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CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACION EN MATERIALES
DIVISION DE ESTUDIOS DE POSGRADO
METODOLOGÍAS DE DISEÑO PARA UNIONES SOLDADAS
POR
ING. ALBERTO TLAPALE ACOLTZI
MONOGRAFÍA
EN OPCIÓN COMO ESPECIALISTA EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA, MÉXICO, de 2009
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CORPORACIÓN MEXICANA DE INVESTIGACIÓN EN MATERIALES
DIVISION DE ESTUDIOS DE POSGRADO
METODOLOGÍAS DE DISEÑO PARA UNIONES SOLDADAS
POR
ING. ALBERTO TLAPALE ACOLTZI
MONOGRAFÍA
EN OPCION COMO ESPECIALISTA EN TECNOLOGÍA DE LA SOLDADURA INDUSTRIAL
SALTILLO, COAHUILA, MÉXICO, de 2009
iii
Corporación Mexicana de Investigación en Materiales
Gerencia de Desarrollo Humano
División de Estudios de Postgrado
Los miembros del Comité Tutorial recomendamos que la Monografía
“METODOLOGÍAS DE DISEÑO PARA UNIONES SOLDADAS”, realizada
por el alumno ALBERTO TLAPALE ACOLTZI, con número de matrícula
08-ES070 sea aceptada para su defensa como Especialista en Tecnología
de la Soldadura Industrial.
El Comité Tutorial
Dr. Mauricio Alberto Garza Castañón Tutor Académico
Ing. Gumaro Ramos Ortiz Tutor en Planta
Dr. Felipe Arturo Reyes Valdés
Asesor
Vo.Bo. M.C. Claudia A. González Rodríguez
Coordinador de Posgrado
iv
Corporación Mexicana de Investigación en Materiales
Gerencia de Desarrollo Humano
División de Estudios de Postgrado
Los abajo firmantes, miembros del Jurado del Examen de Grado del
alumno ALBERTO TLAPALE ACOLTZI, una vez leída y revisada la
Monografía titulada “METODOLOGÍAS DE DISEÑO PARA UNIONES
SOLDADAS”, aceptamos que la referida Monografía revisada y corregida,
sea presentada por el alumno para aspirar al grado de Especialista en
Tecnología de la Soldadura Industrial durante el Examen de Grado
correspondiente.
Y para que así conste firmamos la presente a los [días] del [mes] del [año].
Dr. Santos Morales Rodríguez Presidente
Dra. Martha Patricia Guerrero Mata
Secretario
Dr. Mauricio Alberto Garza Castañón Vocal
v
DEDICATORIAS Y AGRADECIMIENTOS
Dedico el presente documento a todas y cada una de las personas que
realizaron un esfuerzo para ayudar a conseguir los objetivos planteados para
la conclusión de este trabajo.
vi
PRÓLOGO
Dentro de los procedimientos de manufactura, los procesos de unión
juegan un papel preponderante en la determinación de un producto de
buena calidad. Estos procesos se pueden clasificar en térmicos, adhesivos y
mecánicos, así mismo los procesos térmicos pueden ser todavía
catalogados en soldaduras por gas, arco, resistencia, de estado sólido y de
alta tecnología. Cada opción tiene ventajas y desventajas claras, y la
selección final de alguna de éstas deberá estar basada en consideraciones
tales como la resistencia de la unión y confiabilidad, apariencia,
requerimientos de mantenimiento y reparación, y materiales o partes a unir.
La mejor estrategia sin duda alguna será minimizar la necesidad de
ensamblar al más bajo costo. Por otra parte y para nuestro entender el
concepto de metodología puede ser comprendido como sigue: El término
"Metodología" se define como el enfoque de un problema de manera total,
organizada, sistemática y disciplinada.
Así pues las técnicas son instrumentos que nos permiten operacionalizar
un método. Por su parte el método es un camino ordenado lógicamente, un
conjunto de módulos o de pasos conducentes hacia un objetivo determinado.
La referencia o punto clave es aquí, la manera como se perciben y conocen
los objetos y el conjunto de supuestos teóricos que respaldan al método.
Esto último ya no constituye el método es algo más: es LA
METODOLOGÍA PARA EL DISEÑO.
Entonces la metodología incluye además del método, al objeto y al marco
teórico. La practica (experiencia) determina principalmente la percepción y el
conocimiento de los objetos. Expresado de otra manera de acuerdo a la
práctica (experiencia) será el conocimiento de la realidad. De aquí que el
marco teórico esté marcado por la participación específica y concreta en
dicha práctica, es en este sentido que en esta Monografía se graban las
Metodologías de Diseño más importantes para las Uniones Soldadas, ojalá y
este cumulo de conocimientos satisfagan un poco a todo aquel que se
interese por el amplio y vasto campo de la soldadura industrial.
M. en C. Miguel Ángel Munive Rojas
Agosto de 2009
vii
ÍNDICE GENERAL
Pag.
Síntesis 1
Capítulo 1. Introducción
1.1.- Problema de estudio 2
1.2.- Objetivos 3
1.2.1.- Objetivos específicos 3
1.3.- Justificación 3
1.5.- Aportación técnica e informática 4
1.6.- Alcance del proyecto 4
Capítulo 2. Generalidades
2.1.- Principales puntos a considerar
2.2.- Tipos de uniones
2.3.- Requerimientos a cumplir por el diseño
5
9
11
Capítulo 3. Diseño para carga estática
3.1.- Diseños actuales
3.2.- Método de diseño
3.3.- Requerimientos a cumplir por el diseño
13
18
27
Capítulo 4. Diseño por fatiga
4.1.- Categorías de Fatiga
4.2.- Método de diseño
4.3.- Requerimientos a cumplir por el diseño
30
35
50
Capítulo 5. Diseños especiales
5.1.- Diseño por impacto
5.2.- Diseño para el mejoramiento del control de las vibraciones
5.3.- Diseño para cargas por torsión
51
58
62
viii
Capítulo 6. Diseño dimensional
6.1.- Control dimensional 72
6.2.- Estabilidad dimensional 82
6.3.- Conexiones tubulares 87
6.3.1.- Falla local 94
6.3.2.-Distribución no uniforme de cargas 95
6.3.3.-Colapso general 96
6.3.4.-Falla a través del espesor 97
Capítulo 7. Discusión de resultados 100
Capítulo 8. Esfuerzos de falla en conexiones estructurales
soldadas, aplicando el método de elemento finito y
especificando, tipos de soldaduras más eficientes
8.1.- Especificaciones iníciales
8.2.- Obtención de cargas y reacciones
8.3.- Selección del tipo de soldadura
8.4.- Simulación para la obtención de esfuerzos de falla
103
106
109
113
Capítulo 9. Conclusiones y recomendaciones 119
Bibliografía 121
Lista de tablas 123
Lista de figuras 125
Glosario de términos 131
Resumen autobiográfico 133
1
SÍNTESIS
Una metodología como tal, se define como el estudio de los métodos, es
decir, pasos a seguir para llegar a un fin, en este caso una unión soldada
óptima, capaz de transmitir cargas y cumpliendo con algunos requerimientos.
El diseño de uniones ha sido tratado y estudiado por diferentes autores,
algunos como Hicks (2001), trata algunos temas de forma diferente a otros,
como los autores de los documentos de la AWS, uno de los autores más
reconocidos en el diseño de uniones soldadas es Blodgett (1963), este autor
hace recomendaciones acerca de diseñar estructuras soldadas, propone la
colocación de elementos para dar rigidez, entre algunas otras recomendaciones
y métodos de cálculo.
En documentos recientes citan la importancia del diseño de uniones o de la
selección de la unión adecuada. Algunos otros autores como Aliya (2008),
Bejarano (2007) entre otros, en la actualidad, estudian las uniones soldadas,
como un medio para la predicción de la vida de algún componente, y en qué
parte es más propenso a generarse algún tipo de discontinuidad por el tipo de
carga.
Para la obtención de la información para diseñar, en la actualidad se recurre
a los cálculos por medio de elemento finito, esta forma de obtención de datos es
más rápida, y con un grado mayor de precisión en algún punto en específico.
En la actualidad existe un número considerable de software de análisis de
elemento finito, aunque en realidad con ellos no se puede simular en su
totalidad una unión soldada ya que, es difícil modelar, algunas zonas propias de
una soldadura típica como la zona afectada por el calor, la cual tiene
propiedades mecánicas diferentes al metal base y al metal de aporte.
2
CAPÍTULO 1
INTRODUCCIÓN
1.1. Problema de estudio
Las estructuras, piezas de maquinaria se fabrican mediante uniones de
placas y/o perfiles, unidos entre sí mediante enlaces capaces de soportar los
esfuerzos que se presentan entre los componentes al momento de su uso.
El objeto principal de una unión es el de alcanzar la durabilidad y desempeño
de las estructuras o máquinas, puesta a prueba respecto a la transmisión de los
esfuerzos a los que estará sometido dicha pieza o estructura.
La transmisión de esfuerzos en las uniones se hace en muchas ocasiones de
modo indirecto, ya que para transmitir el esfuerzo de una pieza a otra se le
obliga previamente a desviarse de su trayectoria normal: por ejemplo, en el
caso de la unión a tope, en donde la transmisión es directa, pero esto no
demerita el realizar el diseño por una metodología para obtener resultados
óptimos.
El diseño de las diferentes geometrías de las uniones para la transmisión de
esfuerzos en uniones soldadas, está basado en diferentes metodologías que se
encuentran documentadas en códigos, normas, libros, estándares, etc.
3
Las nuevas tecnologías de soldadura y aplicación de ésta, requieren de
nuevos diseños para la unión de piezas. El conocimiento de las metodologías,
bajo las cuales han sido desarrollados dichos diseños, es muy importante para
lograr nuevos diseños. Para realizar lo antes mencionado, primero se requiere
documentarse adecuadamente acerca de las metodologías y diseños ya
existentes, y así como del estado del arte en materia de diseño de uniones
soldadas, además de conocer cuáles son las oportunidades de investigación
para nuevas metodologías de diseño.
1.2. Objetivos
Realizar una investigación acerca de las metodologías para el diseño de
uniones soldadas, comenzando desde las más conocidas y comunes, pasando
por las sugeridas por los códigos, estándares y libros, hasta llegar a los
desarrollos actuales y aquellas que son para aplicaciones especiales.
1.2.1. Objetivos específicos
1. Realizar una investigación fundamentada acerca de las metodologías para
el diseño de uniones soldadas, orientándose principalmente a factores
geométricos para la transmisión de esfuerzos.
2. Investigar acerca de las nuevas tecnologías para el diseño de uniones
soldadas y sobre que metodologías están basadas dichas tecnologías.
1.3. Justificación
La necesidad de investigar y realizar una documentación para conocer
cuáles son las múltiples formas en que se puede realizar el diseño de una unión
4
mediante soldadura y cuáles son las características en cuanto a resultados de
un cálculo tales como la resistencia a esfuerzos que proporcionaría dicha unión
diseñada por un método dado, y en qué consistiría dicho método para llegar al
resultado final.
De esta manera se obtendrá información verídica, la cual servirá para
posteriores proyectos de aplicación y desarrollo tecnológico en el campo de la
soldadura.
1.4. Aportación técnica e informática
Se espera generar una recopilación de información que sirva como una
referencia sustentada para aplicaciones prácticas. La información presentada
será tal, que se proporcione al consultor información suficiente para poder
tomar decisiones de aplicación y desarrollo de nuevas técnicas o metodologías
para el diseño de uniones soldadas.
La información acerca de las metodologías proporciona datos tales como:
cuáles son los esfuerzos máximos a los cuales puede estar sometida una junta
dada, la posición y el tipo de soldadura que se debe utilizar.
1.5. Alcances
Se propone realizar una investigación escrita científica y tecnológica acerca
de las metodologías para el diseño de uniones soldadas, tomando como
referencias libros, normas, estándares, códigos y avances tecnológicos
documentados en revistas reconocidas.
La investigación se enfocará principalmente en factores geométricos
involucrados en el diseño mecánico estructural para aceros comúnmente
utilizados en la actualidad.
5
CAPÍTULO 2
GENERALIDADES
2.1 . Principales puntos a considerar
Una unión soldada se define como un ensamble cuyas partes componentes
están unidas por soldadura. Este diseño debe cumplir ciertos requerimientos
para el ensamble final y debe ser diseñada para poder mantener la geometría
durante un posible precalentamiento, usando si es necesario elementos
adicionales de fijación, de acuerdo con American Welding Society (1997).
En cuanto a la terminología utilizada en el área del diseño, ésta varía de un
país a otro y los términos usados para la misma cosa pueden diferir aún entre
compañías de un país, o entre diferentes grupos de personas en la misma
industria, por esta razón se han establecido estándares para una terminología
formal, los cuales ofrecen palabras equivalentes entre varios idiomas. Por
ejemplo, la usada en el Reino Unido que está publicada en BS 449, o las
publicadas por la Sociedad Americana de Soldadura (AWS) en AWS A-2.4, de
acuerdo con Hicks (2001).
En ingeniería muchas de las instrucciones se agrupan en forma de dibujos
para simplificar, se utilizan símbolos en lugar de texto, ya que esto ayuda a
6
evitar confusión, en un contexto internacional, también evita problemas
potenciales asociados con la traducción del texto. Existen símbolos en
estándares dados para el uso o dibujos relacionados a los términos escritos; a
nivel internacional se presenta por ISO 2553, de acuerdo con Hicks (2001).
En la Figura 2.1 se muestran algunos términos de uso común que son
necesarios para referirse a las partes de una soldadura.
Figura 2. 1, Terminología comúnmente usada en el diseño y fabricación de uniones
soldadas. (Hicks, 2001).
Un factor subjetivo en una unión soldada es el acabado final; cuando se
requiere de una buena apariencia de la superficie, debe preveerse que se
marque la superficie y aunque pueda ocurrir una contracción, esto podrá llegar
a ser invisible después de una operación de acabado, como lo indica American
Welding Society (2007). Además el tipo de servicio al cual va a estar sometida
la unión es obviamente el factor más importante. Por lo que al inicio de un
diseño es importante conocer su aplicación, si será usada bajo una carga
constante o una carga variable, o si será utilizada bajo un medio corrosivo o uno
menos agresivo, de esta forma se consideran los factores de seguridad para el
diseño de la unión, de acuerdo con American Welding Society (2007).
Para el inicio del análisis de la información para el inicio del proceso de
diseño se desarrolló un cuadro para ilustrar la dependencia de la durabilidad
7
estructural con respecto al tipo de carga y servicio. Como se muestra en la
Figura 2.2, como lo indica Sonsino (2009).
Figura 2.2, Partición de la durabilidad estructural de acuerdo al tipo de servicio de un elemento estructural (Sonsino, 2009).
Para los puntos de importancia al inicio del proceso de diseño, existen
referencias que dan sugerencias, o programas a seguir para conseguir el
objetivo del diseño. Se desarrolló un programa sugerido para el diseño de
uniones soldadas. En el que se propone, como primer punto: revisar diseños
de uniones similares a los que van a ser objeto de análisis y que se puedan
adaptar al diseño actual o deseado. Para ello se recomienda considerar los
siguientes factores, de acuerdo con American Welding Society (2001):
1. El desempeño de los productos existentes.
2. Características que deben ser mantenidas, descartadas o agregadas.
3. Sugerencias para el mejoramiento que se debe hacer.
4. Opiniones del cliente y desventajas de los productos existentes.
Para determinar las cargas bajo las cuales va a estar sometida la unión.
Como un punto de inicio se puede proceder de la siguiente forma, como lo
indica American Welding Society (2001):
1. Determinar el torque de una flecha o de una parte giratoria a partir de la
potencia y velocidad del motor. Si se trata de un equipo móvil.
DURABILIDAD ESTRUCTURAL
CARGAS ESPECIALES
FLUENCIA LENTA
USO CARGAS
CÍCLICAS
SOBRECARGAS
IMPACTO
PANDEO/
ABOMBAMIENTO
AMPLITUD
CONSTANTE
AMPLITUD
VARIABLE
CICLOS BAJOS
CICLOS
FINITOS
CICLOS ALTOS
DETERMINATIVOS
ALEATORIOS
8
2. Calcular las fuerzas sobre los componentes, causadas por el peso
muerto de las partes.
3. Determinar la carga máxima sobre los componentes a partir de la carga
requerida para que la máquina ceda por sobrepeso.
4. Considerar la fuerza requerida para cortar un eslabón con una carga
sobre el componente.
5. Determinar la vida de servicio deseada y la frecuencia de carga.
Lo anterior puede ser complementado o substituido de acuerdo a otro punto
de vista que presenta las siguientes bases de diseño, de acuerdo con IIW
(2007):
*Requerimientos de resistencia y ductilidad (soldadura y ZAC).
*Requerimientos de la geometría de la soldadura, imperfecciones, criterios de
mano de obra y conveniencia para el propósito.
*Clases de calidad:
-Mucha dispersión en la resistencia de soldaduras de filete debido a:
-Dispersión en la resistencia y en ductilidad del metal soldado y la ZAC
(especialmente en la raíz y en el pie de la soldadura).
-Dispersión en imperfecciones / mano de obra.
-Mejor calidad daría estructuras más económicas y factores de seguridad
más bajos.
- Calificación del procedimiento de soldadura y del soldador.
* Factores de seguridad parcial, dependiendo de la fiabilidad de los
requerimientos (tipo de construcción) y clase de calidad.
- Tipo de construcción: edificios de altura baja ↔ edificios altos o puentes.
El análisis de las uniones soldadas se realiza siguiendo básicamente las
recomendaciones de documentos publicados en los años 1974 y 1976 por la
IIW. Y la aplicación de métodos de elemento finito haciendo referencia a
recomendaciones de IIW-XV-1281r1-08 (2008).
9
Los factores a considerar para que una unión no falle, desde el punto de
vista de transmisión de esfuerzos, se mencionan a continuación dentro de los
principales factores de diseño, como lo indica American Welding Society (2001):
1. Satisfacer los requerimientos de resistencia y rigidez. El sobre diseño no
sólo constituye una pobre práctica de la ingeniería, sino también
desperdicio de materiales, mano de obra, tiempo de producción y costo de
transporte.
2. Los factores de seguridad deben ser realistas.
3. Una apariencia atractiva en áreas expuestas a la vista.
4. Deben usarse secciones altas y simétricas para minimizar distorsión.
5. Soldar los extremos de vigas a soportes para aumentar la rigidez.
6. La rigidez puede ajustarse soldando refuerzos, sin aumentar el espesor.
7. Usar secciones tubulares o tensores diagonales para carga torsional, una
sección tubular cerrada resiste más a la torsión que una sección abierta.
8. Usar secciones roladas estándar en lugar de secciones armadas, por
economía y disponibilidad.
9. Se debe considerar la accesibilidad a la unión, para el mantenimiento.
2.2 . Tipos de uniones
Las cargas en una estructura soldada se transfieren de un miembro a otro a través de las uniones soldadas. En la Figura 2.3 se muestran algunas de las uniones básicas conocidas, como lo indica Hicks (2001).
Figura 2. 3, Diseños de uniones soldadas más comunes (Hicks, 2001).
10
Por otra parte varios tipos de uniones usadas en construcción y las
soldaduras aplicables se muestran en la Figura 2.4, de acuerdo con American
Welding Society (2001).
(a) Unión a tope
Soldaduras aplicables
Bisel-ranura Flare-bisel-ranura Flare-ranura en V Ranura en “J”
Ranura cuadrada Ranura en “U” Ranura en “V” Braze
(b) Unión en
esquina
Soldaduras aplicables
Filete Bisel-ranura Flare-bisel-ranura Flare-ranura en “V” Ranura en “J” Ranura cuadrada Ranura en “U”
Ranura en “V” Conexión (plug) Muesca (slot) Punto (spot) Costura Proyección Braze
(c) Unión en “T”
Soldaduras aplicables
Filete Bisel-ranura Flare-bisel-ranura Ranura en “J” Ranura cuadrada Conexión (plug)
Muesca (slot) Punto (spot) Costura Proyección Braze
(d) Unión en
traslape
Soldaduras aplicables
Filete Bisel-ranura Flare-bisel-anura Ranura en “J” Conexión (plug)
Muesca (slot) Punto (spot) Costura Proyección Braze
(e) Unión de cara
Soldaduras aplicables
Ranura-Bisel Flare-Bisel-Ranura Flare-Ranura en “V” Ranura en “J” Ranura cuadrada Ranura en “U”
Ranura en “V” De cara Costura Punto (spot) Proyección
Figura 2.4, Tipos de uniones, 5 categorías básicas de uniones, a) Unión a tope, b) Unión en esquina, c) Unión en “T”, d) Unión en traslape, e) Unión de cara (American Welding Society, 2001).
A partir de los diseños ya clasificados e identificados previamente se podría
realizar una selección de la unión en vez de un diseño.
Esta selección debe hacerse principalmente con base en los requerimientos
de carga y para esto generalmente se aplica la siguiente guía, como lo indica
American Welding Society (2001):
11
1. Seleccionar el diseño que requiera la menor cantidad de metal soldado.
2. Usar ranura cuadrada y ranura con penetración parcial cuando éstas
satisfagan los requerimientos de servicio y resistencia.
3. Usar uniones en traslape o en filete en lugar de soldaduras de ranura a
menos que la resistencia a la fatiga menor de esas uniones sea inadecuada
para satisfacer los requerimientos de servicio.
4. Usar soldaduras en doble “V” o ranura en “U” en el lugar de “V” simple en
espesores de placas que minimicen la cantidad de material de aporte
depositado y la distorsión resultante.
5. Considerar biselar los componentes sujetos a contracción lineal a través del
espesor de la soldadura, para uniones en esquina en espesores de placa
en los cuales las soldaduras en filete no son adecuadas, para reducir la
tendencia al desgarre laminar.
6. El ensamble de las uniones debe ser diseñado para proporcionar fácil
accesibilidad a la soldadura.
2.3 . Requerimientos a cumplir por el diseño
En general, dentro de un proceso de diseño, se llega a un resultado que de
acuerdo a algún estándar, modelo de comparación o patrón a seguir, debe
cumplir con ciertos requerimientos, principalmente en cuanto a la resistencia
permisible, al número de ciclos en el caso de fatiga, o a algún valor de espesor
límite que no debe ser sobrepasado, para esto algunos organismos
internacionales formulan requerimientos con los que debe de cumplir el diseño
de la unión, con el fin de que el diseño de la unión cumpla con los objetivos
para los cual es hecha. La Tabla 2.1 enlista los requerimientos comunes para el
diseño de uniones soldadas, para componentes no tubulares y tubulares de
acuerdo a ANSI-AWS D1.1, 2004, sección 2, parte A. y de acuerdo a estos
requerimientos puede decirse que la unión es confiable, si cumple con dichos
requerimientos, como lo indica ANSI-AWS (2004).
