Condiciones de OperaciónAdemás de los esfuerzos mecánicos a los que son sometidos los componentes y estructuras soldadas aparecen condiciones de operación que obligan en el diseño de las uniones soldadas y, por su puesto, de los materiales base a unir a considerar límites estructurales adicionales o bajo conceptos de rotura diferentes a los utilizados en las consideraciones de diseño mecánico generales tanto en lo referente a esfuerzos estáticos como dinámicos. Bajo tales consideraciones es necesario aplicar técnicas de cálculo y propiedades del material particulares o inherentes a la condición de operación predominante y que puede conducir al colapso del elemento estructural. La Figura 13 de la diapositiva 4 de la presentación muestra esquemáticamente cuales son las condiciones de operación más importantes a las que se ven sometidas una gran parte de los componentes y estructuras soldadas. Diseño para condiciones de baja temperatura Una condición de diseño característica de bajas temperaturas es la construcción de componentes criogénicos es decir aquellos destinados a almacenar, retener, transportar u operar fluidos o compuestos a muy baja temperatura como es el caso de oxígeno líquido, nitrógeno líquido por ejemplo. En tales casos las temperaturas pueden estar por debajo de –100°C. Pero también existen otros casos donde componentes y estructuras pueden ser considerados como operando a bajas temperaturas, tal es el caso de la retención o contención de algunos gases comprimidos o de las estructuras de plataformas petroleras fuera de costa (off-short) así como todo componente u estructura. Operando en condiciones climáticas de varios grados bajo cero. En síntesis el diseño a baja temperatura corresponde a aquellos casos donde la temperatura de operación es lo suficientemente baja como para considerar como principal modo de falla el riesgo a la fractura frágil o el colapso abrupto del componente o estructura soldada. Consecuentemente, en el límite estructural para el diseño aparece como un elemento central la tenacidad del material o más genéricamente la tenacidad a la fractura, definiendo esta propiedad del material como la resistencia del mismo a la propagación de una grieta o fisura. La propiedad de tenacidad de una manera simple puede ser obtenida por medio de ensayos de flexión por impacto o Charpy-V (Cv) y medida en términos de energía en julios (J). Estos ensayos pueden ser realizados por ejemplo siguiendo los lineamientos de la norma ASTM E-23.Una forma de presentación de los resultados de tenacidad en términos de energía de impacto Cv, para el caso de aceros ferríticos estructurales, es mediante la denominada curva de transición ductilfrágil representada como energía de impacto en función de la temperatura, tal como se puede observar en la figura 14. Energía, Fractura dúctil ( J) Zona de transición dúctil- frágil Fractura Frágil Tt Temperatura, T (°C) Figura 14. Curva Charpy-V, Cv- Material de Lectura de la Unidad “ Diseño de Juntas” 1 Por medio de la curva de transición se puede definir una temperatura característica para ser utilizada como un límite de diseño o temperatura de referencia que es la denominada temperatura de transición (Tr). Existen formas diferentes de definir dicha temperatura , por ejemplo la temperatura en la curva de transición correspondiente al nivel de energía de impacto donde se observa, a nivel macroscópico, en la superficie de fractura de la probeta Charpy-V 50% de fractura dúctil y 50 % de fractura frágil. También puede estar definida con un determinado nivel de energía de impacto sobre la curva de transición, por ejemplo la temperatura correspondiente a un nivel de energía de 40J. Esta última forma es una de las más utilizadas por diferentes códigos constructivos y de diseño (ASME,BSI, API, etc.) . También para aquellos casos donde se pretende garantizar un determinado nivel de tenacidad se suele especificar un mínimo nivel de energía de impacto a determinada temperatura, por ejemplo: 27J a 0°C. En conclusión Tr representa un límite tanto para material base y metal de soldadura así como zona afectada térmicamente(ZAC), asociado con un mínimo nivel de energía de impacto, donde la temperatura de servicio (Ts) del componente deberá ser mayor a la misma (Ts > Tr). Consecuentemente cuanto más baja sea la temperatura Ts mayor nivel de tenacidad y más baja temperatura