de tensiones). Se observó el crecimiento de fisuras por fatiga. Se analizaron los resultados aplicando el criterio del enfoque local. Se recomendaron acciones correctivas sobre el procedimiento de soldadura a fin de mejorar el perfil de cordón y aumentar la vida a la fatiga del componente. Palabras Claves: fatiga, concentrador de tensiones, soldadura GMAW
1. INTRODUCCIÓN El componente en estudio corresponde a una llanta de servicio pesado reparada. Durante la reparación se realiza una unión soldada de esquina con dos cordones, uno interior y otro exterior. En dicha unión soldada se unen el disco y un componente cilíndrico denominado . El proceso de soldadura utilizado es semiautomático con protección gaseosa y alambre macizo, del tipo GMAW. El material de ambas chapas se informa como acero de bajo carbono de uso estructural. El componente reparado falló en servicio, localizándose la falla en la región de la soldadura, reportando este tipo de falla de ocurrencia frecuente sobre estas llantas reparadas. La soldadura se realizó utilizando un alambre ANSI/AWS ER70S-6, siendo CO2 la protección gaseosa empleada. Este trabajo consistió en la caracterización de la falla del componente mencionado. En este sentido se analizó el material (ambos metales base) utilizado, el cordón de soldadura (microestructura, geometría, dureza), las características de la falla y el tipo de solicitaciones existentes a fin de determinar las causas probables de la falla. A su vez, se cuantificó la integridad estructural de la unión a través de un ensayo mecánico.
En la figura 1 se puede ver un esquema constructivo de la llanta y la identificación de las distintas partes componentes de la misma.
Figura 1. Esquema de la llanta en estudio. 2. PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL Sobre el material recibido se realizó una inspección visual a fin de determinar características generales de la falla, tales como zona de inicio de la falla, tipo de fractura, deformaciones plásticas macroscópicas, dimensiones generales, etc. Se observaron las superficies de fractura, previa limpieza con un decapado ácido a fin de remover los
CONGRESO CONAMET/SAM 2004 óxidos formados posteriormente a la falla. Las observaciones se realizaron con estereomicroscopía. Se determinó la composición química de los materiales con los que se produjo la unión soldada (suplemento y disco) y se determinó el parámetro carbono equivalente a fin de evaluar la soldabilidad del material. De la unión fallada se extrajeron cortes para metalografía, sobre los cuales se realizó una observación macrográfica en ambos cordones (externo e interno). Además de observó la microestructura en la zona primaria, en la zona recristalizada y en el metal base. A su vez, se determinó la dureza Vickers (HV1kg) de ambos metales base, de la zona afectada térmicamente y del metal de soldadura.
que tiende a cerrarlo, solicitando a tracción el cordón externo de la junta y a compresión el cordón interno. Sin embargo esta carga, que se puede asumir como pulsante, está soportada por refuerzos que se colocan en el interior de la llanta según se informó previamente. Sobre la superficie de fractura en la zona adyacente al mencionado orificio, practicado por oxicorte, se detectó el avance de fisuras por fatiga. En las figuras 3 se puede ver un detalle de dicha zona.
3. RESULTADOS En la figura 2 se puede ver una imagen de un sector del componente recibido, donde se observa parte del disco y del suplemento. El cordón que se observa en la figura corresponde al cordón interno de la unión soldada. A su vez se puede ver el orificio realizado para el ingreso de la válvula.
Figura 3. Líneas de playa en la superficie de fractura en la zona cercana al orificio de ingreso de la válvula. En la figura 4 se puede ver un sitio de inicio de una fisura crecida por fatiga. Dicho sitio se encuentra sobre la superficie, en la zona correspondiente al talón del cordón interno.