12
Cabe destacar que en el ámbito de la formulación de requerimientos o rangos
de valores dentro de los cuales debe caer el diseño, sólo la sociedad americana
de soldadura ha formulado este tipo de información.
Tabla 2.1, Requerimientos comunes para el diseño de uniones soldadas (tubulares y no tubulares) de acuerdo al tipo de unión. (American Welding Society, 2004)
Soldadura de ranura
Soldadura de filete
Soldadura en T inclinada
Soldaduras en filete en
orificios y ranuras
Soldaduras de tapón y muesca
* Longitud efectiva.
*Tamaño efectivo de CJP.
*Tamaño mínimo de PJP.
*Tamaño de soldadura efectivo (ranura en proyección).
*Área efectiva.
*Longitud efectiva (recta).
*Longitud efectiva (ranura).
*Longitud mínima.
*Soldaduras de filete intermitentes (longitud mínima).
*Longitud efectiva máxima.
*Cálculo de la garganta efectiva.
*Refuerzo.
*Tamaño mínimo.
*Tamaño de soldadura máximo en uniones en traslape.
*Área efectiva.
*Soldadura en ángulos agudos entre 80° y 60° y en ángulos obtusos más grandes que 100°.
*Soldaduras en ángulos agudos entre 60° y 30°.
*Soldaduras en ángulos menores que 30°.
*Longitud efectiva.
*Tamaño de soldadura mínimo.
*Garganta efectiva.
*Área efectiva.
*Limitaciones de diámetro y ancho.
*Finales de ranura.
*Longitud efectiva.
*Área efectiva.
*Limitaciones de espesor y ancho.
*Longitud de ranura y pendiente.
*Área efectiva.
CJP- Unión con penetración completa. PJP- Unión con penetración parcial.
13
CAPÍTULO 3
DISEÑO PARA CARGA ESTÁTICA
3.1. Diseños actuales
Los metales a unir mediante un proceso de soldadura dado, con un metal
de aporte resistente, deben ser tan fuertes o más que el acero mismo del metal
base. En aceros de muy alta resistencia, no sería viable producir una unión
soldada con una resistencia menor, reportado por Hicks (2001).
La forma más común y tal vez la más sencilla, es diseñar tomando en
cuenta que las cargas aplicadas y que deben ser transmitidas, son cargas
estáticas. Dentro de los diseños actuales para este tipo de servicio se
encuentran agrupados de acuerdo al tipo de unión y de los cuales algunos
ejemplos de resistencia de diseño para condiciones de carga estática para
soldaduras de acero usando los procedimientos del factor de resistencia y
diseño de carga-resistencia de AISC (LRFD) se presentan en la Tabla 3.1, de
acuerdo con American Welding Society (2001).
Varios tipos de carga para soldadura enlistados en la Tabla 3.1, se ilustran
en la Figura 3.1, para ejemplificar y para tomar como referencia en la selección
del detalle de acuerdo a los esfuerzos permisibles que se pretende soporte.
14
Tabla 3.1 Resistencia de diseño para aceros soldados usando el factor de diseño de resistencia y carga AISC (LRFD) (American Welding Society, 2001)
Tipo de soldadura
Esfuerzo en la soldadura Resistencia de diseño Resistencia del metal de aporte
requerido
Soldadura con ranura con penetración completa
Tensión normal al área efectiva
Misma del metal base La que corresponda al metal de aporte
Compresión normal al área efectiva
Misma del metal base Igual o menor que la del metal base
Tensión o compresión paralela al eje de la soldadura
Misma que el metal base Igual o menor que el metal base que deba ser usado
Cortante sobre el área efectiva
0.48(tensión nominal), excepto para esfuerzo cortante
Unión soldada con ranura con penetración parcial
Compresión normal al área efectiva
Unión no diseñada para uso en compresión
0.75(esfuerzo nominal del metal de aporte); el esfuerzo en el metal base no debe exceder 0.90 (esfuerzo de cedencia del metal base)
Metal de aporte con un nivel de resistencia igual o menor que el metal de aporte que deba ser usado
Unión diseñada para uso en compresión
Misma que el metal base
Tensión o compresión paralela al eje de la soldadura
Misma que el metal base
Cortante paralelo al eje de la soldadura
0.45 (esfuerzo nominal del metal de aporte), excepto el esfuerzo de tensión en el metal base no debe exceder 0.54 veces el esfuerzo de cedencia del metal base
Tensión normal al área efectiva
0.48 (esfuerzo de tensión nominal del metal de aporte), excepto que la resistencia de tensión no debe de exceder 0.90 (esfuerzo de cedencia del metal base).
Soldaduras de filete
Cortante sobre el área efectiva
0.45 (resistencia de tensión nominal del metal de aporte), excepto que el esfuerzo cortante en el metal base no deba exceder 0.54 (esfuerzo de cedencia del metal base)
Metal de aporte con un nivel de resistencia igual a/o menor que el metal de aporte que deba ser usado
Tensión o compresión paralela a el eje de la soldadura
Misma que el metal base
Conexiones y soldaduras con muesca
Paralelo cortante a las superficies acopladas.
0.45 (resistencia a la tensión nominal del metal de aporte), excepto que el esfuerzo cortante no exceda 0.54 (esfuerzo de cedencia del metal base).
Resistencia igual o menor que un metal de aporte indicado usado.
15
La penetración completa o incompleta determina geometrías, además de la
cantidad de material de aporte y entrada de calor necesario, (American Welding
Society, 2001). Las soldaduras con ranura con penetración completa ilustradas
en la Figura 3.1 (a), (b), (c) y (d) se consideran de resistencia completa porque
son capaces de transmitir la resistencia total de los elementos conectados. Las
soldaduras con ranura con penetración parcial, ilustradas en las Figuras 3.1 (b),
(c), (e) y (f), son ampliamente usadas por economía en sección gruesa.
Figura 3.1, Ejemplos de diferentes elementos soldados con varios tipos de carga (American Welding Society, 2001).
Detalles de uniones soldadas ya se han estudiado y comprobado su
eficiencia. Estos detalles son llamados precalificados, por ejemplo para carga
estática el tamaño mínimo para soldaduras con ranura con penetración parcial
precalificadas se muestra en la Tabla 3.2, como lo indica American Welding
Society (2001). La resistencia al esfuerzo cortante de diseño carga-resistencia
(LRFD) para aceros soldados en ranuras y soldaduras en filete es
aproximadamente 45% de la resistencia a la tensión nominal del metal soldado
16
(0.75x0.6 FEXX=0.45 FEXX, donde FEXX, es igual a la resistencia a la tensión
última especificada del metal soldado en ksi).
Tabla 3.2, Garganta efectiva mínima para uniones soldadas con ranura con penetración parcial en acero. (American Welding Society, 2001)
Espesor del metal base Garganta máxima
in. mm in. mm
1/8 a 3/16 2 a 5 1/16 2
Arriba de 3/16 a 1/4 5 a 6 1/8 3
Arriba de 1/4 a 1/2 6 a 13 3/16 5
arriba de 1/2 a 3/4 13 a 19 1/4 6
Arriba de 3/4 a 1-1/2 19 a 38 5/16 8
Arriba de 1-1/2 a 2-1/4 38 a 57 3/8 10
Arriba de 2-1/4 a 6 57 a 150 1/2 13
Arriba de 6 150 5/8 16
La Tabla 3.3 (LRFD) y la Tabla 3.4 (ASD) muestran los valores de la
resistencia de diseño por pulgada de la longitud de la soldadura para varios
tamaños de soldadura de acero en filete de varios niveles de resistencia. Esos
valores son para soldaduras de filete con piernas iguales en los cuales los
espesores de la garganta efectiva son 70.7% del tamaño de la soldadura.
Dentro de los casos más comunes de tipo de unión, se encuentran las
soldaduras de filete, como en los de las características enlistadas en las tablas
presentadas arriba, el tamaño de soldadura de filete mínimo para soldaduras
estructurales se muestran en la Tabla 3.5, donde secciones de diferentes
espesores se unen, si se usa un electrodo que no es de bajo hidrógeno sin
precalentamiento, el tamaño de soldadura de filete mínimo será regido por la
sección más gruesa, de acuerdo con American Welding Society (2001).
Por otra parte si se usa un electrodo que no es de bajo hidrogeno con
precalentamiento los procesos del “Código de soldadura industrial-acero, AWS
D1.1” o procesos de bajo hidrógeno se deben usar, y gobierna la sección más
delgada, indicado por American Welding Society (2001).
Por lo que se deduce que el tamaño de la soldadura no necesariamente es
el espesor de la sección más delgada, a menos que se requiera un tamaño más
grande por las condiciones de carga, de acuerdo con American Welding Society
(2001).
17
Tabla 3.3, Resistencia cortante de diseño por pulgada de longitud de acero en soldaduras en filete de piernas iguales* (American Welding Society, 2001).
Tamaño de la soldadura
Clasificación de nivel de resistencia de metales de aporte, ksi
60 70 80 90 100 110 120
in mm Resistencia unitaria de diseño, 1000 lb/in
1/16 2 1.19 1.39 1.59 1.79 1.99 2.19 2.39
1/8 3 2.39 2.78 3.18 3.58 3.98 4.37 4.77
3/16 5 3.58 4.18 4.77 5.37 5.97 6.56 7.16
1/4 6 4.77 5.57 6.36 7.16 7.95 8.75 9.54
5/16 8 5.97 6.96 7.95 8.95 9.94 10.9 11.9 3/8 10 7.16 8.35 9.54 10.7 11.9 13.1 14.3
7/16 11 8.35 9.74 11.1 12.5 13.9 15.3 16.7
1/2 13 8.35 9.74 11.1 12.5 13.9 15.3 16.7
5/8 16 9.54 11.1 12.7 14.3 15.9 17.5 19.1
3/4 19 11.9 13.9 15.9 17.9 19.9 21.9 23.9
7/8 22 14.3 16.7 19.1 21.5 23.9 26.2 28.6
1 25 19.1 22.3 25.5 28.6 31.8 35.0 38.2
*Basado en American Institute of Steel Construction (AISC, 1994), Manual de construcción de acero: Factor de diseño de Resistencia y Carga, volúmenes 1 y 2, chicago: American Institute of Steel Construction. Para el ASD permisible, dividir el valor tabular entre 1.5.
Tabla 3.4, Resistencia de diseño permisible (ASD) por pulgada de longitud de soldaduras de filete en acero* (American Welding Society, 2001).
Tamaño de la soldadura
Clasificación del nivel de resistencia del metal de aporte, ksi
60 70 80 90 100 110 120
In. mm Resistencia unitaria de diseño
1/16 2 0.795 0.928 1.06 1.19 1.33 1.46 1.59
1/8 3 1.59 1.86 2.12 2.39 2.65 2.92 3.18
3/16 5 2.39 2.78 3.18 3.58 3.98 4.37 4.77
1/4 6 3.18 3.71 4.24 4.77 5.30 5.83 6.36
5/16 8 3.98 4.64 5.30 5.97 6.63 7.29 7.95
3/8 10 4.77 5.57 6.36 7.16 7.95 8.75 9.55
7/16 11 5.57 6.50 7.42 8.35 9.28 10.2 11.1
1/2 13 6.36 7.42 8.48 9.55 10.6 11.7 12.7
5/8 16 7.95 9.28 10.6 11.9 13.3 14.6 15.9
3/4 19 9.55 11.1 12.7 14.3 15.9 17.5 19.1
7/8 22 11.1 13.0 14.8 16.7 18.6 20.4 22.3
1 25 12.7 14.8 17.0 19.1 21.2 23.3 25.5
*Basado en American Institute of Steel Construction (AISC, 1989), manual de la construcción de acero: Esfuerzo de diseño permisible, Volúmenes 1 y 2, Chicago, American Institute of Steel Construction.
Tabla 3.5, Tamaños de soldadura de filete mínimos (American Welding Society, 2001).
Espesor del metal base (T)* Tamaño mínimo de la soldadura de filete
in. mm in. mm
T≤1/4 T≤6 1/8+
3
1/4<T≤1/2 6<T≤12 3/16 5
1/2<T≤3/4 12<T≤20 1/4 6
3/4<T 20<T 5/16 8
+El tamaño mínimo para estructuras cargadas cíclicamente es 3/16in. (5mm)
18
3.2. Métodos de diseño
En cuanto al método de diseño a seguir, se presenta el procedimiento de
diseño estático que se puede resumir en los siguientes pasos, con base en
International Institute of Welding, 2008:
1.- Determinar las fuerzas de diseño en las ramificaciones y cuerdas.
2.- Determinar la resistencia de diseño de la unión.
3.- Criterios de diseño aplicado a la evaluación, si la resistencia de unión es
suficiente.
Del punto uno, con relación a la fuerza requerida, para soldaduras en filete,
la resistencia se supone sea la resistencia en esfuerzo cortante a través de la
garganta de la soldadura, de acuerdo con Morrow, Kokernak (2007). Y que
estas uniones al soportar cargas desarrollan esfuerzos, los cuales son
expresados con fines de diseño en términos de un esfuerzo transversal del área
de la garganta de la soldadura, como lo señala Hicks (2001). Esto enfoca la
susceptibilidad de la falla para un corte transversal de la garganta de la
soldadura a través del filete fracturado que a menudo exhibe diferentes
posiciones de fractura a lo largo de longitud a partir de la fractura de la garganta
para desprenderse la pierna de la soldadura del metal base.
Para propósitos de diseño estático, los esfuerzos en una soldadura de filete
se derivan de la carga aplicada sobre la soldadura, que en aceros estructurales
es a menudo considerada la mitad del esfuerzo de cedencia, de acuerdo con
Hicks (2001).
En la Figura 3.2, se observan los parámetros geométricos en una
soldadura en filete. El esfuerzo de la garganta ( ) de la soldadura es calculada
a partir de la siguiente fórmula:
tl
P
P = Carga aplicada t = Tamaño de la garganta de la soldadura
l = Longitud de la soldadura
19
Figura 3.2, Parámetros para el cálculo del esfuerzo de la garganta de una soldadura en filete. (Hicks, 2001).
Las tensiones en direcciones ortogonales usadas en la fórmula anterior
tienen las características indicadas en la Figura 3.3.
Figura 3.3, Tensiones y esfuerzos en una soldadura en filete (Hicks, 2001).
Las pruebas para uniones soldadas en filete en aceros con alto y bajo límite
de cedencia y similar al metal base, da la tensión normal σ//, lo que es útil para
efectos no medibles en la resistencia. Se encontró que otras tres tensiones
podrían tener relación con la tensión permisible por la siguiente fórmula, de
acuerdo con Hicks (2001):
c )(32
//
2
Y C
Donde:
C = Esfuerzo de tensión permisible
= Constante entre 0.8-0.9
=Esfuerzo de tensión normal
=Esfuerzo cortante normal
// = Esfuerzo cortante sobre la línea de acción.
20
Para uniones de filete, fórmulas complejas se han desarrollado pero no
coinciden con algunos códigos de diseño. El esfuerzo o resistencia a la tensión
permisible, depende del enfoque de diseño estructural que se usa, y es
colocado como el esfuerzo de la garganta o el esfuerzo a lo largo de la línea de
fusión en una fórmula empírica, como lo señalo Hicks, 2001. Por ello muchas
veces se prefiere el empleo de la simulación y el cálculo por medio de elemento
finito, que en este caso toma relevancia cuando se tratan estructuras complejas
que no se contemplan dentro de los códigos, manuales o guías de diseño, un
estudio experimental se desarrolló con dos modelos de uniones mostrados en
las Figuras 3.5 y 3.6 sin refuerzos interiores en la unión W, y otro con dos
anillos de refuerzo de 5.3mm de espesor, en la unión WS que se muestra en la
Figura 3.7. Para el análisis con elemento finito, se usó una malla con 181
elementos con cuatro nodos y el software ANSYS para modelar las uniones W y
WS. Las condiciones se modelaron de acuerdo a las condiciones
experimentales, como se puede observar en las Figuras 3.5 y 3.6, se trata de
secciones huecas, de acuerdo con Tong, et al. 2008.
Las secciones huecas actualmente se usan en obras de grandes
dimensiones y por su geometría propia requieren de uniones en filete. Se
realiza investigación acerca de su comportamiento cuando se encuentran
sometidas a carga, como donde se investigó la resistencia estática de uniones
soldadas multi-planares con siete componentes ramificados y un componente
tipo cuerda hechos de secciones circulares huecas, basado en la ingeniería
práctica del techo estructural móvil del centro de tenis de Shanghái Qizhong,
como se muestra en la Figura 3.4, de acuerdo con Tong, et al. (2008).
(a) (b) (c) Figura 3.4, Centro de tenis, Shanghái Qizhong. (a) Estructuras del techo movible, (b) Estructura sin láminas, (c) Unión W en el sitio de construcción (Tong, et al. 2008).
21
El techo se compone de 8 estructuras iguales. Cada estructura es de 72m
de largo y 48 m de ancho, fabricadas de componentes CHS. La unión
investigada es la unión W, donde siete ramificaciones se conectan con un
tamaño de Φ914mmx16mm.
Para este tipo de estructuras se han desarrollado documentos, como la
sección 13 del ISO/WD 15.3, de la IIW, que menciona las recomendaciones
para la resistencia de diseño de ramificaciones uniplanares rectangulares RHS
o CHS a uniones de elementos tipo cuerda RHS rectangulares, como lo señalo
International Institute of Welding (2008). La resistencia axial de diseño debe ser
determinada usando la tabla 3.6.
Tabla 3.6. Resistencia de diseño de ramificaciones RSH o CHS uniplanares a uniones tipo cuerda RSH rectangulares (International Institute of Welding, 2008).
Criterios a ser revisados Uniones uniplanares cargadas axialmente con cuerdas RHS
Plastificación de la cuerda
i
y
fuisen
tfQQN
2
00*
Ancho efectivo de la ramificación effbiiyi ItfN ,,
*
Empuje cortante de la cuerda
(solo para 001 2 tbb ) effp
i
y
i Isen
tfN ,
00*58.0
Cortante de la cuerda (Revisar uniones en miembros tipo cuerda en uniones “T” y “Y” y para uniones en “X”: solo cuando cosΘ1>h1/h0.
;58.0 0*
i
Vy
isen
AfN
2
0,
000
*
0 1)(
pl
yVyVV
VfAfAAN
Pared del costado de la cuerda (Solo para uniones T, Y y X para 0.85<β≤1.0) fw
i
ki Qb
sen
tfN
0*
Función Qu
Uniones T, Y y X
1
4
1
2
1sen
22
Uniones en “K” espaciadas
)(14 3.0
Función Qf
1)1(C
f nQ con 10.01 c a
plpl M
M
N
Nn
0,
0
0,
0
n (compresión): a=1 n(tensión): a=2
Valor C1 n (compresión)
n (tensión)
Uniones T, Y y X
5.06.01 c
Uniones en “K” con espaciamiento
5.05.01 c 10.01 c
Ib,eff y Ip,eff Ib,eff Ip,eff
Uniones en T, Y y X )422( 11 tbh e
peb
sen
h,
1
1 22
Uniones en “K” espaciadas )42( 1 iei tbbh
pei
i
i bbsen
h,
2
i
iyi
y
e btf
tf
tbb
00
00 /
10
Pero ie bb
ie btb
b
00 /
10
Pero ipe bb ,
Av y Vpl,0 Vypl AfV 00, 58.0
uniones “T”, “Y” y en “X” 002 thAv
Uniones en “K” con espaciamiento
00002 tbthAv
2
0
2
3
41
1
t
g
para ramificaciones RHS
0
bw Para β=1.0 Para 0.85<β<1.0
Uniones en T, Y y X 0
1
1 102
tsen
hbw
Usar interpolación lineal entre la resistencia para la plastificación de la cuerda en β=0.85 y la de falla de la pared del costado de la cuerda en β=1.0.
Uniones en “K” con espaciamiento N/A
fk
Para tensión: fk=f0 para compresión: fk= x f0 para uniones en T, Y y fk=0.8 x fy0senΘi para uniones en X, donde
23
x es el factor de reducción para el pandeo de la columna obtenido, por ejemplo EN1993 parte
1.1 usa la curva de pandeo relevante y una esbeltez λ determinada a partir de:
10
0 1246.3
sent
h
Dentro de una simulación y la evaluación física las uniones pueden
someterse a fuerzas axiales concurrentes a partir de las ramificaciones,
concentrándose en la línea axial de la cuerda C, de acuerdo con Tong, et al.
(2008). Las líneas de ejes de las ramificaciones de B1 a B6 fueron
perpendiculares al de la cuerda C, excepto para la ramificación B7, como se
muestra en las Figura 3.5 y 3.6 y se tiene que el diseño de las conexiones
soldadas para miembros a tensión o compresión requiere que las soldaduras
sean distribuidas para que las conexiones produzca cargas excéntricas, como
lo señalo Morrow, Kokernak (2007).
Figura 3.5, Plano horizontal de la unión Figura 3.6, Vista 3D de la unión modelada (Tong, et al. 2008). Modelada (Tong, et al. 2008).
Figura 3.7, Refuerzos en el interior de la cuerda de la unión WS (Tong, et al. 2008).
Anillos de refuerzo
24
Los componentes fabricados de acero Q345 con un esfuerzo de cedencia
de 395MPa y una resistencia última de 562 MPa se enlista en la Tabla 3.7. Las
fuerzas axiales en el modelo de la figura 3.4, se transformaron las cargas de
diseño en la unión original de acuerdo a la transmisibilidad de fuerzas. Para
comprobar y comparar los resultados obtenidos a partir de modelación por
elemento finito, se utilizan diferentes técnicas, para tomar datos reales, de
piezas físicas, sometidas a cargas de trabajo, por lo que galgas de medición de
tensión tipo roseta se colocaron en medio de las ramificaciones y las áreas
cerca de la intersección entre la cuerda y cada ramificación, para medir la
distribución de esfuerzos y el desarrollo plástico, como lo señalan Tong, et al.
(2008).