Tr deberá tener como propiedad tanto el material base seleccionado como el metal de aporte correspondiente para el diseño de la unión soldada. Es por ello que en aplicaciones criogénicas(ej. nitrógeno líquido) es frecuente el uso de aceros inoxidables austeníticos (AISI 304L, 316L etc) o aleaciones austeníticas de base níquel(Inconel, etc.) que presentan niveles elevados de tenacidad y no manifiestan el fenómeno de transición como los aceros ferríticos. Es importante señalar que la metodología de evaluación de la tenacidad no solamente se realiza por medio de ensayos Charpy-V sino también aplicando técnicas de macánica de la fractura, utilizando parámetros que representa dicha propiedad del material a través de parámetros como Kic, J o CTOD. Diseño para alta temperatura El diseño a alta temperatura puede ser definido para el caso de aceros estructurales cuando la temperatura de servicio es mayor a 300°C, pero específicamente remite a temperaturas por encima de las cuales aparece un cambio importante de la tensión de fluencia del material. Debemos distinguir dos casos diferenciados del diseño a alta temperatura: en régimen no permanente y en régimen permanente. El diseño de alta temperatura en régimen no permanente implica que el material estará bajo condiciones de operación de alta temperatura de manera intermitente o esporádica. Para tales casos y frente a esfuerzos de naturaleza estática el límite estructural es la tensión admisible correspondiente a la temperatura de servicio prevista, hecho que es consecuente con la variación de la tensión de fluencia del material con la temperatura. Este límite del material se reduce en la medida que se incrementa la temperatura a la cual el mismo es sometido, tal como es posible observar en la figura 15. En cambio cuando el material se encuentra en régimen permanente a alta temperatura el mismo esta sometido a condiciones del proceso creep. Este proceso se lo define como la progresiva deformación del material a tensión o carga constante. Bajo estas condiciones no es posible efectuar un diseño de componentes a prueba de falla de creep. De esta forma el diseño considera una vida predeterminada fijada generalmente en unidad de tiempo (horas) como vida de diseño. Es probable que después de un determinado tiempo en servicio el material tenga una expectativa de Material de Lectura de la Unidad “ Diseño de Juntas” 2 vida o vida remanente mayor a la de diseño para lo cual será necesario efectuar un programa de evaluación particular. El proceso creep puede ser esquematizado como lo indica la Figura 16(a)en la cual se pueden apreciar tres zonas netamente diferenciadas. Tensión, σ (MPa Tensión de fluencia Límite 0,2 Temperatura (°C) Figura 15. Variación de la tensión de fluencia con la temperatura En la zona denominada primaria la deformación a carga constante ocurre a una velocidad alta al igual que en la zona terciaria donde tienen lugar el mecanismo de rotura final del material por creep. La zona secundaria es la de interés desde el punto de vista del diseño en ingeniería y donde es posible observar la mínima velocidad de deformación. El mecanismo que explica el comportamiento creep del material se vincula con la deformación plástica a alta temperatura donde aparecen sobre el final de la zona 2 y en la zona 3 microhuecos que se ubican con preferencia en los bordes de grano del material, produciendo el proceso la unión de éstos (cavitación de borde de grano) formando microfisuras que luego propagarán hasta alcanzar el colapso del mismo. El ensayo de creep para determinar las propiedades del material consiste en aplicar una carga constante a una probeta de tracción a una temperatura también constante y luego determinar el alargamiento de la probeta en función del tiempo(Figura 16a). Sin embargo los ensayos en la forma de tensión a la rotura, donde se determina el tiempo a la rotura para una carga de ensayo(constante) y a diferentes temperaturas constantes, es la forma más importante de representación del proceso creep a fin de predecir y fijar los límites estructurales de diseño. La representación tensión – tiempo de rotura al creep se observa también en la figura 16 (b). Un método muy utilizado por los códigos (ej. API 530) para extrapolar datos de vida al creep y fijar la tensión admisible de creep, para una cierta vida de diseño (ej. 100.000 horas) y temperatura