Figura 2. Sector de la llanta fallada. Las solicitaciones a las que está sometido el componente en estudio son de diversos tipos. En primer lugar se tiene la que está asociada al par torsor que transmite el eje sobre el que está montada la llanta a través de los bulones que se fijan al disco de la misma. Figura 4. Inicio de una fisura crecida por fatiga en la Esta solicitación es variable con el tiempo sin una zona cercana al orificio de ingreso de la válvula. periodicidad preestablecida. A su vez cambia de signo dado que el vehículo avanza y retrocede. Además su En la fabricación del bombé se utilizaron una chapa amplitud también es variable. Esta tensión tangencial plana para el disco y un tubo para el suplemento, ambas está aplicada sobre el plano del disco de la llanta. En de acero. En la tabla 1 se pueden ver los resultados este sentido, sobre la unión soldada se tiene que la obtenidos en la determinación de la composición máxima tensión normal producida por la mencionada química para ambos materiales utilizados. solicitación de torsión se encuentra en una dirección a Puede verse que el material utilizado para el 45º del plano del disco. suplemento tiene un nivel de aleación (C, Mn y Si) Por otro lado, se tiene una carga de compresión debida levemente superior al material del disco. al peso de la carga y del vehículo. Por el diseño de la En cuanto a la soldabilidad del material utilizado, el llanta, como se observó en la figura 1, el disco soldado International Institute of Welding (IIW) [1] recomienda con el suplemento se encuentra desplazado, por lo que la aplicación del concepto de carbono equivalente Pcm la mencionada carga de compresión produce además calculado con la expresión de Ito y Bessyo. Esta sobre el filete soldado en estudio una tensión de flexión ecuación se aplica para aceros con tenores de C por
CONGRESO CONAMET/SAM 2004 debajo de 0,18%. Un valor de Pcm por debajo de 0,35% estima que el acero posee buena soldabilidad.
fracción de perlita, lo que indica un mayor contenido de C, consistentemente con lo determinado químicamente.
Tabla I. Composición química del metal base. C
Mn
Si
P
S
Disco
0.123
0.316
0.158
0.011
0.015
Suplem.
0.151
0.571
0.172
0.012
0.017
Parte
A partir de los valores del análisis químico del material utilizado para la construcción del cilindro, indicados en la Tabla 1, el valor calculado es Pcm= 0,19% < 0,35%. En la figura 5 se puede ver una macrografía de un corte donde se observan ambos cordones y el crecimiento de una fisura desde el talón del cordón interno. En esa imagen se puede ver la forma general, la penetración y la fusión de ambos cordones, junto con el perfil de cada uno de ellos y la preparación de la junta. Se puede ver que el cordón interno tiene un perfil convexo, y que existe una pequeña falta de penetración en la raíz de dicho cordón, sin observarse fisuración en la raíz.
Figura 6. Detalle del crecimiento de la fisura. En la figura 7 se puede ver una imagen de la microestructura del metal de soldadura observándose ferrita poligonal en borde de grano (PF(G)), ferrita con segundas fases (FS) y ferrita acicular (AF). En ambos cordones la microestructura es similar.
Figura 7. Microestructura del metal de soldadura. Escala 10 micrones.
Figura 5. Macrografía de la unión soldada. En la figura 6 se se puede un ver detalle detalle del talón desde donde crece la fisura del cordón interno , observándose un valor elevado del ángulo del filete que se encuentra alrededor de los 75º. Se puede observar en el corte el avance de la fisura desde el talón hacia el interior del material a través de la HAZ en principio y luego por el metal base, en una dirección aproximadamente ortogonal a la hipotenusa del filete y a aproximadamente 45º respecto del plano del disco. Finalmente, en el metal base cambia la dirección de crecimiento de la fisura y sigue creciendo en una dirección aproximadamente ortogonal a la inicial. En cuanto al metal base, la microestructura microestructura de ambos materiales está constituida por ferrita (solución sólida α y perlita (constituyente eutectoide). La microestructura del material del cilindro presenta un menor tamaño de grano y una mayor
En la figura 8 se puede ver la microestructura de la zona recristalizada de grano grueso (ZRg).
Figura 8. Microestructura de la zona recristalizada de grano grueso (ZRg). Escala 30 micrones.
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En la figura 9 se muestra la microestructura de la zona recristalizada de grano fino (ZRf).
De la observación macroscópica de los cordones de soldadura no se presentaron faltas de fusión lateral. En la cordón interno se detectó una falta de penetración en la raíz presente en los dos cortes observados. En cuanto a la soldadura de filetes, el criterio de aceptación de una unión soldada está asociado con la fusión total de la raíz del filete. En este sentido, si en un corte metalográfico se presenta falta de fusión en la raíz entonces la junta presentará el defecto denominado falta de penetración (LOP), siendo este uno de los defectos más frecuentemente encontrados, pudiendo producirse por la inaccesibilidad a la región de la raíz durante la soldadura [2].