Tabla 3.7, Geometría de las uniones modeladas (Tong, et al. 2008). Componente Tamaño (mm) βi γ τi
C 317.6x5.3 --- 30.0 ---
B1 215.6x5.3 0.68 --- 1.0
B2 73.4x2.7 0.23 --- 0.51
B3 106.8x2.7 0.34 --- 0.51
B4 86.4x2.7 0.27 --- 0.51
B5 215.6x5.3 0.68 --- 1.0
B6 106.8x2.7 0.34 --- 0.51
B7 73.4x2.7 0.23 --- 0.51
Donde: βi=di/d0 d0=Diámetro exterior de la cuerda. γ=d0/2t0 di= Diámetro exterior de la ramificación. τi=ti/to t0=Espesor de la pared de la cuerda. ti=Espesor de la pared de la ramificación.
Las Figuras 3.8 y 3.9 muestran las fallas en la unión en los dos tipos de
uniones W y WS.
Figura 3.8, falla en la unión W (Tong, et
al. 2008). Figura 3.9, falla en la unión WS (Tong, et
al. 2008).
25
Las Figuras 3.10 y 3.11, muestran la deformación de las uniones W y WS
en el momento de las fallas obtenidas a partir de FEA. Y concuerdan con las
obtenidas experimentalmente. La Tabla 3.8, presenta la capacidad de carga
última de las dos uniones: la calculada y la experimental.
Figura 3.10, Deformación de la unión W a partir de FEA (Tong, et al. 2008).
Figura 3.11, Deformación de la unión WS a partir de FEA (Tong, et al. 2008).
Tabla 3.8, Comparación de capacidad de carga ultima entre FEA y experimental
(Tong L., et al. 2008). Unión Refuerzo FEA Experimental Error
W No 0.68 Pd 0.75 Pd 9.3 %
WS sí 1.28 Pd 1.40 Pd 8.6 %
En otro tipo de unión, para una unión a tope, esta unión no es tomada en
cuenta durante el cálculo de la resistencia estática de una estructura en el
sentido que la resistencia puede ser considerada como igual a la del metal
base, tal como en el diseño plástico de una viga o columna fabricada con varias
piezas, como lo indica Hicks (2001).
Una unión a tope generalmente se analiza sometiéndola a tensión, pero
puede ocurrir que se requiera ser sometida a compresión y en cuanto a las
deformaciónes bajo carga de uniones soldadas éstas han sido raramente
investigadas.
Para describir las caracteristicas de la contracción transversal se usó un
modelo unidimensional y una ecuación básica que describe la contracción
transversal producida por una union soldada sometida a una carga, esta
26
ecuación es derivada con base en la suposición de un modelo unidimensional
para la fuente de deformación de la unión, como lo indica Kim (2003).
La Figura 3.12 muestra el modelo empleado. Uno de los extremos de cada
barra se fija y la otra cara es conectada a un cuerpo rígido. Cada barra es libre
de expandirse, pero no puede rotar. La contracción es considerda como un
valor positivo.
Figura 3.12, Proceso de fabricación de contracciones transversales sometidas a carga, A) Sin carga, B) Bajo carga. (Kim, 2003).
La validez de la ecuación se basa en investigar u y la influencia de la carga
aplicada sobre la contracción transversal. Se supone que el grado de
contracción es el desplazamiento virtual Tu , en donde no existe la aplicación de
carga.
)( pLaP uSuS
Se podría debatir si hay alguna razón para seguir realizando un cálculo
complicado, para un tipo de soldadura de la que hay fusión en la raíz, esto no
podría ser confirmado, y cuyos resultados en cualquier caso serían similares a
los métodos comunes, en base en Hicks (2001).
Si concierne a la integridad estructural, esto conlleva la necesidad de
calcular una tensión con este grado de detalle para una unión soldada a tope; y
27
su integridad puede ser verificada por medio de exanimación convencional no
destructiva y no son necesarios cálculos de resistencia. Se entiende que el
peso muerto influye en la contracción transversal bajo carga, de acuerdo con
Kim (2003).
Los resultados experimentales bajo carga de tensión en términos de la
relación entre la carga aplicada (esfuerzo) y contracción transversal, indican
que en la soldadura que se realiza sin carga aplicada (esfuerzo) ocurre una
contracción, como lo señala Kim (2003).
Si la soldadura es hecha bajo 70-Mpa de esfuerzo de tensión, la longitud
del indicador marcará un alargamiento, la elongación más grande ocurre en 140
MPa, donde la carga aplicada es grande. Se ha encontrado que una sección
transversal llega a ser plástica con una carga aplicada de 140MPa.
Estos resultados confirman que la soldadura bajo carga de compresión
debe ser hecha más cuidadosamente que la soldadura bajo carga de tensión.
Bajo carga de compresión, la contracción transversal se incrementa
rápidamente cuando la longitud de la soldadura es relativamente corta
comparada al espesor de la placa.
La distorsión de la unión, cuando se suelda bajo cargas de compresión es
más severa que cuando se suelda bajo cargas de tensión, de acuerdo con Kim
(2003).
3.3. Requerimientos a cumplir por el diseño
Dentro de los requerimientos a cumplir por el diseño por carga estática se
tienen dos grupos para los cuales la Tabla 3.9 presenta los requerimientos para
el diseño de conexiones no tubulares bajo carga estática y cíclica, de acuerdo a
ANSI-AWS D1.1, 2004, parte B, de acuerdo con ANSI-AWS (2004).
28
Tabla 3.9, Requerimientos específicos para el diseño de conexiones no tubulares bajo carga estática y cíclica (American Welding Society, 2004).
Esfuerzos Detalles y configura-ción de la
unión
Detalles y configura-
ción Soldaduras con ranura
Detalles y configuración
soldaduras de filete
Detalles y configuración
soldaduras de enchufe y
muesca
Placas de aporte
Miembros armados
*Esfuerzos calculados
*Esfuerzos calculados debido a la excentricidad
*Esfuerzos permisibles en el metal base
*Esfuerzos permisibles en el metal base
*Esfuerzos en soldaduras de filete
*Esfuerzos permisibles alternativos en soldaduras de filete
*Centro de rotación instantáneo
*Incremento en esfuerzos permisibles
*Consideraciones generales
*Miembro en compresión en conexiones y empalmes
*Conexiones y empalmes diseñados para soportar otras conexiones a las placas base
*Conexiones para placas base
*Carga a través del espesor del metal base
*Combinaciones de soldaduras
*Control de la superficie en esquinas y uniones en “T”
*Orificio de acceso a la soldadura
*Soldadura con remaches o pernos
*Transición en espesores y anchuras
*Longitud parcial CJP prohibición de soldadura de ranura
*Soldaduras de ranura PJP intermitentes
*Ficha de remoción de soldadura
*Uniones traslapadas Soldaduras de filete transversal
*Superposición mínima
*Soldaduras de filete longitudinal
*Terminaciones de soldaduras de filete
*Uniones traslapadas sujetas a tensión
*Longitud de retorno final máximo
*Refuerzos transversales soldados
*Costados opuestos de un plano común
*Soldaduras de filete en orificios y ranuras
*Soldaduras de filete intermitentes
*Espaciamiento mínimo (soldaduras de enchufe)
*Espaciamiento mínimo (soldaduras de muesca)
*Dimensiones precalificadas
*Prohibición en aceros templados y revenidos.
*Placas de aporte delgadas
*Placas de aporte gruesas
*Requerimientos de los dibujos de taller
*Requerimientos de soldadura mínimos
*Espaciamiento máximo de soldaduras intermitentes
*Miembros sometidos a compresión
*Acondicionamiento del acero sin pintar.
Como se mencionó antes, las conexiones tubulares tienen aplicaciones
importantes debido a sus características de rigidez.
En la tabla 3.10, se presentan los requerimientos específicos para el diseño
de conexiones tubulares bajo carga estática y cíclica, de acuerdo a ANSI-AWS
D1.1 (2004), parte D, como lo indica ANSI-AWS (2004).
29
Tabla 3.10, Requerimientos específicos para el diseño de conexiones tubulares bajo carga estática y cíclica (American Welding Society, 2004).
Esfuerzos permisibles
Diseño de la soldadura Limitaciones de resistencia y conexiones
soldadas *Esfuerzos del metal base.
*Limitaciones de la sección circular.
* Esfuerzos de la soldadura.
* Esfuerzos de las fibras.
*Factor de diseño de resistencia y carga.
* Fatiga.
* Rango de esfuerzo y tipo de miembro.
* Categorías de esfuerzo a la fatiga.
* Limitación de esfuerzos permisibles básicos.
* Daño cumulativo.
* Miembros críticos.
* Mejoramiento del comportamiento a la fatiga.
* Efectos del tamaño y el perfil.
* Soldaduras en filete.
* Área efectiva.
* Limitación beta para detalles precalificados.
* Uniones a traslape.
* Soldaduras de ranura.
* Detalles de soldadura con ranura precalificados PJP.
* Detalles soldados de ranura precalificados CJP soldados desde un solo lado sin respaldo en conexiones en T, Y y K.
*Esfuerzos en soldaduras.
*Longitud de conexiones circulares.
*Longitud de conexiones cuadradas.
* Conexiones en K y N.
*Conexiones en T, Y y X.
* Conexiones circulares T, Y y K.
* Falla local.
* Colapso general.
*Distribución no uniforme de cargas (tamaño de la soldadura)
* Transiciones.
* Otras configuraciones y cargas.
* Conexiones en superposición.
* Conexiones cuadradas T, Y y K.
* Falla local.
* Colapso general.
* Distribución no uniforme de cargas, (ancho efectivo).
* Conexiones sobrepuestas.
* Flexión.
*Otras configuraciones.
*Transición de espesores.
30
CAPÍTULO 4
DISEÑO PARA FATIGA
4.1 . Generalidades y categorías de fatiga
La interpretación de un concepto varia de acuerdo al autor, la fatiga, en el
sentido de la palabra usada en ingeniería, es inapropiado, porque da a entender
que se trata de un mecanismo muy simple, y a lo que posiblemente se refiera,
es al agrietamiento por fatiga. Y aún este caso, es un término irracional para la
descripción del crecimiento de una grieta bajo la acción de cargas sucesivas de
una magnitud menor a la cual se pudiera causar una fractura completa con una
sola aplicación, como lo señalo Hicks (2001). El diseñador cuando encuentra un
problema debido a carga por fatiga a menudo usa el límite de endurecimiento
del material o el valor de resistencia a la fatiga, dado en su manual de
ingeniería, sin considerar completamente lo que este valor representa y cómo
fue obtenido. Este procedimiento podría conducir a un serio problema, de
acuerdo con Blodgett (1963). Teóricamente el valor de fatiga usado por el
diseñador debe ser determinado en una prueba que duplique exactamente las
codiciones de servicio existentes.
31
Casi cualquier componente estructural o elemento soldado en condiciones
de trabajo tiene un periodo de trabajo con cierta periodicidad, por lo que se
puede decir que trabajan bajo ciclos. Cuando los metales están sujetos a
tensión cíclica o esfuerzos alternos de tensión-compresión, estos pueden fallar
por fatiga. Las especificaciones relativas a fatiga en aceros estructurales
incluyen las desarrolladas por el Instituto Americano de acero para la
construcción (AISC), la Asociación Americana de autopistas del estado y
oficiales de transporte (AASHTO), y la Asociación de Ingenieros Americanos de
vías férreas y mantenimiento de caminos (AREMA). Aunque la soldadura puede
tener una resistencia a la fatiga similar a la del metal base, cualquier cambio en
la sección transversal en una soldadura disminuye la resistencia a la fatiga del
miembro, de acuerdo con la American Welding Society (2001).
En el caso de una unión de ranura con penetración completa, cualquier
refuerzo, socavamiento, penetración incompleta, o grieta actuará como un
elevador de esfuerzos. Cada una de esas condiciones es perjudicial para la vida
del componente sometido a fatiga. La zona afectada por el calor también puede
actuar como un elevador de esfuerzos debido a la estructura metalúrgica. Las
curvas para los rangos de esfuerzos permisibles para cada categoría de
esfuerzos se muestran en la Figura 4.1 para estructuras redundantes.
Figura 4.1, Curvas para el rango de esfuerzos de diseño para categorías de la A a la F, estructuras redundantes (American Welding Society, 2001).
32
Los rangos de esfuerzos permisibles presentados en la Figura 4.1, son
independientes del esfuerzo de cedencia; por lo tanto, se aplican igualmente a
todas las estructuras de acero.
Cuando las condiciones de fatiga existen, las cargas anticipadas aplicadas
cíclicamente, el número de ciclos, y la vida de servicio deseada deben ser
dadas, con base en esto el diseñador debe tomar las decisiones sobre el diseño
(ver Tabla 4.1 y Figura 4.2).
Se calculan los esfuerzos máximos en cada miembro para asegurar que no
exceda el esfuerzo permisible para la condición estática.
Tabla 4.1, Generadores de esfuerzos de Fatiga-Tensión o Esfuerzos inversos (miembros no tubulares) (American Welding Society, 2001).
Situación Categoría de esfuerzo
Ejemplo
Mate
rial
solo
Cortadas con oxi-corte con rugosidad ANSI de 1000 o menor.
A 1, 2
Mie
mbro
s c
onstr
uid
os
Sin accesorios, placa o perfiles con soldadura continua, completa o con ranura con penetración parcial o por soldaduras de filete continuas paralelas a la dirección de los esfuerzos aplicados.
B 3,4,5,7
Flexión en el pie de los refuerzos transversales soldados en las pestañas de la viga.
C 6
Una placa al final de cubierta con los extremos cuadrados o cónicos, con o sin soldadura a través de los extremos.
E 7
ranura
Penetración completa, empalmes con ranura de secciones maquinadas y perfiles similares cuando las soldaduras son pulidas y evaluadas por pruebas no destructivas
2.
B 8, 9
Adyacente a la unión con penetración completa, los empalmes con ranura en transición en ancho o espesores, pulida
1 para
proporcionar pendientes no más inclinadas que 1pulg. A (2-1/2in)
3
para el esfuerzo de cedencia menor que 90Ksi y un radio
8 de
R>=2ft para el esfuerzo de cedencia >=90Ksi y evaluada por exanimación no destructiva.
2
B 10, 11a, 11b
33
Conexio
nes s
old
ad
as c
on
ranura
Cualquier longitud unida por ranura sometida a carga longitudinal o transversal, o ambas, cuando sea segura transversalmente a la dirección del esfuerzo es establecida por pruebas no destructivas
2 y el detalle simula una
transición de radio, R, pulida1,
cuando:
Carga longi-tudinal
Materiales con igual o
desigual espesor,
conexiones
inclinadas en red
excluidas
Materiales con
espesores iguales, sin pulir,
conexiones en red
excluidas
Materiales con igual espesor ,
sin pendiente o pulidos,
incluyendo conexiones en red Ejemplos
(a) R ≥ 24in B B C E 13
(c) 24in> R≥ 6in C C C E 13
(c) 6in > R ≥ 2in D D D E 13
(d) 2in>R≥07 E E E E 12,13
ranura
Adyacentes a la penetración completa de la unión en ranura cuando se requieren transiciones con inclinaciones menores que (1 a 2-1/2in
3) para un esfuerzo de
cedencia menor que 90 Ksi y un radio
8 de R≥2ft para esfuerzo de
cedencia ≥90ksi, cuando el refuerzo no es removido y evaluada por evaluación no destructiva.
2
C 8, 9, 10, 11a, 11b
Conexio
nes e
n
ranura
o e
n f
ilete
Ranura o filete, sometidas a carga longitudinal donde los detalles simulan una transición de radio, R, menor que 2in
7 y cuando la longitud
del detalle, L, paralelo a la línea de esfuerzo es:
(a) <2in C 12,14,15,16
(b) 2in ≤ L ≤ 4in D 12
(c) L ≥ 4in E 12
Conexio
nes c
on
sold
adura
en f
ilete
Filete paralelo a la dirección de esfuerzos a pesar de la longitud cuando el detalle simula un radio de transición, R, 2in o mas grande y pulida.
(a) R ≥ 24in B5
13
(b) 24 > R ≥ 6in C5
13
(c) 6in > R ≥ 2in D5
13
file
te Esfuerzo cortante en la garganta de
un filete F 8a
Intermitentes sujetando refuerzos longitudinales.
E -
1. Acabado de acuerdo a las secciones 5.24.4.1 y 5.24.2 AWS en soldadura estructural, 2000, Código de soldadura estructural-Acero, AWS D1.1:2000.
2. RT o UT para cumplir con los requerimientos de calidad de la AWS Comité en soldadura estructural, 2000, Código de soldadura estructural-acero, AWS D1.1:2000, Miami: Sociedad, secciones 6.12.2 o 6.13.2 para soldaduras sujetas a esfuerzos de tensión.
3. Inclinación como es requerida por la sección 2.29.1 de la AWS comité en soldadura estructural, 2000, código de soldadura estructural-acero, AWS D1.1:2000, Miami.
4. Aplicable solo para soldaduras en ranura con penetración completa. 5. Esfuerzos cortantes en la garganta de la soldadura (carga a través de la soldadura en cualquier
dirección) es gobernada por la categoría F. 6. Las inclinaciones similares a las requeridas por la nota 3 son mandatarias para las categorías
enlistadas. Si las inclinaciones no son obtenibles, Se debe usar la categoría E. 7. El radio menor que 2in. no necesita ser pulido.
34
Figura 4.2, Ejemplos de varias categorías de elementos sometidos a fatiga (American Welding Society, 2001).
Si los esfuerzo permisibles exceden la condición estática, las dimensiones
de los miembros deben aumentarse para tener los esfuerzos dentro de los
permisibles. Las soldaduras con ranura con penetración parcial no son
35
normalmente utilizadas en aplicaciones para fatiga, de acuerdo con American
Welding Society (2001).
Cuando la carga sobre un miembro se varia constantemente solo en valor,
se repite en una frecuencia relativamente alta, o constituye un cambio total de
tensiones con cada ciclo de operación, el límite de resistencia del material debe
ser substituido por la resistencia última para las fórmulas de diseño, de acuerdo
con Blodgett (1963).
4.2 . Método de Diseño
Una vez definidas las cargas, el rango de esfuerzos y los periodos de
aplicación, el proceso de diseño comienza siguiendo metodologías
establecidas, como en la Tabla 4.2 donde se muestran los puntos contemplados
en el IIW document IIW-1823-07 (2007), que fue realizado por las comisiones
XIII y XV, y donde las principales actualizaciones a partir de la anterior edición
se muestran a continuación, de acuerdo con International Institute of Welding
(2008):
*Los esfuerzos en puntos críticos estructurales.
*Consideraciones del aluminio en el método de esfuerzos efectivos con
muesca.
* Mejoramiento de técnicas y la revisión de las cargas multi-axiales.
Una guia para diseñar por cargas por fatiga se presenta a continuación, de
acuerdo con Blodgett (1963):
1. Una soldadura es sometida a carga máxima sólo parte de su vida. Para la
mayor parte de su vida, ésta es sometida a cargas menores. Por lo que hay
que considerar la tensión real mayor que la tensión promedio y reducir el
rango de tensiones sin incrementar la tensión promedio o máxima.
36
2. La carga por fatiga requiere, transición suave de las secciones, evitar
accesorios y aperturas en localizaciones de alta tensión, y formas en
esquina, usar unión a tope en lugar de traslape o en filete, desvastar el
refuerzo de la soldadura a tope incementará la resistencia a la fatiga. Evitar
refuerzos excesivos y rugosidad de la soldadura. Evitar colocar la soldadura
en una áreas de flexión. El relevado de esfuerzos no tiene efecto apreciable
sobre la resistencia a la fatiga.
3. Bajo carga crítica, colocar el material de tal forma que la dirección del
rolado esté en linea con la fuerza.
4. Fabricar el miembro de forma que tienda a absorber la carga, y por lo tanto
prevenga el momento flexionante resultante.
5. Precargar una viga en compresión axial reducirá el esfuerzo de flexión por
tensión y habrá menor oportunidad para fallar por fatiga.
6. Evitar aplicación excéntrica de cargas las cuales pueden causar flexión.
7. Los refuerzos disminuyen la flexibilidad del miembro y resulta en mejor
resistencia a la fatiga, a menos que cause un cambio mas abrupto de
sección. A largo plazo, los refuerzos son más dañinos que buenos.
8. Un tipo de estructura rígida o estáticamente indeterminada será mejor que
una estructura simple, debido a que la carga es dividida entre varios
miembros.
9. Evitar secciones internas contenidas o restringidas.
Para introducir un rango de tensiones dentro de los cálculos de la
resistencia a la fatiga, ésta será la tensión nominal en la unión.
En la Figura 4.3, la concentración de esfuerzos elásticos causados por
tensión por un barreno en el pie de la soldadura será tres veces la que existiera
sin barreno y así el rango de tensión nominal tendrá que ser multiplicado por
tres, antes de ser graficado en la curva S-N, de acuerdo con Hicks (2001).
37
Figura 4.3, Concentración de esfuerzos en un barreno en una soldadura a tope transversal bajo carga de tensión (Hicks, 2001).
Tabla 4.2, Principales puntos contemplados en IIW-1823-07, IIW (International Institute of Welding, 2008).
Acción de Fatiga (Carga)
Resistencia a la Fatiga
Evaluación de la Fatiga
Consideraciones de seguridad
*Principios básicos.
*Determinación de esfuerzos y factores de intensidad de esfuerzos.
*Historia de esfuerzos.
*Principios Básicos.
*Resistencia a la fatiga de detalles estructurales clasificados.
*Resistencia a la fatiga contra los esfuerzos en puntos críticos estructurales.
*Resistencia a la fatiga contra los esfuerzos efectivos en muescas.
*Modificaciones de la resistencia a la fatiga.
*Resistencia a la fatiga contra la propagación de grietas.
*Determinación de la resistencia a la fatiga por ensayos.
*Resistencia a la fatiga de uniones con imperfecciones de soldadura.
*Principios generales.
* Combinación de esfuerzos normales y cortantes.
*Evaluación de Fatiga por las curvas S-N.
*Evaluación de Fatiga por la propagación de las grietas.
*Evaluación de Fatiga por pruebas de servicio.
* Principios Básicos.
* Estrategias de diseño para Fatiga.
* Factores de Seguridad parcial.
* Aseguramiento de la calidad.
* Reparación de componentes.
La forma de la unión puede por sí misma inducir concentración de
esfuerzos, y la mayoría de los datos para el diseños por fatiga usan curvas SN
diferentes para diferentes tipos de uniones, y de esta forma el diseñador no
tiene que analizar la distribución de esfuerzos alrededor de la soldadura, lo que
38
es importante para definir dónde puede iniciar el agrietamiento, de acuerdo con
Hicks (2001).