de operación, es la aplicación del parámetro de Larson-Miller: LM =T(C + log t) (7) Donde T= temperatura en K, t= tiempo en horas C= constante usualmente entra 10 y 30 de acuerdo con el tipo de material. De esta forma fijada la constante, el tiempo y la temperatura de diseño se calcula por la Ec. 7 el parámetro de Larson- Miller y entrando con dicho valor en curvas estandarizadas LM vs. tensión de rotura admisible al creep se determina dicha tensión para las condiciones prefijadas de diseño. Material de Lectura de la Unidad “ Diseño de Juntas” 3 PRIMARIO SECUNDARIO TERCIARIO II I III Fractura εDe for ma ció n, Tensión constante Mínima velocidad de creep ε/dt Temperatura= constante Tiempo, t Figura 16. Representación de un proceso Medio corrosivo. En este caso el diseño de la unión soldada está vinculado a la selección tanto de los materiales base y consumibles con una composición química que permita la adecuada resistencia al ataque corrosivo particularmente corrosión generalizada , picado, resistencia a la intemperie, etc. No obstante los códigos de diseño y construcción preveen para el cálculo de espesores un sobreespesor por pérdida de material en el tiempo(medida en g/año o kg/año) debido a la corrosión. Por ejemplo en el caso de cálculo de espesor según Ec.(2) se le debe agregar un sobreespesor por corrosión cuando sea una condición de diseño. Otro caso particular es la presencia de corrosión bajo tensiones donde además de la selección de materiales resistentes a este modo de corrosión se debe considerar un umbral de tensión aplicada por encima del cual tiene lugar el proceso. Este aspecto ,vinculando con la mecánica de la fractura, se traduce en el parámetro denominado KISCC que representa la resistencia del material a la propagación de una fisura bajo condiciones de corrosión bajo tensiones. El proceso de corrosión bajo tensiones requiere de tres elementos básicos: material susceptible, presencia de tensiones y aparición de fisuras. Desgaste Los mecanismos de desgaste más comunes son: rozamiento intermetálico, abrasión, erosión y cavitación, en consecuencia para obtener un diseño de unión soldada resistente a alguna de estas condiciones de operación es necesario realizar una adecuada selección del material de aporte en función de la composición química. Los parámetros o características de diseño se mieden en ralación a la dureza o a la microestructura resultante característica. Como ejemplo podemos dar el caso de la pala de una topadora donde requerimos un aporte de terminación(recargue duro) en la unión soldada del borde de ataque de la pala al resto de la misma(junta a tope longitudinal), realizadas en un acero de alta resistencia , y de las uñas así como la protección por recargue duro en las mismas. Para este ejemplo el aporte de protección debe ser resistente al desagaste por abrasión severa, con lo cual es necessario seleccionar un depósito de soldadura con una dureza de 52- 55HRc y una micrestructura de matriz martensítica con carburos de Cr y/o W. Material de Lectura de la Unidad “ Diseño de Juntas” 4 Aspectos Metalúrgico Este aspecto del diseño de las uniones soldadas esta vinculado de manera directa con la integridad estructural de las mismas. Básicamente se encuentra ligado a evitar el riesgo de fisuración. Este tipo de defectos de alta peligrosidad y que son motivo de rechazo por parte de los códigos de diseño y construcción puede aparecer durante en proceso de soldadura como: - Fisuración en frío asistida por hidrógeno(tanto en ZAC como en metal de soldadura) Fisuración en caliente (principalmente en metal de soldadura) Fisuras por desgarre laminar Fisuras de fragilización por revenido ( como consecuencia de la condición de operación a alta temperatura) Todos estos aspectos han sido desarrollados y visto la forma de evitarlos en el Capítulo correspondiente a Metalúrgia de la Soldadura y Soldabilidad por lo que no serán repetidos en esta parte. La Figura 17 de la diapositiva 5 muestra esquemáticamente los mismos. El Apéndice A sirve como guía para establecer una de las formas de prevenir la fisuración en frío a través de la aplicación de precalentamiento como parte del diseño de la unión soldada. DISEÑO DE FILETES El diseño de las juntas a filete constituye un capítulo fundamental en el diseño y cálculo de estructuras soldadas. A diferencia de lo evaluado para las denominadas