En este tipo de uniones soldadas se pueden presentar dos tipos de fallas: fisuración de raíz o fisuración de Figura 9. Microestructura de la zona recristalizada de talón. La fisuración de raíz se produce debido a grano fino (ZRf). Escala 10 micrones. dimensiones inadecuadas del filete, siendo las mismas insuficientes para el espesor de la chapa [3]. El defecto No se observa la presencia de microestructuras frágiles de LOP afectará la vida a la fatiga de la unión cuando del tipo martensita (M) en la ZAC. esta exceda un valor crítico de la mitad del espesor de la chapa a ser soldado [4]. En cuanto a la dureza, se determinó la dureza del metal A su vez, la resistencia a la fatiga de las uniones base, tanto para el material del disco como para el soldadas puede verse afectada cuando se produce un suplemento. Como se mencionó anteriormente las cambio abrupto en la sección que configure un chapas utilizadas para la construcción de estos dos concentrador de tensiones, producido por ejemplo, por elementos son similares, pero el material utilizado para un exceso de refuerzo de la soldadura, una inclusión de el suplemento presenta un contenido de aleantes escoria, una falta de penetración o fusión, una excesiva levemente superior. La dureza determinada sobre el rugosidad superficial, etc. disco fue de 125HV, mientras que para el material del Las fisuras por fatiga se inician en el talón del filete suplemento fue de 159 HV. Esta observación es cuando la sección del mismo es lo suficientemente consistente con lo observado metalográficamente y con grande, o inician en la raíz cuando el tamaño de la lo determinado en el análisis químico de ambos soldadura es inadecuado [5]. En general el modo de materiales. falla por fisuración del talón es más seguro que el de La dureza promedio medida sobre el cordón en las raíz dado que la fisura puede detectarse antes de la distintas zonas fue de: HVZC=205, HVZRg=197, falla. HVZRf =176. A su vez, el perfil del cordón ejerce un efecto Los bajos valores de dureza medidos en la Zona fundamental en este balance, dado que en el talón de la Afectada Térmicamente son consistentes con lo soldadura se produce una importante concentración de observado en la microestructura de esa zona, donde no tensiones. Este efecto concentrador del talón depende se observó martensita entre los componentes fundamentalmente del radio de curvatura en el talón. El microestructurales. perfil del cordón es crítico en este sentido, siendo el efecto concentrador menor para los cordones cóncavos y más severo par los cordones convexos [6]. 4. ANÁLISIS Y DISCUSIÓN En la soldadura de filetes tanto el proceso (SMAW, FCAW o GMAW), los parámetros del mismo, el gas de De los resultados obtenidos de la composición protección, los materiales a soldar, el espesor de la química de los materiales base, de la observación chapa y el posicionamiento (desalineamientos o metalográfica y de la determinación del perfil de “gaps”) juegan un papel importante en la conformación dureza a lo largo de la línea central del depósito no del cordón y en la geometría que adquiera el mismo [5]. se encuentran elementos microestructurales como Para el proceso GMAW, la protección gaseosa con CO2 fases frágiles (martensita), zonas de alta dureza en la tiene una mayor tendencia a producir cordones zona afectada por el calor (ZAC) o inclusiones no convexos, mientras que el Ar o las mezclas Ar-CO2 y metálicas que hayan podido promover la falla del Ar-O2 tienden a producir cordones con mejor factor de componente. En consistencia con estas forma [7], de la misma forma que los procesos con observaciones no se detectaron problemas de formación de escoria permiten mayor flexibilidad en la soldabilidad a partir del cálculo del parámetro Pcm. conformación del perfil del cordón. En la figura 10 se puede ver un esquema del mencionado efecto del gas
CONGRESO CONAMET/SAM 2004 de protección sobre la forma del filete para soldadura con GMAW. El crecimiento de las fisuras por fatiga en las uniones soldadas depende del material, de las cargas y en particular de las configuración geométrica de la soldadura y de la chapa [8].