En el caso de esfuerzos combinados, están disponibles varias fórmulas
para esta consideración. Muy pocas pruebas han sido hechas sobre esto. En
muchos casos no existe una buena concordancia entre las pruebas actuales y
las fórmulas, de acuerdo con Blodgett (1963).
1. Teoría de esfuerzos principales
2242/1
2xyyx
yx
e
2. Teoría de esfuerzo cortante máximo
224 xyyxe
3. Teoría invariante de los esfuerzos cortantes 222 3 xyyyxxe
4. Torsión y flexión combinados. Teoria de esfuerzos cortantes Findley corregida para anisotropía
2
2
2
xyb
xe
Donde: /b es la razón de la resistencia de fatiga en una torsión pura para
una tensión pura.
5. Esfuerzos combinados. Sugerencias Gough
12
2
2
2
oy
y
ox
x
Donde:
ox Resistencia a la fatiga en dirección (x).
oy Resistencia a la fatiga en dirección (y).
x y x esfuerzos aplicados
Por ejemplo, Bejarano, 2007 dice que una carga que produce fatiga en una
unión soldada, es porque está bajo una carga dinámica y resulta imprescindible
determinar cuál es el límite de resistencia a la fatiga del material, Este límite se
refiere al esfuerzo alternante que es capaz de resistir la pieza por encima de
1x106 ciclos de carga sin presentar falla. Esto es cierto especialmente para
metales que presentan una esquina en las curvas S-N, una vez determinado
este valor, el cual puede ser expresado como porcentaje del esfuerzo de
39
fluencia del material o como la resistencia de un conjunto determinado se ha de
modificar mediante factores que disminuyan dicho valor con el fin de acercarse
a un valor que represente el efecto de las condiciones reales de operación de
dicho material.
En la Tabla 4.3, se observa la norma BS153 respecto al límite de
resistencia a la fatiga para algunas uniones. Es de notar que este límite está
determinado con base en soldaduras completamente sanas y su única
diferencia es la aplicación del material de aporte (manual o automática). Se
deduce que el tiempo de vida útil de la unión lo constituye la suma del tiempo
requerido para el nacimiento de la grieta o grietas, el requerido para su
crecimiento y aquel necesario para su propagación hasta alcanzar la ruptura
súbita siendo el primero el mayor de los tres, con respecto a lo reportado por
Bejarano (2007).
No bastan las ecuaciones fundamentales de la teoría clásica para
aproximar un límite de fatiga en una unión soldada, por lo tanto es necesario
presentar una muestra de la información puesta en contexto en la Tabla 4.3,
elaborada para aceros estructurales que relacione el tipo de unión con la forma
en que se realiza el proceso, es decir manual o automático.
Tabla 4.3, limites de fatiga según el tipo de unión, British Standard 153 (Bejarano, 2007).
Tipo de unión Resistencia a la fatiga (N/mm2) 2x10ciclos
Placa laminada. 190
Soldadura en ángulo y longitudinal a tope (proceso automático). 165
Longitudinal a tope (proceso manual). 140
Soldadura en ángulo longitudinal y transversal a tope en posición vertical (proceso manual).
130
Soldadura a tope con respaldo (Backing) y Soldadura en cruz con penetración completa.
100
Soldadura en cruz, Soldadura en “T” y soldadura a traslape transversal.
75
Soldadura en cruz discontinua y Soldadura en traslape longitudinal. 50
En uniones transversales la fractura se presenta perpendicular a la carga
por la raíz de la junta y la tensión es paralela al cordón de soldadura. El
principal factor de concentración de esfuerzos lo constituye el ángulo formado
40
por la superficie del material base y la tangente al refuerzo del cordón. Este
ángulo del refuerzo debe tender a 180°. Cuando este ángulo tiene una magnitud
de entre 120° y 160° la resistencia se ve reducida a la mitad. Este factor se
anula retirando completamente el sobre espesor de la soldadura, de acuerdo
con Bejarano (2007).
En soldaduras longitudinales la resistencia es superior al caso anterior y la
falla se presenta transversal al cordón de soldadura en algún concentrador de
esfuerzo como la unión de dos cordones, de acuerdo con Bejarano (2007).
En cuanto a la geometría, se estudiaron modelos simplificados de varias
configuraciones de acero estructural soldados con procesos con arco, para
entender la importancia de la penetración y el tamaño de la soldadura con
respecto a la tendencia al inicio de las grietas, de acuerdo con Aliya, 2008. Se
usó el tamaño de soldadura recomendado por el manual de procedimientos de
soldadura de arco de “Lincoln Electric” para una placa de espesor de 1 pulgada
el cual es 0.75 pulgadas ambas placas fueron del mismo espesor, lo que se
cambio en el modelo fue la longitud de la muesca creada entre el miembro
horizontal y vertical, mayor penetración hace la muesca más corta.
Los esfuerzos de Von Mises graficados en las Figuras 4.4 y 4.5, pueden ser
correlacionados con una forma de parámetro de daño que muestra la
localización donde es más fácil para una grieta comenzar.
Figura 4.4, Esfuerzos de Von Mises para el modelo básico con el tamaño de soldadura nominal (Aliya, 2008).
Note que los esfuerzos de Von Mises son en la raíz y en la cara de la
soldadura, mientras que los esfuerzos principales son altos sólo a lo largo de la
cara de la soldadura. Los resultados del modelo por elemento finito lineal, que
41
se muestra en la Figura 4.6, muestran que una garganta más pequeña y una
penetración más baja del primer modelo permitieron al espaciamiento cerrarse,
y crear un esfuerzo máximo más bajo en la peor soldadura.
Figura 4.5, Esfuerzos principales para el modelo básico con tamaño de soldadura nominal (Aliya, 2008).
EL modelo final se hizo con piernas y penetración sobredimensionadas, la
objeción usual sobre este tema es el desperdicio de mano de obra, tiempo y
gasto de consumibles, sin embargo, en este modelo, basándose solamente en
la geometría, se ha visto la reducción de esfuerzos significativamente. Como se
observa en la Figura 4.7, se observa que la localización de esfuerzos, se alejó
del pie de la soldadura hacia el centro de la cara de la soldadura.
Figura 4.6, Pierna reforzada horizontal resulta a partir del incremento en la penetración. Cierre de espaciamiento no suficiente para absorber el esfuerzo (Aliya, 2008).
Continuando con las uniones soldadas en ángulo como las de filete se
encuentran las siguientes y su susceptibilidad al agrietamiento, de acuerdo con
Bejarano (2007):
42
En Soldadura con alma continua las grietas se inician en el pie de la
soldadura y de manera perpendicular a la dirección de la carga hasta atravesar
el espesor, reportado por Bejarano (2007).
En Uniones con alma discontinua los esfuerzos se transmiten mediante los
cordones de soldadura y las grietas se inician en el pie de la soldadura y se
transmiten de manera oblicua. Las grietas se inician en la zona afectada por el
calor y se transmiten al metal base perpendicularmente a la dirección de la
carga, reportado por Bejarano (2007).
Figura 4.7, Efecto de la cama de soldadura grande con penetración profunda y esfuerzos significativamente más bajos (Aliya, 2008).
El agrietamiento por fatiga para cuaquier tipo de unión soldada, comenzará
donde el rango local de intensidad de tensiones es más alto. Otros factores
contribuyen al inicio y propagación de la grieta como son los esfuerzos
residuales y los efectos que pueda tener el espesor del material, se sabe que
un espesor muy grande tendrá una resistencia a la fatiga menor que una unión
en un material más delgado, en las mismas condiciones. Una grieta por fatiga
crecerá en términos de distancia/ciclo y es afectada por el medio ambiente
local, Un medio ambiente acuoso incrementará la razon de crecimiento de la
grieta más que en un ambiente seco con aire o al vacio, reportado por Hicks
(2001).
Para realizar el cálculo de la resistencia a la fatiga, se requiere tener
información acerca de los cargas, en uniones soldadas no se tiene que
preocupar acerca de los medios de tensión; todo lo que se necesita es el rango
43
de tensiones. Ésta puede ser de una amplitud constante, no es importante si es
rápido o lento; aunque también puede ocurrir con amplitud variable.
Posteriormente se encuentra la curva S-N para el detalle. Para propósitos
de diseño, se han agrupado varios detalles con comportamiento a la fatiga
similares. El tipo de detalle se identifica de acuerdo al tipo y a la dirección de las
tensiones.
Como se ha mencionado en el transcurso del documento, se pretende dar
énfasis especial a las uniones soldadas para sección huecas, y se encuentra
que el manejo específico de uniones soldadas para tubos, puede variar con el
código aplicable para la estructura.
Las categorías de esfuerzos se asignan a varios tipos de tubos, accesorios
a tubos, diseños de uniones, y condiciones de carga, de acuerdo con American
Welding Society (2001). El comportamiento del componente puede mejorarse
con las siguientes acciones:
1. Proporcionar un contorno suave con el metal base.
2. Realizar un acabado de la cara transversal al eje de la misma.
3. Golpeando el pie de la soldadura para causar deformación plástica local y
suavizar la transición entre la soldadura y el metal base.
Otro punto que se debe de considerar en el proceso de diseño para el
mejoramiento, es que para refuerzos longitudinales la eliminación de esfuerzos
residuales es efectivo para el mejoramiento de la vida a la fatiga, pero sólo en
rangos de fatiga de ciclos altos, reportado por Sonsino (2009).
Con respecto a la influencia de las sobre-cargas, se puede observar una
clara interacción entre la resistencia del material, los esfuerzos residuales y el
modo de carga, sólo para aceros de baja resistencia S355M bajo flexión
pulsante, con respecto a los casos investigados (S690Q, S960Q, S355N,
S355M) bajo diferentes condiciones de carga como se muestra en la Tabla 4.4.
Bajo valores de carga altos, la variable o modo de fatiga de la carga reduce
la resistencia última efectiva del material, en tanto el número de ciclos se
incrementa.
44
En un valor de tensión alto dado, el material tiene un valor de servicio
definido, expresado como N ciclos de operación. Al contrario, con un número
dado de ciclos de servicio el material tiene una resistencia a la fatiga permisible,
con base en Blodgett (1963).
Tabla 4.4, Información de fatiga para pruebas bajo cargas con amplitud constante y variable con y sin sobrecargas (Sonsino, 2009).
Materiales
Curvas S-N (Amplitudes constante)
Soldaduras a tope Refuerzos transversales
R=-1 R=0 R=-1 R=0
S355N A 99 - - 72
B 3.5 - - 3.25
S355M A 77 75 65 62
B 3.5 3.5 3.25 3.25
S690Q A 102 99 90 90
B 3.5 3.5 3.25 3.25
S960Q A 83 102 65 56
B 3.5 3.5 3.25 3.25
Materiales
Espectro de carga (Gauss)
Soldaduras a tope Refuerzo transversales
R=-1 R=0 R=-1 R=0
S355N A - - - -
B - - - -
S355M A 212 226 175 189
B 3.5 3.5 3.25 3.25
S690Q A 220 233 236 267
B 3.5 3.5 3.25 3.25
S960Q A 263 305 189 182
B 3.5 3.5 3.25 3.25
Materiales
Espectros de carga con eventos especiales (Gauss con sobrecargas)
Soldaduras a tope Refuerzos transversales
R=-1 R=0 R=-1 R=0
S355N A 213 # 187 #
B 3.5 - 3.25 -
S355M A 192 # 171 #
B 3.5 - 3.25 -
S690Q A 221 328 268 274
B 3.5 3.5 3.25 3.25
S960Q A 275 410 155 231
B 3.5 3.5 3.25 3.25
(A)Información de fatiga σa,n, respectivamente σa,n en MPa (esfuerzo nominal) en puntos articulados NK, respectivamente los ciclos de carga de referencia k:NK=N=2x10
6.
(B) Pendiente de la curva S-N k, respectivamente k. (#) No posible bajo sobrecarga debido a la extrema cedencia de las uniones soldadas de baja resistencia.
Los radios de esfuerzo R se seleccionan con base en la experiencia del
efecto de los esfuerzos residuales de tensión altos en la resistencia a la fatiga.
45
La sobrecarga no afectó el comportamiento a la fatiga significativamente; de
hecho, esto mejoró la vida útil en muchos casos, aunque esos resultados no
deben generalizarse. La consideración global de la influencia de los esfuerzos
principales, esfuerzos residuales de tensión, dentro de las regulaciones de
diseño usadas en Europa conduce principalmente a resultados conservadores.
el conocimiento exacto de todos los detalles resultará en un diseño más
preciso, especialmente cuando se puedan permitir esfuerzos de mayor
magnitud.
Respecto a las cosas que se pueden mejorar para un diseño, se pueden
revisar las recomendaciones del Instituto Internacional de Soldadura (IIW) en
fatiga de componentes soldados y estructuras y el efecto de las imperfecciones
soldadas. El reconocimiento inexacto de las acciones de carga es uno de los
problemas más grandes y fuente de incertidumbre, en otros casos de aplicación
sólo hay cargas estandarizadas asumidas dadas por un código, con lo que el
problema es parcialmente resuelto.
En las recomendaciones de diseño para fatiga del Instituto Internacional de
Soldadura (IIW) no dan regulaciones de los lugares de las cargas, se suponen
los valores característicos que han sido factorizados con un factor de seguridad
parcial apropiado y se dan recomendaciones con base en esto. Dichas
recomendaciones pueden aplicarse a todos los tipos de estructuras soldadas,
especialmente donde el tipo de estructura no coincide con los códigos, o dichos
códigos son inapropiados para el problema de diseño especifico, de acuerdo
con Hobbacher (2009).
Aparte de las pruebas a componentes y de los mecanismos de fractura,
todos los otros procedimientos de verificación, dependen de las curvas S-N, y
toda la regulación concerniente ha estado en una forma modular y uniforme.
Otro problema es la variación de esfuerzos en la sección de los elementos
soldados y los efectos de la geometría, como se muestra en la Figura 4.8, pero
la distinción entre la concentración de esfuerzos que se considera no es
siempre claro, este problema es aún más importante. Lo que aumenta el uso de
los modernos diseños de flujo de trabajo con métodos de elemento finito.
46
El primer logro es la descripción científica de las propiedades a la fatiga, de
los componentes soldados, independientemente de sus aplicaciones, opiniones
e intereses. La estimación de la vida resultante a partir de varios métodos de
evaluación proporciona resultados consistentes.
Figura 4.8, Esfuerzo nominal, a) Con un miembro unido lateralmente, b) Dos miembros unidos a tope, c) Dos componentes unidos en traslape, d) Componentes en “T”, e) Sección de unión a tope con transición (Hobbacher, 2009).
Otros puntos innovadores son las recomendaciones para el diseño por
fatiga, según Hobbacher (2009):
*Recomendaciones en la precisión del mallado MEF para el método de
esfuerzos en puntos críticos con una opción adicional para un mallado grueso.
*La introducción a los métodos mejorados para una evaluación de fatiga directa
sin componentes de prueba subsecuentes.
*Recomendaciones para la fatiga multi-axial en amplitud de carga variable y
constante, también proporcional y no proporcional en cargas en fase y fuera de
fase.
* Una evaluación directa de la fatiga de la mayoría de las imperfecciones de la
soldadura, que son consistentes con el análisis de fatiga en la etapa de diseño.
Como se mencionó en el párrafo anterior, algunos códigos no siempre
alcanzan a cubrir todos los diseños posibles que pueden surgir de la
imaginación del diseñador. Posiblemente la estrucutura sometida a fatiga mas
severa es una bomba de dragado para minas, ésta experimenta una alta
aceleración y desaceleración una vez por minuto, de esta forma experimenta
largos ciclos de fatiga. Por ejemplo, Suraj (2008), presenta un estudio
47
comparativo de la aplicación de varios códigos para la predicción de la vida de
fatiga aplicables a estructuras soldadas para un nodo de cuatro miembros en
una bomba BE 1370. Las uniones son hechas de tal forma que las líneas de
centro de los tubos se intersectan en un solo punto. En la Figura 4.9 muestra
una configuración típica de un nodo de una línea de dragado.
Figura 4.9, Vista detallada de un nodo de una línea de dragado (Suraj, 2008).
En la Tabla 4.5, se presenta una visión comparativa de la predicción del
inicio de la grieta para los cuatro códigos y estándares de diseño (AWS
D1.1;2000, AS4100, OTR 2001/015 y el codigo ASME sección VIII parte 3),
para los cuatro casos se presenta la vida teorica de fatiga para “estructuras
libres de defectos”, e incluyendo un factor de seguridad.
Todos los códigos de diseño que incluyen un factor de seguridad requerirán
de una cuerda principal de la bomba de 61-76mm de espesor. Si se quita este
factor de seguridad para el caso del procedimiento del codigo ASME aún
requerirá 44 mm de espesor de la cuerda. Los códigos sugieren aumentar la
masa. La última fila muestra que el diseño actual es suceptible a grietas, por lo
que se tendrá la necesidad de reparaciones y restauración para obtener una
vida de diseño esperada de 25 años.
Los resultados obtenidos en la Tabla 2.2, muestran que los códigos de
diseño utilizados son conservativos, y una alteración sugerida en diseño podría
ser cara e inaceptable. Sin embargo, si se hace caso a estos códigos, se
requerirá el triple de los espesores comparado con sus espesores actuales.
48
Esto incrementaria la masa de la bomba de la linea de dragado
considerablemente, pero la cuestión permanece; si esto resultara en una vida
más larga de la estructura.
Tabla 4.5, Vida de un nodo A11 de una linea de dragado BE 1370 (Suraj, 2008). Código de diseño/ Observación en
campo
No. De ciclos predichos para un rango de esfuerzos
de ~120MPa (ciclos)
Vida aproximada del nodo de la línea de dragado (años)
Espesor indicado aproximado para
25 años (mm)
AWS D1.1;2000 1x106
2 61
AS4100 5x105 1 55
OTR 2001/015 (tubulares en aire)
2x106 4 51
OTR 2001/015 (tubular con agua de mar)
6x105 1.2 76
ASME (VIII-2) Parte 3 (bases estáticas:-3σ)
4.1x105 0.8 76
ASME (VIII-2) Parte 3 (bases estáticas: curva media)
2.2x106
4.4 44
Observaciones en campo.
2.5-7.5x106 5-15
25.4 (espesor real)
Los estudios sugieren que las fallas son debido a la pobre calidad de los
procesos de soldadura y al control de calidad limitada. El mejoramiento en la
vida de las bombas de dragado, para evitar el agrietamiento se debe alcazar
usando mejores procedimientos de soldadura y apropiada conducción
volumétrica.
Las ventajas en ingeniería del diseño para fatiga y la examinación de
algunos de los mejores codigos de diseño conocidos, no necesariamente
resultarán en un buen diseño. A partir de las metodologias de diseño actuales
que tienden a favorecer el aumento del espesor y resistencia de la estructura en
lugar de concentrarse sobre las causas de las fallas por fatiga las cuales son
grietas en las uniones.
El caso particular de fatiga servera, el cual no entra dentro de ningún código
exactamente, y su uso podría resultar en estructuras sobrediseñadas y
pesadas. En estrucutras estacionarias tales como puentes y recipientes a
presión, esto indica un costo de capital significante. En estructuras en
movimiento incluyedo bombas de dragado de líneas de minas y vehículos de
49
transporte, la masa excesiva incrementa el consumo de combustible para su
transporte. También se cuestiona si los códigos de diseño están enfocados al
éxito que hará una verdadera diferencia para la fiabilidad de estructuras. El
agrietamiento en uniones, originado por la manufactura, es el factor dominante
en la determinación de la vida de fatiga de estructuras soldadas. Como
resultado, el arovechamiento lógico será enfocado al diseño, al control y
reducción de agrietamientos, lo cual eventualmente resultará en estructuras
más ligeras y con vida más larga.
Cualquier cambio abrupto de la sección a lo largo de la trayectoria del flujo
de esfuerzos reducirá la resitencia a la fatiga. Eso no efectua una reducción en
la resistencia a la fatiga, pero sí a la forma resultante o geometria de la sección.
Es por esta razón, que las soldaduras a filete tienen una resistencia a la fatiga
más baja, simplemente porque son usadas en uniones en traslape y todas las
uniones a traslape que incluyen uniones remachadas tienen más baja
resistencia a la fatiga, en base a Blodgett (1963). La soldadura automatizada, la
inspección ultrasónica avanzada y la reducción en costos de procesamiento por
computadora, resultará en fiabilidad de las uniones, mejorando así lo propuesto
por el incremento de los espesores. Los códigos de diseño aplicables a tales
estructuras proporcionan resultados muy conservadores, del cual si se usara
resultaría en estructuras con mucho espesor y peso, reportado por Suraj (2008).
Aún quedan áreas de investigación, de acuerdo con Hobbacher (2009):
*Recomendaciones para determinar esfuerzos nominales por análisis por
elemento finito, la mayoría de los códigos se refieren a esfuerzos nominales.
*Predicción de esfuerzos residuales debe mejorarse para una evaluación de la
fatigas más exacta.
*Un posible cambio del traslape de la curva S-N Woehler, para dar cabida a
ciclos más altos.
*Los métodos de mecánica de fractura deben estandarizarse para un
mejoramiento simple y conservador para propiedades a la fatiga.
* Dar un énfasis especial en las cuestiones de fatiga multi-axial en carga de
amplitud variable y no proporcional fuera de fase.
50
4.3. Requerimientos a cumplir por el diseño
Se tienen ciertos requerimientos que debe de cumplir el diseño, para que
sean considerados confiables. (ANSI-AWS, 2004) La Tabla 4.6 enlista los
requerimientos específicos para el diseño de conexiones no tubulares
sometidos a carga cíclica de acuerdo a ANSI-AWS, 2004, parte C.
Tabla 4.6, Requerimientos específicos para el diseño de conexiones no tubulares bajo carga cíclica (ANSI-AWS, 2004).
Limitaciones Calculo de esfuerzos
Esfuerzos permisibles y
rangos de esfuerzos
Detallado, fabricación y
erección
Soldaduras y uniones
prohibidas
* Umbral del rango de esfuerzos.
*fatiga de bajos ciclos.
*Protección contra corrosión.
*Miembros no excesivos y excesivos.
* Análisis estático.
*Esfuerzo axial y flexión.
*Secciones simétrica.
*miembros angulados.
* Esfuerzos permisibles.
*Rangos de esfuerzos permisibles.
* Transmisión en espesor y anchura.
*En espesor en uniones a tope.
* Respaldo
* Soldaduras para sujetar respaldos de acero.
*Uniones CJP T y en esquina hechas desde un lado
*Empalmes a tope CJP
*Soldaduras de ranura longitudinal y uniones en esquina.