juntas a tope, donde las condiciones para el diseño mecánico de éstas se encuentran implícitas en el cálculo de los componentes o partes estructurales que constituye la estructura soldada, la soldadura de filete tiene su particular criterio para el cálculo. Desde luego que la metodología de diseño para filetes se encuentra en un todo de acuerdo con los criterios básicos del cálculo estructural basado en la teoría de fluencia. La evaluación de las tensiones en una junta de filete es compleja pero resulta aceptable para los cálculos y comprobado desde el punto de vista empírico o práctico considerar como tensión sobre el área resistente del filete a la tensión de corte en el sentido longitudinal del mismo. Esta definición de calcular el filete con dicha tensión es independiente de la dirección y sentido de los esfuerzos actuantes sobre el mismo. A fin de comprender mejor esta simplificación debemos definir una sección resistente del filete. Ella es definida como el lugar geométrico en la forma de área comprendida entre la llamada garganta teórica y el largo del filete tal como se observa en la figura 18. A fin de establecer la fórmula básica para el cálculo del filete supongamos que en la unión de filete esquematizada en la Figura 18 se aplica una carga de tracción (P) en la dirección longitudinal del filete de largo lw y garganta a, luego: P/ lw a = σF P/ lw= W = carga por unidad de longitud de soldadura en filete Material de Lectura de la Unidad “ Diseño de Juntas” 5 donde σF es la tensión admisible, que de acuerdo con la definición en párrafos anteriores, corresponde a la tensión admisible de corte (τa) y lw a es el área o sección resistente del filete. La tensión admisible es fijada, por ejemplo, para el Código Estructural AWS D1.1 como 0,30 de la resistencia a la tracción nominal del metal de aporte a utilizar en la soldadura. c Cateto teórico a c= a / 0,707 Garganta Teórica Sección Resistente a lw Figura 18. Dimensiones teóricas del filete y sección En relación con lo descripto el filete puede ser calculado utilizando dos alternativas: (1) prefijar la dimensión de la garganta (a) y calcular el largo (lw) del mismo, (2) prefijar lw y calcular la garganta (a). Para el caso de esfuerzos de flexión a fin de calcular la carga actuante sobre la soldadura en relación con el momento aplicado sobre la sección específica, del armado de soldadura con filete, el cómputo del momento de inercia considera a las soldaduras como líneas. Veamos un ejemplo de cálculo: P Calcular el tamaño del cateto para la soldadura de filete P= 100000 N (10 ton) Largo total de la soldadura de filete: lw = lw1 + lw2 + lw3 + lw4 = 220mm Electrodo para efectuar la soldadura por proceso manual : E7018 W= P/lw = 100000/ 220 = 454,5 N/mm Tensión admisible σa = 0,30 490N/mm2 = 129N/mm2 a = W/σa = 3,5mm c = 3,5/0,707= 4,95mm (5mm) Material de Lectura de la Unidad “ Diseño de Juntas” 6 Una vez ejecutada la soldadura de filete el perfil del mismo queda modificado respecto del teórico. En tal sentido la Figura 19 muestra los dos perfiles típicos de filete uno convexo y otro cóncavo. Por lo tanto podemos definir la garganta efectiva como la mínima distancia entre la raíz de junta y la cara de la soldadura. Los códigos estructurales establecen control sobre estos aspectos geométricos del filete. En el control geométrico del filete se utilizan plantillas goniométricas usualmente llamadas catetómetros, que permiten controlar en filetes terminados el tamaño del cateto. Otro aspecto importante es controlar la penetración del filete o fusión del vértice así como la fusión sobre los lados del filete, esto se puede realizar con cupones de trabajo o en una calificación por medio de una sección de filete con preparación macrográfica. En los códigos, como AWSD1.1, se debe verificar una compatibilidad entre el tamaño de cateto calculado y el espesor del metal base debiendo en caso de ser necesario ajustar el tamaño al mínimo requerido por el código. También puede tomarse como un criterio de diseño fijando el cateto mínimo requerido por código y luego calculando el largo de soldadura de filete necesario. La Tabla 1 muestra el mínimo tamaño de cateto requerido para filetes estructurales según AWS D1.1. ESPESOR MATERIAL BASE mm. TAMAÑO MINIMO DE CATETO mm. t≤6.4 6.4≤t≤12.7 3 5 12.7≤t≤19.0 6 19.0 < t 8 Material de Lectura de la Unidad “ Diseño de Juntas” 7