Figura 10. Efecto del gas de protección sobre la forma del cordón en GMAW [7]. Se ha demostrado que la vida a la fatiga de la junta puede ser influenciada por los siguientes parámetros geométricos: el perfil del cordón o ángulo del filete, la relación entre la longitud de la interfase no fundida y el ancho del filete, y la relación entre el lado del filete y el espesor de la chapa [9]. Además, el crecimiento de un fisura por fatiga se produce en una dirección ortogonal a la dirección en la que actúa la tensión normal [10] sin la presencia de deformación plástica macroscópica. En general, en cuanto a la vida a la fatiga, los filetes con penetración total son preferibles que los filetes con penetración parcial [6], dado que estos últimos presentan un defecto planar que limita la vida a la fatiga. Evidentemente, las uniones con penetración total requieren de una preparación de junta mas compleja, lo que encarece, junto con otros factores, el costo de la junta. En este sentido deberá evaluarse la disminución de la vida de la junta por la presencia de una junta de penetración parcial. En este caso no parecería ser el factor controlante de la vida a la fatiga la falta de penetración o la preparación de la junta, dado que la fisuración se produce en el talón del cordón y no en la raíz del mismo. En cuanto al perfil del cordón interno, se puede ver en las figuras 5 y 6 que el mismo adopta una perfil convexo, sumamente negativo desde el punto de vista de la concentración de las tensiones en el talón del filete. Este efecto toma particular importancia en componentes sometidos a fatiga, como se mencionó anteriormente. A su vez, la fisuración se presenta en el talón, lo que indica que la falla está controlada por la concentración de tensiones y no por falta de sección del filete. En cuanto al sistema de cargas que solicita a la unión soldada se tiene que principalmente está sometido a esfuerzos remotos de torsión y flexión alternativos. El par torsor alternativo genera tensiones tangenciales en el plano del disco, que tiene asociadas las máximas tensiones normales a 45º, donde una es de tracción y la otra de compresión. Esta dirección es ortogonal a la dirección en la que produce el crecimiento de la fisura desde el talón del filete, observada en las figuras 5 y 6. Esta fisura creció por una tensión de tracción en una
dirección transversal a la dirección de crecimiento que es coincidente con la dirección de tensión normal (σ) máxima producida por dicho par torsor aplicado. A este hecho hay que sumarle el efecto de las tensiones residuales del proceso de soldadura, las cuales son de tracción en el talón del filete, lo que también favorece la fisuración en la dirección observada. Durante el proceso de soldadura se produce la fusión de las partes a unir y la del metal de aporte a través de una fuente localizada de calor. El subsecuente enfriamiento rápido produce tensiones residuales vía deformaciones térmicas y transformaciones microestructurales. Estas tensiones pueden alcanzar el límite de fluencia en la zona soldada mientras que disminuyen fuertemente en la vecindad [5]. Los mayores valores de tensiones residuales en soldaduras de filete se encuentran en los concentradores de tensión, en particular las tensiones residuales transversales son máximas en el talón del filete [11]. En distintas zonas de la superficie de fractura se observó el crecimiento de fisuras por fatiga y se detectaron diversos sitios de inicio de dichas fisuras ubicados en el talón del cordón interno (figura 4). Basados en consideraciones de enfoque local, la vida a la fatiga de un componente soldado estará controlada por las tensiones residuales y la dureza junto con las tensiones externas actuantes [5]. En este sentido en la figura 11 se puede ver un esquema del modelo propuesto por Radaj [5] para estimar el punto de inicio de la fisura.
Figura 11. Modelo para la estimación de la vida a la fatiga en uniones soldadas [5]. En el talón del cordón se puede diferenciar distintas zonas con características particulares: el cordón de soldadura (WB), la entalla de la soldadura (WN) y la zona afectada por el calor (HAZ). En cada una de estas zonas la dureza (HV) y las tensiones residuales (σR ) serán distintas. Estos dos parámetros HV y σR definirán el límite de fatiga (σE), que variará para cada zona. El inicio de la fisura se espera que se produzca en el punto donde la curva de tensiones cíclicas causadas por las cargas externas actuantes (σL) contacte la curva de resistencia a la fatiga local (σE). En este sentido en el cordón interno de la unión soldada estudiada la combinación de: las componentes del
CONGRESO CONAMET/SAM 2004 sistema de solicitaciones alternativas remotas que traccionaron el talón del cordón, con la magnificación local de esas tensiones debido al concentrador de tensiones severo que constituyó el perfil convexo del cordón en el talón de la soldadura, junto con las tensiones residuales del proceso de soldadura, produjeron la nucleación de fisuras en diversos sitios cercanos a la zona de ingreso de la válvula que crecieron por fatiga produciendo la falla de la llanta. Expresado en términos de la curva de fatiga se produjo un aumento de la tensión efectiva local en el talón de la soldadura lo que produjo que el número de ciclos a la falla disminuya fuertemente.