*Control de la soldadura en uniones en T y en esquina.
*Cortadas con flama.
* Uniones a tope cargadas transversalmente.
* Terminaciones de soldaduras de filete.
* Soldaduras de ranura de un lado.
* Soldaduras de ranura en posición plana.
*Soldaduras de filete menores que 3/16 in.
*Soldaduras en T y en esquina CJP con respaldo dejado en su lugar.
51
CAPITULO 5
DISEÑOS ESPECIALES
5.1 . Diseño por impacto
Algo para lo que casi nunca se diseña, es para soportar impactos de algún
tipo, sin embargo esto ocurre, por ejemplo en colisiones de automóviles,
sismos, etc. Los resultados de una carga por impacto, no sólo del impacto de un
cuerpo moviéndose contra otro, es cualquier aplicación repentina de la carga y
puede ocurrir en cualquiera de las siguientes formas, de acuerdo con Blodgett
(1963):
1. Un impacto directo, usualmente por otro miembro o un cuerpo externo
moviéndose con una velocidad considerable.
2. La aplicación repentina de fuerzas, sin involucrar un contacto.
(a) La aplicación repentina de una fuerza sobre un miembro.
(b) El movimiento repentino de una fuerza sobre un miembro.
3. La inercia de un miembro resistiendo una alta aceleración o desaceleración.
52
La fuerza produce una aceleración a. La aceleración o desaceleración de
un miembro produce una fuerza de resistencia F sobre ese miembro, de
acuerdo con Blodgett (1963).
En muchos casos es extremadamente difícil evaluar fuerzas de impacto
cuantitativamente. El análisis del problema es generalmente más de una
naturaleza cualitativa y requiere reconocimiento de todos los factores
involucrados y su inter-relación.
Existen dos métodos generales para la selección de miembros en diseño
para entender las cargas por impacto, reportado por Blodgett (1963):
1. Estimar la fuerza máxima ejercida por el cuerpo moviéndose sobre un
miembro que resiste la aplicación de un factor de impacto. Considerar que
esta es una fuerza estática y usar fórmulas de diseño estándar.
2. Estimar la energía (energía cinética g
WVEK
2
2
) que es absorbida por el
miembro, y a partir de este valor se determina la tensión o deformación.
El diseño no sólo se puede realizar mediante cálculos matemáticos, sino
también por medio de experimentación práctica que dé resultados acerca de
qué diseño es el mejor para una aplicación especifica. Como, por ejemplo
Bonorchis & Nurick (2007), estudiaron el efecto de las uniones soldadas
sometidas a una carga de impacto localizada en placas de aceros dúctiles, con
dos tipos de soldadura TIG y MIG. Este efecto se compara con los bordes
maquinados con chaflán, límites rectos y sujetados por abrazaderas. Los límites
analizados se muestran esquemáticamente en la Figura 5.1, y fotográficamente
en la Figura 5.2.
Figura 5.1, límites investigados en las series experimentales (Bonorchis & Nurick, 2007).
53
Figura 5.2, Fotografías de las condiciones de límite, (a) soldada, (b) maquinado recto, (c) sujetado con abrazaderas, (d) maquinado con chaflán (Bonorchis & Nurick, 2007).
Cuando se somete a impacto las dimensiones y las propiedades del
material del miembro, son totalmente diferentes a las dadas por resistencia
máxima por el miembro a una carga estática, de acuerdo con Blodgett (1963).
Un metal puede tener buena resistencia a la tensión y buena ductilidad bajo
carga estática, pero aún fracturará si es sujeta a un impacto a alta velocidad. Un
cuerpo que impacta a otro, aplica una fuerza sobre él, debido a una
desaceleración hasta una velocidad cero. Esto puede ser expresado como.
(Blodgett, 1963):
ag
WF b
Donde:
bW =Peso del cuerpo en lb.
a =Desaceleración del cuerpo
g =Aceleración de la gravedad (386.4 in/sec2)
La propiedad de la sección necesaria para entender las cargas por impacto
o para absorber energía y es:
2c
I
54
No sólo para momentos de inercia altos I, pero 2/ cI . Esto es muy
importante porque el momento de inercia se incrementa con secciones más
profundas, la distancia desde el eje neutral a la fibra exterior (c) incrementará
con ella, y su incremento es al cuadrado. Es muy posible que este incremento
en la resistencia al impacto no sea tan grande como se esperaría, de acuerdo
con Blodgett (1963). Para el mejoramiento de la capacidad de absorción de
energía se cumple con la regla básica, que es tener el volumen máximo de los
miembros sujetos a la tensión máxima permisible.
Existe una reducción de esfuerzos debido a la inercia del miembro. La masa
del miembro Mm ha sido despreciada. Naturalmente algo de energía se pierde
debido a la inercia del miembro. Con miembros pesados esto llega a ser más
efectivo.
La reducción de esfuerzos del elemento por la absorción de energía hace
similitud a un cuerpo con resortes que absorberán algo de energía cinética y,
por lo tanto reducen la energía absorbida por el miembro. Como se observa en
la Figura 5.3.
hWg
VWE b
bk
2
2
2.18
Figura 5.3, Esquema de la similitud de un sistema de resortes con la absorción de energía. (Blodgett, 1963).
55
Existe una guía para el diseño por impacto (Blodgett, 1963) para la que,
bajo una carga de impacto, el elemento absorberá una cierta cantidad de
energía cinética o potencial:
1. Diseñar el miembro con un sistema de absorción de energía, para tener la
mayor área de material sometida al esfuerzo máximo.
2. Para cualquier sección transversal, tener el área máxima sujeta al esfuerzo
máximo. Provocará que se tensione la longitud entera a su máximo.
3. Reducir la concentración de esfuerzos y evitar cambios abruptos.
4. Usar las fórmulas de impacto como una guía para diseñar las propiedades
del elemento, más allá del esfuerzo de deformación por impacto.
5. En general para aceros, si la velocidad de carga se incrementa, el esfuerzo
de cedencia tiene un notable incremento.
6. El material debe de tener un alto módulo amortiguamiento Eu y 2/2 . Que
es la energía absorbida por unidad de volumen. Aunque un módulo más
bajo de elasticidad E parece ser útil. Los aceros con alto esfuerzo a la
cedencia tienen valores más altos de modulo de amortiguación.
7. El material debe de tener suficiente ductilidad para absorber los esfuerzos.
8. El material debe tener una alta resistencia a la fatiga.
9. Colocar el material en la dirección del rolado en caliente en línea con la
fuerza de impacto.
10. Es importante restringir el peso del miembro y mantener una rigidez del
miembro para su uso particular, peso ligero, miembros bien reforzados y
que tengan suficiente momento de inercia.
11. Protección contra fuerzas de inercia causadas por el movimiento rápido
debido a los terremotos, explosiones, etc. Es importante disminuir la
aceleración y/o desaceleración posible por un medio flexible.
Por ejemplo Bonorchis y Nurick, 2007, para una placa de 3 mm de espesor
calidad comercial rolada en caliente de acero suave; las placas soldadas por
TIG y MIG tuvieron un área expuesta de 192 mm x 112 mm y de 188 mm x 108
mm, respectivamente. El esfuerzo de cedencia cuasi-estático para placas de 3
56
mm es de 314MPa (para un índice de tensión de 8.33x10-4s-1). Los metales de
aporte para TIG y MIG tienen mayor capacidad de esfuerzo de cedencia que la
placa. Para la soldadura MIG se usó un alambre de baja aleación AFROX 6048,
la especificación del alambre es AWS A5.28 ER100S-G. Para la soldadura con
TIG se utilizó un alambre de acero AFROX TIG 70S-6, su especificación es
A5.18 ER70S-6. El esfuerzo de cedencia, resistencia a la tensión y porcentaje
de elongación se muestran en la tabla 5.1.
Tabla 5.1, Propiedades mecánicas de los metales del aporte (Bonorchis & Nurick, 2007).
Tipo de soldadura 0.2% esfuerzo de cedencia (MPa)
Resistencia a la tensión (Mpa)
Elongación %
MIG 640 -710 690 16mm
TIG 420 min 510-570 25mm
Para disminuir los efectos de los esfuerzos residuales se llevó a un relevado
de esfuerzos. Se usó un péndulo balístico para medir el impulso aplicado, la
carga de impulso se generó por la detonación de explosivos plásticos con una
velocidad de quemado de 8190m/s y una densidad de 1.6g/cm3, el explosivo se
formó en forma de disco de 75mm de diámetro, y montado sobre una pieza de
18mm de espesor de espuma de poliestireno la que actúa como una distancia
constante, como se muestra en la Figura 5.4, de acuerdo con Bonorchis &
Nurick (2007).
Afortunadamente el miembro se flexionara ligeramente y permitirá un cierto
tiempo t para la velocidad V del cuerpo Wb para llegar a detenerse, y por lo
tanto se reduce la fuerza de impacto F. Es posible resolver para esta fuerza,
encontrando la cantidad de energía cinética Ek o energía potencial Ep que debe
ser absorbida por el miembro, de acuerdo con Blodgett (1963).
2Vg
WE b
k Ó hWE bp
Esta energía kE o pE es entonces igualada a la energía U absorbida por el
miembro dentro de una tensión dada. Cuando un miembro es acelerado o
desacelerado, una fuerza F se aplica sobre de él, de acuerdo con Blodgett
(1963).
57
ag
WF m
Donde:
mW = peso del miembro
Dado que el peso del miembro mW y la aceleración a pueden ser conocidas,
la fuerza de inercia resultante F se obtiene a partir de la ecuación anterior.
La energía total que puede ser absorbida elásticamente (sin deformación)
por los miembros está dada como U por varias fórmulas.
Se encontró desgarre en las placas soldadas con MIG y TIG, este desgarre
en número de daño fue de aproximadamente 7% más grande que en las placas
maquinadas. Por lo que para este tipo de aplicación de carga, se preferiría un
maquinado a una unión soldada de MIG y TIG, si esto no interfiriera con otros
factores de fabricación, de acuerdo con Bonorchis & Nurick (2007).
Figura 5.4, Configuración del poliestireno y el explosivo (Bonorchis & Nurick, 2007).
Por ejemplo Blodgett, 1963, el efecto que se tiene a partir de una muesca
sobre la capacidad de absorber energía, En la Figura 5.5, los diagramas e y f
representan la energía absorbida por unidad de longitud del miembro. La
energía absorbida total es el área bajo la línea.
Por ejemplo, se supone que la muesca produce una concentración de
esfuerzos de dos veces el promedio (diagrama d). Entonces para la misma
tensión máxima, la tensión promedio en el resto del miembro se reducirá a ½ y
la energía absorbida será de ¼ (diagrama f) de la energía que será absorbida si
58
la muesca no estuviera presente (diagrama e). Para una concentración de
esfuerzos de tres veces la tensión promedio, la habilidad de absorción de
energía será 1/9, etc.
Los resultados de la prueba de impacto para una barra con muesca son de
valor muy limitado para el ingeniero de diseño, y de hecho a veces engañoso.
La prueba es altamente artificial con respecto a la condición de una muesca
severa y la forma de la condición de carga. La prueba no simula una condición
de carga como la encontrada en servicio, de acuerdo con Blodgett (1963).
Figura 5. 5, efecto de una muesca sobre la capacidad de absorción de energía (Blodgett, 1963).
5.2 . Diseño para el mejoramiento del control de vibraciones
El control de las vibraciones es un problema de diseño. A partir del
mejoramiento del control de las vibraciones se han incrementado las
velocidades de operación de equipos, de acuerdo con Blodgett (1963).
Todos los componentes tienen una cierta frecuencia natural de vibración.
Un miembro también puede ser forzado a vibrar en cualquier frecuencia
golpeándolo repetidamente. Esto es llamado frecuencia forzada. Si la
frecuencia forzada iguala a la frecuencia natural entrará en resonancia y la
amplitud de las vibraciones rápidamente se elevará a valores muy altos. La
59
capacidad para absorber la energía de la fuerza de vibración de un material es
debido en mayor parte a la fricción interna del material, de acuerdo con Blodgett
(1963).
La Figura 5.6, muestra la amplitud relativa de vibración para un componente
sujeto a un incremento en frecuencia. En resonancia, se observa que si la razón
de la frecuencia forzada entre la frecuencia natural es igual a 1, la amplitud se
incrementa.
Figura 5.6, Efecto de la capacidad de amortiguamiento sobre la amplitud de la vibración, el amortiguamiento reduce la amplitud en el rango de frecuencia resonante (Blodgett, 1963).
Teóricamente, si no hubiera amortiguamiento, la amplitud de la vibración en
este punto sería infinitamente alta. Para materiales con capacidad de
amortiguamiento grande, la amplitud de vibraciones en la frecuencia resonante
es baja. Algunos problemas típicos se enlistan a continuación, de acuerdo con
Blodgett (1963):
1. Amplitud excesiva de vibración es la causa del problema.
2. La amplitud de la vibración llega a ser excesiva en el rango de frecuencia
crítica o resonante.
3. La capacidad de amortiguamiento limita la amplitud en el rango de
resonancia.
60
La solución a un problema de vibración podría disminuirse aplicando lo
siguiente:
1. Cambiando la frecuencia forzada, preferentemente a bajas frecuencias.
Usualmente cambiando el motor o la velocidad de operación.
2. Cambiando la frecuencia natural del miembro, preferentemente a una alta
frecuencia.
3. Aumentando la capacidad de amortiguamiento a través de la eficiencia del
diseño.
La frecuencia natural puede ser expresada por esta fórmula:
4AL
EIkfn
Donde: E Módulo de elasticidad del miembro
I Momento de inercia de la sección
A Área de la sección transversal del miembro
L Longitud no soportada del miembro.
K Constante, la cual depende de cómo está soportado el miembro
Figura 5.7, Factores involucrados en la vibración de una viga simple (Blodgett, 1963).
Usualmente en el caso del acero soldado, el valor de K no es variado
mientras se ajustan otros elementos de la ecuación. A partir de la ecuación
básica para un miembro simple vibrando, se ve que la frecuencia natural puede
ser incrementada mediante:
1. Un aumento en el momento de inercia (I) del miembro.
2. Usando un material con un alto módulo de elasticidad (E) (Figura 5.8).
3. Reduciendo el área de la sección transversal (A) del miembro.
4. Reduciendo la longitud sin soportar (L) del miembro.
61
Figura 5.8, El acero incrementa la eficiencia de operación de una máquina, a partir de módulos más altos de elasticidad que significa frecuencias naturales más altas (Blodgett, 1963).
Varios diseños para minimizar las vibraciones se ilustran en la Figura 5.9.
Soldar el final de un miembro rígido, reduce la amplitud en un 80% sobre un
miembro soportado simple. Maquinar barrenos en un panel de refuerzo (b),
reduce el área e incrementa la frecuencia natural del panel. Colocar una
pestaña a lo largo del panel (c), incrementa su refuerzo y su frecuencia natural.
Secciones cercanas o brazos diagonales (d), incrementa la frecuencia y reduce
el ángulo de vibración. Pequeños refuerzos soldados (e), incrementan la
frecuencia natural y, cuando son colocados a 45°, agregan resistencia a la
torsión, de acuerdo con Blodgett (1963).
Figura 5.9, Algunas ideas de diseño para el control de vibraciones (Blodgett, 1963).
62
5.3 . Diseño para cargas por torsión
La carga torsional es la aplicación de una fuerza que tiende a causar que el
miembro gire alrededor de su eje estructural. La torsión es usualmente referida
en términos de momento torsional o torque (T), es básicamente el producto de
una fuerza externa aplicada y el momento o fuerza de brazo, Blodgett (1963). El
momento es la distancia de la línea del centro de rotación a la línea de fuerza y
perpendicular a ella. La deflexión principal causada por torsión es medida por
un ángulo de giro.
Para mejorar la resistencia torsional, el elemento es diseñado asumiendo
que la base debe ser soportada en cada uno de sus extremos y también es
soportado a lo largo de toda su longitud sobre una buena cimentación. El acero,
en formas estructurales roladas o secciones construidas, es muy eficiente para
resistir la torsión, de acuerdo con Blodgett (1963).
Cuando una viga de hierro vaciado (Figura 5.10 A), es reemplazada con
una viga de acero (Figura 5.10 B), el peso por pie se reduce, en este ejemplo
de 122.5 a 96.9 lbs., para alcanzar la misma resistencia torsional. Usando un
acero aproximado a una sección cúbica (C), el peso puede ser mucho más
reducido a 25.5 lb/ft, una reducción en peso de aproximadamente 80%.
Figura 5.10. Comparación entre una viga de hierro vaciado (A), una de acero soldado (B) y una viga cuadrada soldada (C) (Blodgett, 1963).
63
Se presentan tres reglas básicas para el diseño de elementos de maquinaria,
de acuerdo con Blodgett, 1963:
1. Usar secciones cerradas donde sea posible.
2. Usar refuerzos diagonales.
3. Hacer rígidas las conexiones finales.
Cuando una flecha redonda está sometida a giro o momento torsional, el
esfuerzo cortante resultante en la flecha es, de acuerdo con Blodgett (1963):
J
Tc
Donde: Esfuerzo cortante (psi)
c Distancia a partir del centro de la sección a la fibra más alejada (in)
T Torque, pulg-lbs.
J Momento polar de inercia de la sección, in4.
III yx 2
El giro angular de una flecha redonda es:
JE
TL
s
Donde: Giro angular total de la flecha, en radianes.
L Longitud de la flecha en pulgadas.
sE Módulo de elasticidad en esfuerzo cortante.
Si se interesa en mantener el momento torsional dentro de los límites
elásticos del material.
Donde se requiere resistencia torsional de una flecha redonda, el módulo de
la sección polar es J/c, y el torque permitido está dado por:
c
JT u
Donde: T Torque permitido
c
JMódulo polar de la sección
u Resistencia última cortante
64
Las tres fórmulas anteriores sólo son aplicables para sólidos redondos o
flechas redondas tubulares.
En cuanto a la resistencia torsional (R)-factor de esfuerzo, se han
establecido para varias secciones estándar y proporcionan soluciones más
fiables a problemas de rigidez torsional, y sus valores son expresados en
pulgadas a la cuarta.
En la Tabla 5.2, se muestran los resultados para la resistencia torsional de
elementos reforzados diagonalmente, de acuerdo con Blodgett (1963).
Tabla 5.2, Propiedades torsionales de dos tipos de arreglos (Blodgett, 1963). Sección R-Resistencia torsional (para acero)
Refuerzo único
R=3.54I
Refuerzo doble
R=10.6I
Después de que todos los valores R, de todas las áreas en la sección
construida hayan sido sumadas juntas, su suma es insertada en la siguiente
fórmula:
RE
TL
s
El torque (T), en in-lb debe ser obtenido a partir de una de las fórmulas en la
Tabla 5.3, o por:
PeT
Donde: P Fuerza aplicada (lb) e Brazo de palanca de la fuerza (la distancia perpendicular a partir del centro de
rotación a la línea de fuerza)
65
Tabla 5.3. Fórmulas para la determinación segura del torque bajo varias condiciones (Blodgett, 1963).
Basado en carga tangencial:
PeT
Basado en los caballos de fuerza transmitidos:
RPM
xHPT
63030
Basado en la resistencia de la flecha:
2
4
1
4
2 )(19635.0
d
ddST s
Basado en la seguridad de giro de la flecha (0.08°/ft)
)(137 4
1
4
2 ddT
Basado en el tamaño de la pierna de una soldadura en filete alrededor de la flecha o eje.
44)(3781
ddd
T
Basado en el tamaño de una soldadura a tope alrededor del centro:
tdT 220420
Donde:
HP Caballos de poder.
RPM Revoluciones por minuto.
En el análisis de resistencia de una estructura armada contra la torsión, se
considera el torque aplicado en tanto dos fuerzas en la forma de un par en cada
extremo de la estructura.
De esta forma, se puede ver que esas mismas fuerzas aplican un torque
transversal a la estructura en forma longitudinal también.
Esto ayuda a mostrar que la resistencia total contra la torsión es la suma
de la resistencia de todos los miembros, tanto longitudinal como transversal.
Cuando una fuerza vertical ( LP ) aplicada en la esquina alcanza el valor
apropiado, la estructura se flexionará verticalmente la distancia dada ( ) y cada
miembro longitudinal girará ( L ). El mismo análisis separado es también hecho
de los miembros transversales, de acuerdo con Blodgett (1963).
Por observación se encontró:
LW TL
66
Entonces:
WL
y
TT
Usando la fórmula común para giro angular:
LLS
LL
RnE
LT y
TTS
TT
RnE
WT
Y combinando esto:
LLS
L
RnE
LT
W
y
TTS
T
RnE
WT
L
Entonces:
WL
RnET LLs
L
y
WL
RnET TTs
T
A partir de que el torque aplicado es:
WPT LL y LPT TT
W
TP L
L y L
TP T
T
Y combinando esto:
LW
RnEP LLS
L 2
y
2WL
RnEP TTS
T
La fuerza externa (P) aplicada en la esquina es la suma de esas dos fuerzas PL
y PT:
22 WL
RnE
W
RnEPPP TTsLLs
TL
L
Rn
W
RnE
PLW
TTLLs
1
Donde:
L Longitud de la estructura completa (in) Tn Número de miembros longitudinales
W Ancho de la estructura completa (in) P Carga aplicada en las esquinas (lb)
LR Resistencia torsional del miembro
longitudinal (in4)
sE Módulo de elasticidad en cortante (psi)
TR Resistencia torsional del miembro
transversal (in4)
Deflexión vertical (in)
Ln Número de miembros longitudinales
67
Tabla 5.4. Resistencia torsional de una estructura y varias secciones (Blodgett, 1963).
Deflexión de una estructura bajo carga torsional
L
Rn
W
RnE
PLW
TTLLs
1
Resistencia torsional
3
3btR
3
)( 3tdbR
3
2 3
2
2
1 dtbtR
db
dtbR
222
2
1
2
1
2
1
2
1 )()(2
ttdtbt
tdtbttR
Se puede ver que el torque en un miembro dado es realmente producido
por la fuerza transversal aplicada por los miembros transversales ligados a
ellos. Esas mismas fuerzas someten a flexión los miembros cruzados. Los dos
principales esfuerzos sobre un miembro bajo carga torsional, son (1) esfuerzo
cortante transversal y (2) esfuerzo cortante longitudinal, de acuerdo con
Blodgett (1963).
Esos dos esfuerzos se combinan para producir tensión diagonal y esfuerzos
de compresión, los cuales están a su máximo en 45°. A 45° los esfuerzos
cortantes transversal y longitudinal cancelan uno al otro. Por lo tanto, no hay
esfuerzo de giro o acción sobre el miembro diagonal colocada a 45° a la
estructura.
68
En una estructura hecha de miembros planos, el esfuerzo cortante
transversal causa que el miembro longitudinal gire. El esfuerzo cortante
longitudinal causa que los refuerzos transversales y el miembro giren.
En un miembro diagonal a 45° del eje de giro, las componentes del esfuerzo
cortante longitudinal y transversal son opuestas en dirección y se cancelan,
pero en línea con este miembro se combinan para producir tensiones
diagonales y esfuerzos de compresión los cuales tienden a causar más torsión
que giro, como se muestra en la Figura 5.11.
Figura 5.11, Causa de torsión, a) Miembros longitudinales y miembros transversales sometidos a giro por esfuerzo cortante. B) No hay acción de giro en miembros diagonales a 45°, se cancelan las componentes del esfuerzo cortante. Sólo hay tensión diagonal y compresión (Blodgett, 1963).
Las dos bases, en la Figura 5.12, se comportan del mismo modo cuando
son cubiertas por un panel superior. Tienen aproximadamente la misma
resistencia al giro, pero la de la derecha pesa 40% de la otra y por lo tanto su
precio es menor, la razón para que esto suceda es el refuerzo diagonal.
Figura 5.12, Optimización estructural, a) Estructura fabricada con placa de 1 pulgada, con refuerzos transversales, b) estructura fabricada con placa de 3/8 pulgada, con refuerzos diagonales (Blodgett, 1963).
69
Es importante que los miembros diagonales con un alto momento de inercia
que proporcione suficiente rigidez para no fallar bajo cargas torsionales
severas. El refuerzo diagonal no está sujeto a ninguna acción de giro, no es
necesario usar una sección cúbica cerrada. Una indicación aproximada del giro
angular de una estructura usando doble refuerzo diagonal puede ser hecha por
el siguiente procedimiento, de acuerdo con Blodgett (1963). Aquí cada refuerzo
es asumido como una viga.
EI
YF
48
)2( 3
(Soporte simple)
EIL
FY
LL
12
2
2
12
3
Sabemos que: FLT , entonces, L
TF
2
3
6EIL
TY
Sabemos que: LY 2
EI
TL
EIL
LT
3
2
6
)2(2
33
También RE
TL
s
por lo tanto RE
TL
EI
TL
s
3
2
Y IE
EIR
s
3.52
3 61030xE y 61012xEs
Cuando los extremos de la estructura son fijos, IR 2.21
Para estructuras usuales, se sugiere lo siguiente:
IR 6.10
Por lo tanto para un refuerzo de doble diagonal se usa IR 6.10 y se
sustituye este valor en la fórmula estándar para obtener el giro angular de la
estructura en radianes:
RE
TL
s
70
Cuando un miembro que tiene una sección abierta es girado, la sección
transversal se comba, como se muestra en la Figura 5.13b, si el extremo del
miembro está libre. Las pestañas que describen una curva hacia fuera,
permitiendo al miembro girar más. Si los extremos de las pestañas pueden
fijarse en el plano en relación uno del otro, este giro se prevendrá, de acuerdo
con Blodgett (1963).
El método más simple para fijar las pestañas de un perfil es soldar el
extremo del miembro al miembro que está soportando como en la Figura 5.13d,
si el miembro que soporta, no tiene el suficiente espesor, ni la suficiente rigidez,
entonces una placa cuadrada y delgada debe ser soldada a las dos pestañas
en el extremo del miembro como se muestra en la Figura 5.13e, otro opción es
usar refuerzos diagonales como se observa en 5.13f.
Figura 5.13. Diferentes formas de contrarrestar la torsión de miembros con carga en el extremo (Blodgett, 1963).
La analogía de la membrana es un método útil para entender el
comportamiento de secciones abiertas cuando son sometidas a torsión. Se
perforan orificios en una placa delgada haciendo el bosquejo de varias
secciones formadas. Un material membrana, tal como una película de jabón se
extiende sobre la superficie abierta y se aplica aire a presión a la película. La
expresión matemática para la inclinación y el volumen de esta membrana,
representa las diferentes secciones transversales que son las mismas que la
expresión para el esfuerzo cortante y la resistencia torsional del miembro real
estudiado. Es a partir de este tipo de análisis que fórmulas para varios tipos de
71
secciones abiertas que son sometidas a torsión han sido desarrolladas y
confirmadas, de acuerdo con Blodgett (1963).
Si varios bosquejos son cortados en la placa delgada y se aplica la misma
presión a cada membrana, ocurre lo siguiente, de acuerdo con Blodgett (1963):
1. Los volúmenes bajo la membrana serán proporcionales a la resistencia
torsional de las secciones correspondientes.
2. La inclinación de la superficie de la membrana en cualquier punto es
proporcional al esfuerzo cortante de la sección en este punto.
3. Una sección estrecha tiene prácticamente la misma resistencia torsional a
pesar de la forma de la sección que es formada en su interior, como se
observa en la Figura 5.14. Para un área dada, el volumen bajo la membrana
permanece igual a pesar de la forma de la sección.
Si es posible determinar la resistencia torsional de las secciones
comparándolas con un círculo estándar sobre esta misma placa de prueba
cuya resistencia torsional puede fácilmente ser calculada, de acuerdo con
Blodgett (1963).
(a) (b) (c)
(d) (e)
Figura 5.14. Membranas de diferentes secciones, para encontrar su resistencia torsional (Blodgett, 1963).
72
CAPÍTULO 6
DISEÑO DIMENSIONAL
6.1. Control dimensional
El sobre-diseño es un error común, que da como resultado la sobre-
soldadura en producción. El saber determinar un tamaño adecuado de
soldadura es muy importante, el control del tamaño de la soldadura comienza
con el diseño, y debe mantenerse en el ensamble y las operaciones de
soldadura. La siguiente es una guía básica para el control del tamaño de la
soldadura, de acuerdo con American Welding Society, (2001):
1. La soldadura de filete es importante porque en tanto éste aumenta, el área
de la sección transversal aumenta al cuadrado.
2. En resistencia equivalente, una soldadura de filete continua es menos
costosa que una soldadura de filete intermitente de tamaño más grande. Las
soldaduras de filete continuas también tienen menos terminaciones, las
cuales son potenciales sitios de discontinuidades.
3. Una soldadura de filete intermitente puede ser usada en lugar de una
continua de tamaño mínimo, cuando las condiciones lo permitan. Aunque se
73
debe tener en cuenta que tienen un bajo rango de esfuerzos permisibles
para carga cíclica.
4. El tamaño de la soldadura no debe ser más grande que el requerido para la
resistencia de la pieza de trabajo más delgada basada sobre la carga.
5. Los refuerzos deben ser limitados para prevenir distorsión fuera del plano.
6. La cantidad de soldadura debe ser mínima para limitar la distorsión y los
esfuerzos residuales, así minimizar la necesidad del relevado de esfuerzos
y enderezado.
Por ejemplo, American Welding Society (2001), hace una comparación del
comportamiento de unas soldaduras de resistencia total y resistencia parcial
hechas en acero ASTM A514 templado y revenido, se muestra en la Figura 6.1.
La soldadura con resistencia completa es transversal a la carga de tensión,
mientras que la resistencia de penetración parcial es paralela a la carga de
tensión. Como se muestra en la Figura 6.1(A), la placa, la cual tiene una
resistencia a la tensión de 110,000 psi (760 MPa), es soldada con E11018 para
producir una soldadura de resistencia completa. Cuando los esfuerzos son
paralelos al eje de la soldadura, como en la Figura 6.1 (B), una soldadura hecha
con un E7018 es adecuada, siempre y cuando transmita cualquier carga
cortante.
En uniones soldadas de resistencia completa, la placa y el metal soldado
tienen resistencia equivalente. Su comportamiento bajo carga se muestra por la
curva de esfuerzo-deformación en la Figura 6.1(A). Si una prueba de carga
transversalmente soldada fuera tensionada, es probable que la falla tomara
lugar en la placa, debido a su resistencia ligeramente menor, de acuerdo con
American Welding Society (2001).
En uniones soldadas de más baja resistencia cargadas axialmente, tales
como las ilustradas en la Figura 6.1 (B). En tanto el elemento es cargado, la
tensión incrementa de 1 a 2, en la gráfica de esfuerzo-carga con un
correspondiente incremento en el esfuerzo en la placa y en la soldadura de 1 a
3. En este punto el metal soldado E7018 ha alcanzado su esfuerzo de cedencia.
74
La carga se incrementa a 4. La soldadura es tensionada mas allá de su
esfuerzo de cedencia en 5, y en este punto fluye plásticamente. Aunque la
deformación plástica es controlada y limitada por el metal base, el cual es aún
elástico. Por otro lado, el esfuerzo en la placa está aún por debajo de su
esfuerzo de cedencia en 6. Con más carga, se alcanza el punto 7, en este
punto la ductilidad de la placa se terminará. La placa fallará primero debido a
que el metal de la soldadura tiene una ductilidad más grande. La soldadura no
fallará hasta que la carga llegue a 8. La figura 6.1, ilustra el hecho de que a
70,000 psi la soldadura tiene suficiente resistencia para soportar una carga axial
debido a que sólo soporta una pequeña porción de la carga axial total sobre el
elemento soldado completo, como lo indica American Welding Society (2001).
Figura 6.1, Características de tensión-carga de soldaduras de resistencia parcial y resistencias completa (American Welding Society, 2001).
Cuando la longitud de una soldadura es más grande que su garganta
efectiva, la soldadura puede ser asumida como una línea que tiene una longitud
75
y configuración en lugar de un área. El tamaño apropiado de la soldadura
requerida para la resistencia puede determinarse usando este concepto.
Cuando la soldadura es tratada como una línea, las propiedades de una
conexión soldada pueden ser sustituidas en las ecuaciones de diseño estándar
usadas para el tipo particular de carga, como se muestra en la Tabla 6.1, como
lo indica American Welding Society (2001).
Los problemas que involucran cargas que generan torsión y flexión pueden
manejarse tratando las cargas unitarias como vectores y sumando los vectores.
La resistencia real de las conexiones soldadas en las que la carga externa no
pasa a través del centro de la soldadura requiere el uso de un enfoque más
complejo, de acuerdo con American Welding Society (2001).
Este método asume que cuando una carga excéntrica es aplicada en
rotación y traslación entre las partes soldadas. El centro de rotación no es
alrededor del centro de gravedad del grupo de soldaduras. Al contrario, es
alrededor del centro que es dependiente de la magnitud relativa de las
reacciones cortante y el momento, la geometría de las soldaduras, y las
deformaciones de las longitudes incrementalmente cargadas de la soldadura.
Para conexiones no simétricas mostradas en la Tabla 6.1, las fuerzas de flexión
máximas están en la parte superior de la conexión, como lo indica American
Welding Society (2001).
Si más de una fuerza es aplicada a la soldadura, las fuerzas unitarias son
combinadas vectorialmente. Todas las fuerzas que son combinadas deben ser
establecidas como vector en una localización común. El tamaño de la soldadura
se encuentra dividiendo la fuerza unitaria resultante en la soldadura entre la
resistencia de diseño. Los pasos para aplicar este método se presentan a
continuación, señalado por American Welding Society, 2001:
1. Encontrar la posición en las conexiones soldadas donde las fuerzas unitarias
combinadas están al máximo. Más de una combinación podría estar presente.
2. Encontrar el valor de cada una de las fuerzas unitarias en esta posición.
3. Seleccionar la ecuación apropiada a partir de la Tabla 6.1 para encontrar la
fuerza unitaria.
76
4. Combinar vectorialmente todas las fuerzas unitarias actuantes.
5. Determinar el tamaño de garganta efectivo requerido dividiendo la fuerza
unitaria total entre el esfuerzo permisible en la soldadura.
Tabla 6.1, Ecuaciones para el cálculo de fuerza por unidad de longitud. (American Welding Society, 2001)
Tipo de carga Ecuaciones estándar por
unidad de esfuerzo Ecuaciones para la fuerza por
unidad de longitud
Tensión o compresión )(MPaKsiA
P )/.(/ mmNinlb
L
Pf
W
(1)
Cortante vertical )(MpaKsiA
V )/.(/. mmNinin
L
Vf
W
(2)
Flexión )(MpaKsiI
Mc
S
M )/.(/ mmNinlb
l
Mc
S
Mf
WW
(3)
Torsión )(MpaKsiJ
Tc )/.(/ mmNinlb
J
Tcf
W
(4)
Donde: = esfuerzo normal, ksi(MPa) I = momento de inercia, in
4(mm
4)
P =Fuerza aplicada, kips(kN) WS
= Modulo de sección de una línea de soldada, in
4 (mm
4)
A =Área total de la sección transversal, in
2.(mm
2)
WI
=Momento de inercia de una línea soldada, in
4/in(mm
4/mm)
f =Fuerza por unidad, kips(kN) T =Torque en la unión soldada, kips in.(kN mm)
WL
=Longitud total de la línea de soldadura, in.(mm)
C
=Distancia desde el eje neutral a las fibras extremas de las línea de soldadura, in (mm)
=Esfuerzo cortante, ksi(MPa) J =Momento polar de inercia de un área, in
4
(mm)
V =carga cortante vertical, kips(kN) WJ
=Momento polar de inercia de una línea soldada, in
4/in (mm
4/mm)
M =Mómento flector, kips in.(kN mm) S =Módulo de sección de un área, in.4 (mm
4)
Para obtener cargas actualemente se utilizan softwares de simulación. La
mayoría de los paquetes básicos para elemento finito (MEF) son útiles, por
ejemplo se uso COSMOS/M que como con cualquier paquete (MEF) la
exactitud de la estimación depende de la calidad de los modelos para el
análisis, de acuerdo con Weaver (1999).
Las fuerzas sobre las uniones soldadas se determinan usando MEF, las
fuerzas a través de la soldadura se dividen entre el área de la garganta de la
soldadura y comparadas con el esfuerzo cortante permisible del material del
electrodo, como lo indica Weaver (1999).
77
Los beneficios de utilizar este método, de acuerdo con Weaver (1999) son:
*Determinación exacta de la distribución de las cargas.
*Determinación rápida de los requerimientos de la garganta o niveles de
tensión.
* Las cargas de corte incluidas por la no coincidencia de la deflexión lateral
debido a los efectos restauración/Poison se incluyen en las cargas calculadas.
Esas cargas son a menudo ignoradas con el análisis clásico.
*Se dispone una estimación de la ductilidad de la unión con respecto al estado
de la carga estática. Esto ha sido propuesto como una causa de falla no dúctil
de uniones soldadas.
* Y este proceso puede ser altamente automatizado.
Por ejemplo Weaver (1999), en la Figura 6.2 se describe una unión cargada
vertical y horizontalmente. La Figura 6.3 muestra el detalle de fabricación del
soporte donde el tamaño del filete soldado por ambos lados es “S” esta unión
está sujeta a torsión, tensión y esfuerzo cortante.
Figura 6.2. Descripción de las cargas en el soporte (Weaver, 1999).
Figura 6.3. Detalle de fabricación del soporte en “T” (Weaver, 1999)
El soporte es fabricado de ASTM A-36 y soldado con E60XX, el factor de
seguridad es 3.0, El esfuerzo cortante permisible usado en la garganta es
13.2Ksi. Se determina el tamaño de soldadura S, que resulte en un esfuerzo
máximo de la garanta de 13.2Ksi.
La Figura 6.4 muestra un modelo con elemento finito de la unión en “T”, y
en la Figura 6.5 se muestran los resultados de esfuerzos para el ensamble,
estos esfuerzos están basados en el promedio calculado en ambas partes de la
78
unión, estos esfuerzos son ilógicamente bajos en la parte 1 e ilógicamente altos
en la parte 2 debido a que: Los valores de los esfuerzos nodales son calculadas
como los esfuerzos promedio de todos los elementos en contacto con cada
nodo. Para identificar los esfuerzos (y cargas) en una parte en una
discontinuidad, los esfuerzos deben ser calculados para un lado de la
discontinuidad activando los resultados para el área de interés únicamente.
Los pasos aplicados son, de acuerdo con Weaver (1999):
1. Enlistar en un archivo los esfuerzos de tensión en cada nodo para los
esfuerzos superiores e inferiores.
2. Extraer los resultados de esfuerzos de tracción para las cargas
transmitidas a lo largo de la unión soldada en cada nodo para ambas caras del
elemento.
3. A partir de los esfuerzos de tracción y el espesor, resolver para la carga
normal, carga de flexión y de esfuerzo cortante.
4. A partir de las fórmulas apropiadas para la unión soldada y el nivel de
esfuerzo deseado, resolver los requerimientos de tamaño de la garganta.
Esta forma de diseño está basada en el comportamiento elástico
únicamente. Dependiendo del modo de falla esperado y la definición de la falla,
el análisis elástico es un modelo razonable o es conservador (en términos de
esfuerzo de ruptura), de acuerdo con Weaver (1999).
Figura 6.4, Modelo con elemento finito del soporte en “T” (Weaver, 1999).
Figura 6.5, Gráfica de resultados de esfuerzos Von Mises para el soporte completo (Weaver, 1999).
79
Una vez teniendo todo el diseño de la unión, se debe tener un proceso
capaz de generar dicha geometría de la unión, con las características de diseño
que se pensaron durante el proceso de diseño, y para esto, en años recientes,
modelos de varios procesos de soldadura se han desarrollado, con respecto a
cálculos de la geometría, índices de enfriamiento y otros atributos tales como la
composición de las fases, estructuras de grano e inclusiones, como lo indica
Debroy (2007).
Aunque sus aplicaciones han sido bastante limitadas:
1. Porque los modelos requieren una cantidad significativamente alta de
tiempo de cálculo.
2. Porque son diseñados a temperaturas calculadas y velocidades para
parámetros dados de variables de soldadura.
En otras palabras ellos no pueden predecir las variables necesarias para
alcanzar una geometría deseada u otros atributos de soldadura, como lo indica
Debroy (2007). Los tres principales requerimientos para un modelo con una
apropiada sistemática para encontrar un atributo de la soldadura, tal como una
geometría que está basada sobre principios científicos son, de acuerdo con
Debroy (2007):
1. El modelo debe ser capaz de capturar la mayoría de los procesos físicos,
En este caso, los que ocurren en GMAW.
2. El modelo debe tener una capacidad bidireccional, es decir, a parte de
calcular la forma y el tamaño de la soldadura, debe de tener la capacidad
de una modelación a la inversa.
3. El modelo debe ser apto para determinar varias configuraciones de
variables para lograr una geometría de soldadura deseada dentro de un
tiempo razonable.
Esos métodos usan una técnica punto por punto, donde una solución
imperfecta relativa es modificada en cada iteración a una solución diferente más
apropiada, de acuerdo con Debroy (2007). En el contexto de la soldadura un
(GA) puede buscar sistemáticamente para la combinación múltiple de variables
80
que se establecen para cumplir con las leyes de los fenómenos de la física de la
soldadura y mejorar con las iteraciones, señalado por Debroy (2007).
Recientemente, se han desarrollado modelos fenomenológicos de
soldadura en filete y a tope por GMAW, acoplando un algoritmo-basado
genético para un método tridimensional de flujo de calor y flujo de fluido. Se
mostró que ese método puede predecir combinaciones de múltiples de
variables para alcanzar una geometría deseada, aunque esos modelos son
inadecuados para aplicaciones prácticas, ya que requieren de varios días de
cálculo, indicado por Debroy (2007).
Se usó un modelo de red neuronal utilizando los resultados de un modelo
de transferencia de calor y flujo de fluido. Esta red incluye todas las variables de
soldadura y propiedades del material y proporciona las dimensiones de la
soldadura, los picos de temperatura, velocidades máximas, y los índices de
enfriamiento entre 500°C y 800°C, como lo indica Debroy (2007). Esta red tiene
22 parámetros de entrada que son conectados al plano de salida por 19 nodos
ocultos, como se muestra en la Figura 6.6.
Capa de entradas capa oculta capa de salida
Figura 6.6, Arquitectura de la red neuronal. La salida de la red es la penetración, longitud de pierna o garganta (Debroy, 2007).
Corriente en el arco Voltaje en el arco Velocidad de soldadura Índice de alimentación de alambre Eficiencia del arco Radio del arco Factor de distribución del arco Eficiencia de goteo CTWD Radio del alambre Conductividad térmica efectiva Viscosidad efectiva Densidad Temperatura de solidus Temperatura de liquidus Entalpia del sólido en el punto de fusión Entalpia del líquido en el punto de fusión Calor especifico del sólido Calor especifico del líquido Conductividad térmica del sólido Coeficiente de expansión térmica dγ/dT del material puro
Salida
81
Los algoritmos usaron un método híbrido involucrando algoritmos genéticos
y una técnica de gradiente conjugado para reducir el error, E, entre las salidas
actuales (d) y los valores de predicción (y), de acuerdo con Debroy, 2007.
P
P
o
P
o ydE2)()(
2
1
Donde: P = Número de datos de entrenamiento. o = Número de nodos de salida (uno en este caso).
El algoritmo genético, para alcanzar una geometría de soldadura deseada,
comienza con muchos parámetros iníciales de valores elegidos aleatoriamente
de las cuatro más importantes variables en soldadura: corriente, voltaje,
velocidad de soldadura, y el índice de alimentación del alambre, una búsqueda
global sistemática continua para encontrar parámetros múltiples de valores de
esas cuatro variables que conducen al mínimo error entre las dimensiones
calculadas y las deseadas, reportado por Debroy (2007).
La red neuronal usada fue alimentada y validada con resultados a partir de
una prueba tridimensional numérica de un modelo de transferencia de calor y
flujo de fluido. Se generó una gran base de datos de salida para diferentes
condiciones de soldadura basado sobre el diseño de los experimentos (DOE)
para capturar la correlación entre las variables de soldadura y los atributos de la
soldadura, de acuerdo con Debroy (2007).
Los resultados correspondientes del modelo de flujo de calor y fluido como
se muestra en la Figura 6.7, indicado por Debroy (2007).
Figura 6.7, Salida de prueba 486, 50, y 25, respectivamente; A) penetración, B) garganta, calculada por el modelo de transferencia de calor y el flujo de fluido (eje x) con sus correspondientes valores predichos, C) longitud de pierna. Las líneas diagonales en cada gráfica muestran la línea idealmente. (Debroy, 2007).
82
Los resultados obtenidos para una soldadura de placa de acero A-36
usando argón con 10% de CO2 como gas de protección y alambre sólido de
alimentación de 1.32mm de diámetro. El mecanismo de transferencia fue por
rociado, de acuerdo con Debroy (2007).