5 CONCLUSIONES A partir de los resultados obtenidos y del análisis de los mismos se puede concluir que: - La falla se produce a partir de la fisuración del talón del cordón interior del filete, sin deformación plástica apreciable. - En el cordón interior se observa una leve falta de penetración (LOP) en la raíz. - No se observa fisuración de raíz, por lo que el dimensionamiento del filete sería adecuado. - No se observan faltas de fusión laterales. - En el cordón exterior no se observa fisuración ni falta de penetración. - La microestructura del metal de soldadura no presenta anomalías. No se observa martensita en la ZAC, ni un cambio abrupto en el perfil de dureza. - El carbono equivalente se encuentra por debajo del valor recomendado por lo que no se detectan problemas de soldabilidad. - El cordón interior presenta un perfil convexo que magnifica fuertemente el factor de concentración de tensiones en el talón, especialmente importante en componentes sometidos a fatiga. - Se detectaron sitios de inicio de fisura superficiales en el talón del cordón interno, en la zona cercana al orificio realizado por oxicorte. A su vez, se detecta el crecimiento de las mismas por fatiga. - El par torsor que solicita alternativamente el componente genera las máximas tensiones de tracción en la dirección del filete, traccionando la raíz y los talones del mismo. A su vez, las tensiones residuales del proceso también traccionan el talón. Además el perfil del cordón produce la magnificación de dichas tensiones en ese sitio. - La convergencia de dichos factores (solicitaciones externas alternativas, tensiones residuales y geometría del filete) produce la magnificación de las tensiones remotas en el talón del filete, superando localmente la tensión necesaria para la nucleación de una fisura y el crecimiento de la misma por fatiga, produciéndose la fisuración del material y la falla del componente. - A partir de un ensayo mecánico no normalizado se obtuvo una carga de rotura de valor cualitativo. Este resultado se constituye en un valor de referencia de la
integridad mecánica de la unión soldada, bajo las condiciones de ensayo aplicadas susceptible de ser comparado con otro ensayo realizado bajo las mismas condiciones.
6. REFERENCIAS [1] Doc. IX-1305-83, “Guide to the welding and weldability of low carbon microalloyed hot rolled steels”, International Institute of Welding Document, 1983. [2] S. V. Nadkarni, “Modern Arc Welding Technology”, Oxford and IBH Publishing Co Pvt Ltd, New Delhi, 1996, pp. 650-651. [3] T. R. Gurney, Welding Research International, 1979, 4, pp. 45-52. [4] J. G. Wylde, “Application of fatigue design rules for welded steel joints”, IIW Doc. XII-1342-89, 1989. [5] D. Radaj, International Journal of Fatigue, 1996, 3, pp. 153-170. [6] D. R. Milner, R. L. Apps, “Introduction to welding and brazing”, Pergamon Press, Oxford, 1969. [7] Gas Metal Arc Welding Guide, Lincoln Electric, 1997. [8] J. M. Ferreira, C. M. Branco, Theor. Appl. Fract. Mech., 1991, 15, pp. 131-142. [9] I. F. C. Smith, R. A. Smith, Eng. Fract. Mech., 1983, 4, pp. 861-869. [10] G. E. Dieter, “Mechanical Metallurgy”, 3º Ed., 1986, McGraw-Hill, N.Y. [11] T. Teng, Ch. Fung, P. Chang, W. Yang, Int. Jour. of Pressure Vessels and Piping , 2001, 78, pp. 523-538.
AGRADECIMIENTOS Al INTI CeMec por la Microscopía Electrónica de Barrido.