Las piezas de trabajo fueron de 450mm de longitud, 108mm de ancho, y
18mm de profundidad. La composición nominal del A-36 es máximo 0.29%C,
0.80-1.2%Mn, 0.04%P, 0.05%S, 0.15-0.3%Si, y el porcentaje restante de Fe. El
modelo de red neuronal proporciona valores correctos de penetración, la
garganta real, y la longitud de pierna para varias combinaciones de variables de
soldadura I, V y U, y wf como se mostró en la Figura 6.7, como lo indica Debroy
(2007).
La efectividad del modelo propuesto fue probada encontrando diferentes
parámetros de variables de la soldadura que proporcionarían una geometría de
soldadura basada sobre principios científicos. La tarea computacional involucra
tres pasos:
1. Seleccionar una geometría de soldadura especificando los valores de
penetración, garganta y longitud de la pierna.
2. Correr el modelo para obtener múltiples combinaciones de las variables de
la soldadura estableciendo que cada una de las características
geométricas, para producir la geometría deseada.
3. Verificar el resultado obtenido.
Los cálculos requirieron menos de 1 minuto en una PC con 3.2GHz, Intel P4
CPU y una memoria 1024Mb PC2700 DDR-SDRAM, indicado por Debroy
(2007).
6.2. Estabilidad dimensional
Posterior a determinar las dimensiones correctas que debe tener el diseño,
es importante que éste sea capaz de mantener esta geometría durante el
83
periodo de vida útil. Como por ejemplo Blodgett (1963), un apropiado relevado
de esfuerzos en elementos soldados lo mantendrán fijo después de ser
maquinado y colocado en servicio.
Cada dimensión de la ingeniería indica que un acero soldado permanecerá
estático en cualquier instante del tiempo, a menos que actúe sobre él una
fuerza aplicada.
Algunos metales, tendrán un continuo incremento en movimiento (lineal)
cuando se tensione durante un período de tiempo. Esto es llamado “Creep
(termo-fluencia)”. Es necesario tensionar el miembro a un valor alto (en el orden
del esfuerzo de cedencia) y también a temperaturas elevadas para alcanzar
este efecto. Esto es indicado por las curvas mostradas en la Figura 6.8, para
aceros de bajo carbono, de acuerdo con Blodgett (1963).
Figura 6.8, Influencia de la temperatura y el esfuerzo sobre el índice de fluencia (Blodgett, 1963).
84
Es posible tener esfuerzos residuales de tensión en el área soldada del
orden del esfuerzo de cedencia del acero. De acuerdo al balance de esos
esfuerzos, siempre habrá algo de áreas sometidas a compresión. Con un
momento (distorsión) suficiente sobre el componente, éste causará un balance
de esfuerzos.
Si una cantidad considerable de material sometido a esfuerzos es
maquinado, el área sometida a tensión o compresión en el área soldada, se
creará un nuevo desbalance de los esfuerzos, como lo indica Blodgett (1963).
Y un movimiento correspondiente del miembro tomará lugar para re-
balancear esos esfuerzos. El resultado en este caso, es que el miembro
gradualmente se moverá en tanto progrese el maquinado. Este movimiento
disminuirá gradualmente con los cortes de maquinado, ver Figura 6.9.
Figura 6.9, Los elementos soldados deben ser tratados con un relevado de esfuerzos previo a cualquier maquinado subsecuente (Blodgett, 1963).
Los elementos soldados deben ser tratados con un relevado de esfuerzos
antes del maquinado. Aunque usualmente esto es realizado por medio de
85
calor, también puede ser acompañado por métodos mecánicos, Algunos
elementos soldados son de hecho “relevados de esfuerzos” golpeándolos, y de
este modo contribuir a la estabilidad dimensional de los elementos soldados, de
acuerdo con Blodgett (1963).
Otro problema algunas veces encontrado es un doblegado longitudinal
debido a la distribución no uniforme de las temperaturas a través de su sección
transversal. Si consideramos la Figura 6.10, la cual representa un elemento
soldado de gran longitud, completamente maquinado y en servicio. Se asume
que la temperatura ambiente se ha incrementado ligeramente y en un instante
la parte superior está un grado más frío que el resto de la sección debido a su
espesor mayor. Esto causará que la parte superior se contraiga, tendiendo a
doblegarse longitudinalmente debido a la fuerza sobre el componente,
reportado por Blodgett (1963).
Figura 6.10, Sección transversal de un elemento soldado de gran longitud (Blodgett, 1963).
Una fuerza externa (P) es aplicada al miembro. En este caso es una fuerza
axial aplicada en los extremos. En la Figura 6.11, se muestran los esfuerzos
resultantes a partir de esta fuerza excéntrica. Aquí el momento de inercia (I) de
la sección transversal completa resistirá esta reacción de doblegado, de
acuerdo con Blodgett (1963).
86
Figura 6.11, Fuerza de compresión aplicada a la pestaña del elemento (Blodgett, 1963).
La fuerza (P) es aplicada por la contracción de la parte superior. En la
Figura 6.12 se observa que no se tiene ninguna acción de resistencia. Aquí el
momento de inercia (I) es a partir de la sección transversal de la sección
restante “T” únicamente. Éste por supuesto tiene un valor mucho menor y como
resultado la “T” tenderá a doblegarse o torcerse más fácilmente que si la fuerza
(P) fuera aplicada externamente, reportado por Blodgett (1963).
Figura 6.12. Efecto de la contracción de la pestaña superior en secciones armadas en
“I” (Blodgett, 1963).
Aplicando una fuerza de tensión axial (P) a la parte superior, jalándola hacia
fuera, mientras se le aplica una fuerza de compresión igual (P) a la de la arista
de la sección “T” para empujarla en donde se encuentren, tal como en la vista
87
inferior de la Figura 6.13, es posible resolver para la fuerza (P) el resultado de
deflexión (Δ) del miembro, de acuerdo con Blodgett (1963).
Figura 6.13, Distribución de temperaturas no uniforme en una viga en I causando
deformación de la viga. En este caso la pestaña superior, estando más fría 1°F que la sección transversal restante, la contracción y la aplicación de una fuerza axial, resulta en deflexión (Blodgett, 1963).
6.3. Conexiones tubulares
Se hace énfasis en las uniones soldadas de secciones huecas, como un
ejemplo representativo de aplicación, por ejemplo, American Welding Society
(2001), Las conexiones tubulares (HSC), tienen la ventaja de minimizar la
deflexión debido a su rigidez comparada con los perfiles estructurales estándar,
varios tipos de conexiones tubulares soldadas, designaciones y nomenclaturas
se muestran en la Figura 6.14.
88
Cuando se trata de tubos con espesores relativamente delgados, el extremo
es parcial o totalmente aplanado, este extremo es recortado en el ángulo
apropiado para empalmar contra el miembro principal donde será soldado. Este
diseño debe ser usado solamente en condiciones de relativamente baja carga,
porque la carga está concentrada en un área cercana al miembro del tubo
principal, de acuerdo con American Welding Society (2001).
En el caso de conexiones en “T” Figura 6.14(c), los miembros deben ser
unidos con sus ejes de 80° a 100°. Para conexiones en “Y” y “K” Figura 6.14(d)
y 6.14(e), se debe usar un ángulo menor de 80°. Los miembros deben ser de
igual o menor tamaño que el miembro principal. El ángulo entre las superficies
exteriores de los tubos adyacentes en un plano perpendicular a la unión (el
ángulo diedro local, ψ), puede variar alrededor de la unión de alrededor de 30°
a 150°. Para dar cabida a esto, el diseño de la unión soldada debe variar
alrededor de la unión para obtener una soldadura con una dimensión adecuada
de garganta, indicado por American Welding Society (2001).
Se sugiere diseños con ranura para uniones con penetración completa y se
presentan cuatro rangos de ángulo diedro, como se observa en la Figura 6.15.
La colocación de anillos de refuerzo es buena medida para aumentar la
rigidez y resistencia de uniones tubulares complicadas. El incremento en el
número de refuerzos puede mejorar la resistencia de la unión, pero es más
importante la posición y efectividad, que el aumento del número de estos. Es
mejor un refuerzo con orificio en el centro para ahorrar material y reducir el peso
muerto, pero el diámetro del orificio no debe ser más grande que la mitad del
diámetro de la cuerda, de acuerdo con Tong, et al. (2008).
Las áreas de las conexiones a las cuales los diseños con ranura de la
Figura 6.15 aplican, se muestran en la Figura 6.16. En la Figura 6.15, la
abertura de raíz especificada, R, o el ancho de la soldadura de respaldo, W,
depende del proceso y el ángulo de la ranura.
La soldadura de respaldo que no sea considerada parte de la garganta,
proporciona una condición de sanidad de la raíz, de acuerdo con American
Welding Society (2001).
89
Figura 6.14. Conexiones tubulares soldadas componentes y nomenclatura.
90
Parámetros Secciones circulares Secciones cuadradas
β rb/R ó db/D b/D
η --- aX/D
γ R/tc D/2tc
τ tb/tc tb/tc
Θ Ángulo entre las líneas de centros
Ψ Ángulo diedro local en un punto dado sobre la unión soldada
C Dimensiones de la esquina medida al punto de tangencia o contacto con un cuadrado colocado 90° sobre la esquina.
Figura 6.14. Conexiones tubulares soldadas, componentes y nomenclatura (continuación) (American Welding Society, 2001).
91
Transición de (c) a (d)
(A) (3) Ψ=180°-135°
(B) (3) Ψ=150°-50°
(C) (3) Ψ=75°-30°
(D) (3) Ψ=37-1/2°-15°
(ω)E
xtr
em
o
de
la p
repara
ció
n
Max 90° 90° (a)
Min 45° 10° o 45° para Ψ>105°
10°
Fija
ció
n o
apert
ura
de r
aíz
(R
)
Max FCAW SMAW
(1)
3/16 in. (5mm)
GMAW FCAW
(2)
3/16 in. (5mm)
FCAW SMAW
(1)
1/4 in. (6mm)
GMAW FCAW
(2) 1/4 in. (6mm) Para
Φ>45° 5/16 in. (8mm) para
Φ≤45°
FCAW SMAW
(1)
W máx. (b)
Φ
1/8 in. 3/16 in.
22-1/2°-37-1/2° 15°-20-1/2°
Min 1/16 in. Sin
mínimo para
Φ>90°
1/16 in. Sin
mínimo para
Φ>120°
1/16 in. 1/16in. GMAW FCAW
(2)
1/8 in. 1/4 in. 3/8 in. 1/2 in.
30°-37-1/2° 25°-30° 20°-25° 15°-20°
Ángulo
com
pre
ndid
o
en la u
nió
n Φ
Max 60° para ψ≤105° 37-1/2° Si se usa mas (B)
min 37-1/2° Si se usa menos
(C)
1/2ψ
Sold
adura
te
rmin
ada
T ≥ tb
L ≥ t/sen ψ pero no necesita exceder
1.75t
≥t para ψ>90° ≥t/senψ para ψ≤90°
≥t/senψ pero no necesita exceder 1.75t
La soldadura debe ser construida para cumplir
con esto
≥2tb
(a) De otro modo como sea necesario para obtener Φ requerido.
(b) Los pases iníciales de respaldo son ignorados hasta que el espesor de la ranura (W) es suficiente para asegurar la sanidad de la soldadura; el espesor necesario de la ranura soldada (W) es proporcionada por el respaldo. Notas:
1. Los detalles de la raíz aplican para SMAW y FCAW (auto protegidos) 2. Los detalles de la raíz aplican para GMAW (transferencia por corto circuito y FCAW [protegido por gas]). 3. Ver la figura 5.43 para localizaciones en conexiones tubulares.
Figura 6.15. Diseños de uniones con penetración completa en simple T, K y Y (American Welding Society, 2001).
92
Figura 6.16. Localizaciones de los diseños de soldadura con ranura con penetración completa en conexiones tubulares: (A) Secciones circulares; (B) Secciones cuadradas; (C) Conexiones cuadradas coincidentes (American Welding Society, 2001).
Los diseños con ranura sugeridos para soldaduras con penetración parcial
para conexiones circulares y cuadradas se muestran en la Figura 6.17.
1. t = Espesor de la sección más delgada.
2. Bisel para arista excepto en zonas de transición y talón 3. Apertura de raíz: 0in. a 3/16in. 4. No precalificado por debajo de 30°.
5. Tamaño de la soldadura (garganta efectiva) tW≥t; revisar factor de perdida, Z. 6. Los cálculos por AWS D1.1:2004, sección 2.40.1.3, se deben hacer para una pierna menor que 1.5t. 7. Para secciones cuadradas, la penetración de la unión para transiciones debe ser suave. La soldadura debe ser
continua en las esquinas, con las esquinas formadas y todos los inicios y fines con caras planas. 8. W.P. = Punto de trabajo
Figura 6.17, Diseño de uniones para uniones con penetración parcial con ranura en conexiones tubulares simple T, K y Y (American Welding Society, 2001).
93
Se debe tener cierta tolerancia para la fusión incompleta en la garganta de
las soldaduras con ranura con penetración parcial.
Esto se denomina el factor de pérdida, se asegura que la garganta real de
la soldadura no sea más pequeña que la especificada por los requerimientos de
diseño.
El factor de pérdida Z, se muestra en la Tabla 6.2, para varios ángulos
diedros y procesos de soldadura.
Tabla 6.2, Factores de perdida para fusión incompleta en la raíz de soldaduras con ranura con penetración parcial (American Welding Society, 2001).
Ángulo de Ranura, Φ
Proceso de soldadura (V o OH)
Factor de perdida, Z Proceso de soldadura (H o F)
Factor de perdida, Z
in. mm in. Mm
Φ≥60° SMAW 0 0 SMAW 0 0
FCAW-S 0 0 FCAW-S 0 0
FCAW-G 0 0 FCAW-G 0 0
GMAW N/A N/A GMAW 0 0
GMAW-S 0 0 GMAW-S 0 0 60°> Φ≥45° SMAW 1/8 3 SMAW 1/8 3
FCAW-S 1/8 3 FCAW-S 0 0
FCAW-G 1/8 3 FCAW-G 0 0
GMAW N/A N/A GMAW 0 0
GMAW-S 1/8 3 GMAW-S 1/8 3 45°>Φ≥30° SMAW 1/4 6 SMAW 1/4 6
FCAW-S 1/4 6 FCAW-S 1/8 3
FCAW-G 3/8 10 FCAW-G 1/4 6
GMAW N/A N/A GMAW 1/4 6
GMAW-S 3/8 10 GMAW-S 1/4 6 FCAW-S= soldadura con arco con relleno de fundente autoprotegido; GMAW=Soldadura con arco gas metal por transferencia globular o por roció; FCAW-G=Soldadura con arco con relleno de fundente protegido por gas; GMAW -S=Soldadura con arco gas metal por transferencia por corto circuito.
V=posición vertical, OH=posición sobre-cabeza, H=posición horizontal, F=posición plana. N/A=no aplicable.
Los detalles de soldadura de filete sugeridos para conexiones en T-, K- y Y-
en tubos en la Figura 6.18. Están limitadas por β≤0.33 para secciones circulares
y β≤0.8 para secciones cuadradas.
El esfuerzo permisible recomendado en la garganta efectiva de las
soldaduras con ranura con penetración parcial y de filete en acero T-,K- y Y- es
de 30% de la resistencia a la tensión, de acuerdo con American Welding
Society (2001).
94
Notas: 1. t=espesor de la parte más delgada 2. L ≤ t 3. Apertura de raíz = 0in. a 3/16 in. 4. Φ = 15° 5. Β ≤ 0.33 para secciones circulares y 0.8 para secciones cuadradas
Figura 6.18, Detalles de soldadura de filete para conexiones T-, K- y Y- (American Welding Society, 2001).
Una conexión tubular está limitada en resistencia por cuatro factores, de
acuerdo con American Welding Society (2001), que se describen brevemente a
continuación:
6.3.1. Falla local: Cuando una conexión circular o escalonada T-, K- o Y-
es hecha por soldadura simple, el esfuerzo local en la superficie de falla
potencial a través de la pared del miembro potencial puede limitar la resistencia.
La situación del esfuerzo localizado real es más complejo que un simple
esfuerzo cortante. El término empuje de cizallamiento (punching shear) describe
una condición de falla local en la cual el miembro principal falla adyacente a la
soldadura sometida a corte. El método usado para determinar el esfuerzo
cortante de empuje en el miembro principal se presenta en el código de
soldadura estructural-acero, ANSI-AWS D1.1, 2004, indicado por American
Welding Society (2001).
95
El empuje cortante causado por la fuerza axial y cualquier momento de
flexión en el miembro ramificado debe determinarse y compararse con el
esfuerzo cortante de empuje permisible. El área efectiva y la longitud de la
soldadura, como en sus módulos de sección, deben ser determinadas para
tratar la fuerza axial y el momento flector sobre la unión. Esas propiedades de la
unión son tomadas en cuenta en los cálculos de esfuerzo y fuerza, de acuerdo
con American Welding Society (2001).
6.3.2. Distribución no uniforme de la carga: Algo de flexión del miembro
podría causar una distribución no uniforme de la fuerza aplicada a la soldadura.
Como resultado, algo de la cedencia y la redistribución de esfuerzos podría
tomar lugar en la conexión para alcanzar la carga de diseño. Para esto la
soldadura y su resistencia última en las diferentes conexiones debe ser capaz
de desarrollar el menor esfuerzo de cedencia sobre el miembro ramificado o el
esfuerzo cortante de empuje último sobre el área. Esas condiciones son
ilustradas en la Figura 6.19, reportado por American Welding Society (2001).
Como se muestra en la figura 6.19(A), la resistencia de ruptura última de
soldaduras de filete y soldaduras con ranura con penetración parcial son
calculadas en 2.67 veces el esfuerzo permisible básico para 60ksi y 70 ksi de
resistencia a la tensión del metal soldado, y en 2.2 veces para metales soldados
con una resistencia más alta, de acuerdo con American Welding Society (2001).
La fuerza unitaria en la soldadura a partir del miembro ramificado en su
esfuerzo de cedencia, Figura 6.19 (B) es como sigue, de acuerdo con American
Welding Society (2001):
bytf 1
Donde:
1f = fuerza unitaria, lb/in. (N/mm)
y = esfuerzo de cedencia del miembro ramificado, psi (MPa)
bt = espesor del miembro ramificado, in (mm)
La fuerza cortante última sobre el área cortante del miembro principal,
mostrado en la Figura 6.15 (C), es como sigue, indicado por American Welding
Society (2001):
96
tf a8.12
Donde:
2f = Fuerza cortante unitaria ultima normal a la soldadura, lb/in. (N/mm)
a = Esfuerzo cortante permisible, psi (MPa); y
t = Espesor del miembro principal, in. (mm)
La fuerza cortante unitaria por pulgada sobre la soldadura es como sigue, de
acuerdo con American Welding Society (2001):
sen
t
sen
ff a8.12
3
Donde:
3f = Fuerza cortante unitaria por pulgada (mm)
2f = cortante unitario normal a la soldadura, lb/in. (N/mm)
= ángulo entre los dos miembros, grados (radianes)
a = esfuerzo cortante permisible, psi (MPa); y
t = espesor del miembro principal, in. (mm)
FW=Resistencia cortante ultima de la conexión soldada, ksi (MPa) f1 = Fuerza unitaria de la soldadura, lb(N)
tb = espesor del miembro ramificado, in. (mm)
Θ = ángulo del miembro ramificado relativo al miembro principal, grados f2 = Fuerza cortante unitaria sobre la soldadura, lb (N)
t = espesor del miembro principal, in. (mm)
f3 = Fuerza unitaria en la dirección del miembro ramificado, lb (N)
Figura 6.19, Cargas sobre las conexiones tubulares soldadas (American Welding Society, 2001).
6.3.3. Colapso general: La resistencia y estabilidad del miembro principal
en una conexión tubular se debe investigar usando la tecnología apropiada y de
97
acuerdo con los códigos de diseño aplicables. El colapso general no debe ser
un factor limitante si:
1. El miembro principal tiene suficiente espesor para resistir el empuje cortante.
2. Este espesor se extiende más allá de los miembros ramificados por una
distancia de al menos una cuarta parte del diámetro del miembro principal, de
acuerdo con American Welding Society (2001).
Los rangos de esfuerzos elásticos son muy significativos para predecir la
resistencia a la fatiga. Para estática, la resistencia a la fractura dúctil, la
definición de falla determina la aplicabilidad del análisis elástico. Para el diseño
donde es significativa la geometría podría causar pérdida de función (como para
la mayoría del equipo mecánico). El análisis elástico es completamente
apropiado y predice con exactitud el punto de cedencia. Para aplicaciones
donde la perdida de función ocurre cuando la capacidad carga-soporte es
perdida, pero una gran deformación plástica puede ser tolerada y puede ser
deseada, como en un diseño contra sismos o estructuras de automóviles, el
análisis elástico con un factor de seguridad contra la resistencia última generará
resultados de esfuerzos conservativos y, es probable, que no se proporcione
una predicción exacta del comportamiento de la estructura, con respecto al
diseño deseado. Con respecto a este último caso, el análisis de plasticidad no
lineal o el uso de factores de resistencia plástica tabulados proporcionan una
mejor predicción del comportamiento, indicado por Weaver (1999).
6.3.4. Fallas a través del espesor: En las conexiones tubulares, la fuerza
se transmite a través del espesor del miembro principal cuando la fuerza axial
sobre el miembro ramificado está sometida a tensión. La ductilidad de los
metales rolados es significativamente más baja en la dirección del espesor que
en las direcciones longitudinal y transversal. Así, un miembro tubular podría
despegarse debido a los esfuerzos de tensión transmitidos a través del espesor,
indicado por American Welding Society (2001).
Para evitar esta condición, un diafragma interior o placas continuas en
combinación con placas tipo escudete o anillos de rigidez, como se mostró en la
98
Figura 6.10, pueden ser usados para conexiones sometidas a grandes
esfuerzos. Para reducir los esfuerzos de tensión a través del espesor, la placa
de diafragma puede penetrar la pared del miembro principal. Las placas
continuas también son usadas para prevenir un pandeo del miembro principal.
La soldadura resultante, en la que el miembro principal se ranura, transfiere
las fuerzas de delaminación a partir del miembro estructural primario al miembro
estructural secundario, de acuerdo con American Welding Society (2001).
En el alcance se mencionó que no se descartaba por completo el tomar en
cuenta el estudio de otros factores diferentes de los esfuerzos y cargas, por lo
que se presenta un estudio donde se encontró que las uniones soldadas en
tubos soldados en espiral tratados térmicamente contienen regiones debilitadas
en la zona de la unión, llamadas capas suaves. Se estudiaron los esfuerzos y la
resistencia en tubos soldados en espiral de gran diámetro sujetos a presión
interna y fuerzas axiales con defectos superficiales que contienen capas
suaves, incluyendo el cálculo de la presión crítica en relación a los radios de las
cargas externas, de acuerdo con Ostsemin (2004).
Por medio de la condición de plasticidad de Mises y considerando que la
longitud no influye en la resistencia. Se realizó un análisis teórico sobre los
efectos de los defectos superficiales sobre la resistencia estática de tubos
soldados en espiral bajo condiciones de carga biaxial, indicado por Ostsemin
(2004). Las expresiones analíticas se derivaron para esfuerzos
circunferenciales críticos, que incorporan los efectos de los defectos
superficiales y el endurecimiento en subcapas suaves. Se derivó una fórmula
para presiones críticas en un tubo soldado en espiral que incorpora la
profundidad de los defectos superficiales, de acuerdo con Ostsemin (2004). Se
encontró que las uniones de CHS soldadas con múltiples ramificaciones son
fiables para la falla dúctil en la cuerda. El área débil está localizada donde las
ramificaciones están sujetas a una fuerza axial, o de una ramificación a tensión
y sus vecinos están sometidos a compresión, o la cuerda y la ramificación
tienen una gran diferencia en diámetros o existe un espaciamiento entre las
ramificaciones, de acuerdo con Tong, et al. (2008).
100
CAPITULO 7
DISCUSIÓN DE RESULTADOS
La IIW (International Institute of Welding, 2003), en el documento IIW-XV-A-
19-2003, formula algunas cuestiones con respecto al diseño de uniones
soldadas, lo que da un enfoque de las áreas de investigación con respecto a
este tema; como por ejemplo:
Si existe alguna relación entre la resistencia de diseño de las soldaduras de
filete y cualquiera de los requerimientos para la ductilidad del metal soldado
depositado o control de calidad, Lo anterior es un punto de vista, que toma un
factor de diseño como la resistencia, y propone cuestionar si ésta tiene alguna
relación con la cantidad de metal depositado para un soldadura de filete con sus
respectivas dimensiones, si esto se pudiera colocar dentro de una relación
matemática, daría como resultado una forma de aportar soldadura con la que se
pudiera controlar la resistencia de acuerdo a las necesidades.
Existe una gran cantidad de información de acuerdo a algunos tipos de
servicios de las uniones, pero aún así existen aplicaciones como la presentada
por Suraj (2008), para la que no existe un código de diseño especifico. Por lo
que la necesidad hace ajustar los códigos más acercados.
101
En el argumento presentado por Weaver (1999), los resultados de su
investigación se concentran en el “cálculo de la carga” en una unión en “T”, para
posteriormente aplicar las fórmulas del código ANSI-AWS, 2004, para calcular
el tamaño de la garganta, pero en realidad no está analizando la unión soldada,
ya que además no menciona qué proceso de soldadura se utiliza, y supone una
pieza única no ensamblada.
Acerca del tema de involucrarse más en el cálculo de uniones y no sólo en
la obtención de las cargas para posteriormente aplicar un código, Hicks (2001)
pone en discusión si hay alguna razón para continuar realizando cálculos
complicados que darían resultados similares a los métodos comunes.
En cuanto a guías o pasos a seguir para el proceso de diseño, se tiene una
gran cantidad de éstas, las principales publicadas por la AWS y Lincoln Electric
Arc Welding Foundation, a partir de éstas se pueden comenzar un análisis
hasta finalizar con la formulación de los pasos a seguir para la ejecución del
proceso.
La mayor parte de las investigación que se realizan hoy en día que se
relacionan con el diseño, están orientadas a cargas por fatiga, tal es su
importancia que existen revistas que en su totalidad hablan sobre
investigaciones sobre fatiga, como por ejemplo: International Journal of Fatigue,
y la IIW tiene la sección XV de sus publicaciones dedicada a fatiga.
Con la información presentada, se conoce más sobre la relación que el
diseño tiene con otras ramas de la aplicación de la técnica, como el control de
calidad o la ciencia de materiales, a la cual se hace referencia principalmente
por los documentos presentados pertenecientes a la IIW, en donde se cuestiona
la influencia de la transición de micro estructura en las zonas de soldadura en la
resistencia de una unión.
Dentro de los cálculos necesarios para determinar las resistencias,
deformación y algunas otras características, se hace énfasis en el uso de
software de simulación, como el usado por Weaver (1999) (Solidworks), los
cuales dan una mayor velocidad para obtener información numérica y grafica, y
102
con ello poder tomar decisiones sobre el diseño. Además de que se tiene una
mayor libertad para realizar iteraciones sobre el diseño.
Dentro de la información presentada acerca de la relación del diseño con la
ejecución, es decir con el proceso de soldadura, Debroy (2007) presenta un
modelo neuronal para tener un control sobre la geometría de la unión, de esta
forma si se tiene una geometría óptima a partir del diseño y que esta pueda
manufacturar a partir del control de las variables en el equipo de soldadura.
103
CAPITULO 8
CASO DE ESTUDIO: ESFUERZOS DE FALLA EN
CONEXIONES ESTRUCTURALES SOLDADAS APLICANDO EL
MÉTODO DE ELEMENTO FINITO
8.1. Especificaciones iniciales
La aplicación se realiza en un modelo dado de un sistema para movimiento
de equipos de perforación en su estructura de soporte (puente grúa), en la
Figura 8.1 se muestra el ensamble general de este sistema. Y en la Figura 8.2
se muestran las dimensiones principales y los componentes, con sus
especificaciones acerca del tipo de material utilizado.
Se realizó un análisis estático, tomando en cuenta que soporta una carga
aproximada de 27 toneladas sobre la barra de carga, la cual está sujeta a un
puente para la transmisión de esta carga a las trabes carril.
104
De los documentos existentes para el diseño de uniones soldadas que
pueden ser aplicados para hallar soldaduras y geometrías sugeridas para este
tipo de estructura, a continuación se enlistan:
*ANSI/AWS D1.1 (Código de soldadura estructural-acero)
*ANSI/AWS D14.1 (Especificación para la soldadura de grúas industriales y otro
tipo de manejo de equipo para el manejo de materiales).
*IIW Doc. XV-1281r1-08, IIW Doc.XV-E-08-375 (Procedimiento de diseño
estático para uniones de secciones huecas soldadas - Recomendaciones).
Figura 8.1. Puente grúa: Ensamble general del sistema para el manejo de equipo de perforación (objeto de estudio).
Los cuatro documentos anteriores fueron mencionados en el Capítulo 2, las
dos primeras pertenecientes a la sociedad americana de soldadura (AWS), y los
dos últimas al Instituto internacional de soldadura (IIW). Además los puntos
mencionados por Blodgett (1963), en su libro también son aplicables al tipo de
estructura.
En cuanto a los materiales, la estructura está fabricada por componentes de
diferentes materiales, en la Tabla 8.1 se muestran las especificaciones del los
materiales de los componentes, correlacionándolos con el plano de la Figura
8.2. Dicha información fue obtenida a partir de estándares ASTM y AISI.
Barra de carga
Trabes carril
105
Figura 8.2, Ensamble general de equipo para manejo de materiales, cotas principales y materiales de partes (Cotas en mm, excepto las indicadas).
106
Tabla 8.1. Propiedades de los materiales utilizados. Elemento -HSB
8in.x8in.x5/16in. -HSB 8in.x6in.x5/16in. -HSB 6in.x4in.x1/4in.
Placa Esp 1in. y Esp.5/16in.
Perno de carga Ø 6in.
Material ASTM A-500 Gr.C ASTM A-36 AISI 9840
Modulo de Young 200GPa 200GPa 200GPa
Modulo de Poison 0.3 0.26 0.29
Densidad 7.85g/cc 7.85g/cc 7.85g/cc
Calor especifico
Resistencia ultima a la tensión
425Mpa
400-550MPa
1105MPa
Resistencia a la tensión, cedencia (yield strength)
345Mpa
250Mpa
695MPa
Modulo de esfuerzo cortante (Shear modulus)
80GPa
79.3GPa 80GPa
Grupo Soldabilidad ANSI/AWS D14.1-05
III II N/A
8.2. Obtención de cargas y reacciones.
Una vez teniendo la información necesaria, se procedió a realizar un
análisis estático utilizando el método de elemento finito, mediante el paquete
“ANSYS launcher” para obtener las reacciones en cada uno de los puntos a lo
largo de la estructura.
Con la información obtenida llegar a una conclusión del tipo de soldadura
adecuada, la información de inicio acerca de la geometría de la estructura sólo
fueron puntos clave y eslabones como se muestran en la Figura 8.3, y que a su
vez están respaldados por una base de datos alimentada previamente con las
geometrías de los elementos cuadrados huecos y sus respectivas propiedades
de materiales.
107
Figura 8.3. Diagrama de cuerpo libre de cargas, apoyos y cotas principales para la descripción de la geometría de la estructura (Cotas en mm).
En la Figura 8.4, se muestra la geometría generada en “ANSYS launcher”,
los puntos 16, 17, 18 y 19, se toman como puntos fijos restringiéndolos en
desplazamiento en todos los ejes X,Y y Z, pero permitiéndoles la posibilidad a
girar, y la carga de 27 toneladas se aplica en en el punto 15 en dirección –Y.
Figura 8.4. Geometría generada en ANSYS, L + número = línea, número = Punto clave.
108
Se mallaron los elementos con un tamaño de malla de 10mm con
elementos cuadráticos, aplicando las propiedades de los materiales a cada uno
de las líneas representando los elementos estructurales. Los resultados
obtenidos en cuanto a las reacciones de las cargas axiales repartidas en los
eslabones a partir de la carga principal son los que se muestran en la figura 8.5,
en los cuatro puntos representativos donde se encuentran uniones soldadas.
Figura 8.5, Nodos; a) En el punto 16, se ubica el nodo 2 y el elemento 208, que se ubica en la línea 21, está sometida a 66217N, con una reacción positiva. b), En el punto clave 2, se ubica el nodo 1, donde se conectan las líneas 21, 1 y 2, en este caso representados por los elementos 9956, 883 y 1, respectivamente. Y se observan sus reacciones. c), En el punto 7, se ubica el nodo 837, se conectan las líneas 2, 3 y 11, representados por los elementos 1423, 1433 y 6743, con sus reacciones. d), En el punto 10, se ubica el nodo 6745, se conectan las líneas 11, 14 y 15, representados por los elementos 7297, 8756 y 11157. con sus reacciones.
a) b)
c) d)
109
Dentro de la información que arroja el tipo de elemento con el que se
mallaron las líneas, se encuentrá las deformaciones, en la Figura 8.6, se ilustra
la deformación máxima en Y(DMX) y los esfuerzos máximo(SMX) y mínimo
(SMN).
Esta información es en valores máximos y mínimos, los cuales sirven de
referencia para reconocer el rango de esfuerzos bajo los cuales estará sujeta la
estructura.
Figura 8.6, Deformación máxima de 2.268mm y los esfuerzos máximos en los cuatro eslabones de apoyo 66218N a tensión, y en los los cuatro eslabones inclinados 73086N a compresión.
8.3. Selección del tipo de soldadura.
Posterior a determinar las reacciones de cada uno de los elementos
estructurales, con el valor de dichas reacciones, se obtiene un valor de
resistencia de unión requerido, así como su geometría, esto de acuerdo a lo
110
sugerido por los documentos mencionados en el punto 8.1, así como las
especificaciones iníciales del diseñador de la estructura, que mencionaban
soldaduras de penetración completa.
Con respecto a los detalles mostrados en la Figura 8.2, y a partir de los
valores mínimos para el diseño según la AWS (American Welding Society,
2001) en “Welding Handbook, vol. 1” mencionado en el capítulo 2 para carga
estática y elementos cuadrados huecos, se deduce la geometría mostrada en la
Figura 8.7. Los detalles 1, 5, 6 y 10, se obtienen de la Figura 6.15 (B), ya que se
trata de uniones con un ángulo diedro entre 150° y 50°. El detalle 7, se obtienen
de la Figura 6.15(C), en este caso el ángulo diedro están entre 180° y 135°.
Para el detalle 8, se obtiene con respecto a la Figura 6.17 (e). Y los detalles 2,
3, 4 y 9 son obtenidos de detalles precalificados de AWS D1.1-Codigo de
soldadura estructural-acero, ya que se trata de detalles comunes no tubulares.
En la Tabla 8.2, se enlistan las características geométricas de cada uno de
las uniones soldadas que están sometidas a carga, de acuerdo con la Figura
8.7 y los resultados mostrados en la Figura 8.5. El detalle 5, se encuentra en
cuatro diferentes lugares, por lo que tiene cuatro diferentes longitudes.
Tabla 8.2, Principales características geométricas de los detalles de uniones soldadas
en el objeto de estudio.
Número de unión Garganta Efectiva
(mm) Longitud Efectiva
(mm) Área Efectiva
(mm2)
1 11.1 508 5638.8
2 5.66 575 3254.5
3 7.9375 711.2 5645.15
4 5.66 711.2 4025.392
5.1 7.9375 120.75 958.45
5.2 7.9375 168.64 1338.58
5.3 7.9375 146.15 1160.065
5.4 7.9375 141.26 1121.25
6 12.6 660.4 8321.04
7 7.9375 203.2 1612.9
8 7.9375 812.8 6451.6
9 5.66 180 1018.8
10 7.9375 203.2 1612.9
Para obtener el área efectiva de una soldadura, según la definición de AWS
en D1.1-2004, Soldadura estructural-acero, El área efectiva debe ser la
garganta efectiva multiplicada por la longitud efectiva.
111
Figura 8.7. Detalles de soldaduras de acuerdo con AWS D1.1-2004, gargantas efectivas, aberturas de raíz y tamaño de pierna (cotas en mm).
112
Dividendo la carga entre el área efectiva que corresponda a cada una de las
uniones analizadas en el tema 8.2, se puede obtener la resistencia requerida de
las uniones soldadas.
Como los detalles 5, 7 y 10 forman parte de una misma unión, se sumaran
sus áreas efectivas al momento de utilizarlas para obtener los valores
requeridos de resistencia.
Tabla 8.3. Requerimientos de resistencia de las uniones soldadas.
Unión Carga Calculada
(N) Área Efectiva
mm2 (m
2)
Resistencia requerida (Pa)
Elemento 9956-nodo 1 HSB 6in.x4in.x1/4in.
2772.9 5638.8 (0.005638) 491´823.3416 ↔
Elemento 833-nodo 1 HSB 8in.x8in.x5/16in.
18880 8321.04 (0.008321) 2´268´947.151 ↔
Elemento 6743-nodo 837 HSB 8in.x8in.x5/16in.
73086 7788.43 (0.007788) 9´383´919.481 →←
Elemento 8756-nodo 6745 HSB 8in.x8in.x5/16in.
28272 6451.6 (0.0064516) 4´382´168.764 →←
Elemento 7297-nodo 6745 HSB 8in.x8in.x5/16in.
73086 7819.86 (0.00782) 9´346´203.13 →←
Y a partir de los requerimientos enlistados en la Tabla 8.3, se podrá realizar
una selección de acuerdo al valor más alto. Y del diseño de la geometría de la
soldadura de la Figura 8.7, la garganta efectiva debe ser incrementada por el
factor de pérdida permisible Z, con respecto con la Tabla 6.2, donde se
selecciona con respecto al ángulo de la ranura Ф, del proceso de soldadura y
de la posición de aplicación.
Para seleccionar el material de aporte de acuerdo al metal base y las
cargas y reacciones encontradas en la sección 8.2, se recurre a la Tabla 8.4,
donde se enlistan combinaciones de metal de aporte-metal base precalificadas,
aquí encontramos que los materiales base A-36 y A-500 Gr.C se encuentran
dentro del mismo grupo.
De la Tabla 8.2, se observa que se tiene una cantidad considerable de
combinaciones posibles, de acuerdo al tipo de proceso y a los tipos de
electrodos.
La resistencia requerida más grande de acuerdo a la Tabla 8.3, es de
9.38MPa (1360.454Psi), por lo que en cuanto a resistencia por parte de la
soldadura, cualquiera de los electrodos sugeridos cumpliría con los
113
requerimientos de carga, se deberán involucrar otros factores para la selección
más fina del electrodo y el proceso, factores que no dependen de la resistencia
deseada.
Tabla 8.4, Combinaciones precalificadas, metal base-metal de aporte. (American Welding Society , 2004)
Gru
po
Especificación de acero
mínimo de cedencia
/resistencia
Rango de Tensión Requerimientos del metal de aporte
Ksi MPa Ksi MPa Proceso Especificación del electrodo
AWS
Clasificación del electrodo
I
ASTM A36 ≤20mm 36 250 58-80 400-550 SMAW A 5.1 E60XX, E70XX
ASTM A53 Gr. B 35 240 60 min 415 min A 5.5 E70XX-X
ASTM A106 Gr. B 35 240 60 min 415 min
ASTM A131 Gr. A, B, CS, D,
DS, E
34 235 58-71 400-490 SAW A 5.17 F6XX-EXXX,F6XX-ECXXX, F7XX-EXXX,F7XX-ECXXX
ASTM A139 Gr. B 35 241 60 min 414 min A 5.23 F7XX-EXXX-XX,
ASTM A381 Gr. Y35 35 240 60 min 414 min F7XX-ECXXX-XX
ASTM A500 Gr. A 33 228 45 min 310 min
Gr. B 42 290 58 min 400 min GMAW A 5.18 ER70S-X, E70C-XC,
Gr. C 46 317 62 min 427 min E70C-XM(Electrodos con el
ASTM A 501 36 250 58 min 400 min Sufijo –GS deben ser exclu-
ASTM A 516 Gr. 55 30 205 55-75 380-515 Idos)
Gr. 60 32 220 60-80 415-550
ASTM A 524 Gr. I 35 240 60-85 415-550 A 5.28 ER70S-XXX, ER70C-XXX
Gr. II 30 205 55-80 380-550
ASTM A 573 Gr. 65 35 240 65-77 450-530 FCAW A5.20 E6XT-X, E6XT-XM,
Gr. 58 32 220 58-71 400-490 E7XT-X, E7XT-XM
ASTM A709 Gr. 36 36 250 58-80 400-550 (Electrodos con el sufijo -2,
ASTM
A1008SS
Gr. 30 30 205 45 min 330 min -2M, -3, -10, -13, -14 y –GS
deben ser excluidos y los
Gr. 33
Tipo 1
33 230 48 min 330 min electrodos con sufijo -11
deben ser excluidos para
Gr. 40 Tipo 1
40 275 52 min 360 min espesores más grandes que 1/2in (12mm).
ASTM A1011SS
Gr. 30 Gr. 33
30 33
205 230
49 min 52 min
340 min 360 min
Gr. 36
tipo 1
36 250 53 min 365 min A5.29 E6XTX-X, E6XT-XM
E7XTX-X, E7XTX-XM
Gr. 40 40 275 55 min 380 min
Gr. 45 45 310 60 min 410 min
API 5L Gr. B 35 240 60 min 410 min
Gr. X42 42 290 60 415
ABS Gr. A, B, D, CS,
DS
58-71 400-490
Gr. E 58-71 400-490
8.4. Simulación para obtención de esfuerzos de falla
Con la información sobre los perfiles geométricos, se realizó la simulación
de las uniones sometidas a la carga utilizando “ANSYS workbench”.
114
Se modelo una cuarta parte de la estructura, tomando en cuenta que la
estructura es simétrica con dos ejes de simetría, y además de que la simulación
fue hecha en software de versión escolar, por lo que el número de nodos
disponibles para modelar es limitado, lo que contribuyó a tomar la decisión de
modelar sólo una cuarta parte de la estructura.
El mallado se realizó de forma automática con los valores predeterminados
dando elementos hexaédricos de 8 nodos(brink), dando un total de 30618
nodos, 15265 elementos, para después realizar un “análisis estructural
estático”, aplicando la carga de 27 toneladas en el centro del perno de carga, y
restringiendo los puntos de apoyo en sus tres ejes X,Y y Z, y las caras
correspondientes a los cortes en los ejes de simetría fueron restringidas a no
moverse en direcciones axiales, es decir, tomando en cuenta que los cortes son
ejes neutros por lo que las piezas no se desplazaran fuera de esos plano.
Las uniones soldadas fueron modeladas de acuerdo a lo visto en la parte
anterior, geometrías obtenidas de ANSI/AWS D14.1-97.
Una limitación en “ANSYS Workbench-escolar” es el utilizar diferentes
materiales, o introducir los valores de los materiales correspondientes a los
reales, así que se tomó como si toda la estructura fuera hecha del mismo
material junto con las uniones soldadas, con módulo de Young de 200GPa, y un
módulo de Poison de 0.3.
La carga se aplicó en Newton, sobre la cara del corte de la barra de carga,
Y se procedió a realizar el análisis estático.
Los resultados obtenidos, son los que se muestran en las Figuras 8.8, En la
grafica correspondiente a la deformación elástica, se puede ver algunos de los
puntos con mayor concentración de esfuerzos, estos dados principalmente en
las áreas donde existen soldaduras.
La deformación total obtenida de la simulación fue de 2.9517 mm como se
muestra en la Figura 8.9, y se dio a la mitad de la barra de carga, esto teniendo
en cuenta que toda la estructura se tomó como un mismo cuerpo de un mismo
material. Esto en la realidad no ocurre, ya que la barra es de un material con
115
una resistencia a la tracción mucho mayor que los demás elementos de la
estructura, incluyendo la soldadura.
Vista superior
Vista frontal
Vista lateral
Figura 8.8, Deformación elástica equivalente, generadas con ANSYS Workbench-académico.
Pero esto no está alejado de la realidad, ya que con el modelo de líneas y
puntos clave en “ANSYS launcher” se obtuvo una deformación total de 2.268 mm.
En cuanto a los esfuerzos máximos obtenidos a partir de esta simulación se
muestran en la Figura 8.10, donde se pueden observar los puntos en donde se
concentra la mayor cantidad de esfuerzos (áreas rojas), como era de esperarse
los concentradores de esfuerzos son los vértices de las geometrías y que
generalmente es donde se encuentran las uniones soldadas, como por ejemplo
en la unión de la sección inclinada con la sección más larga horizontal, como se
aprecia en la vista frontal de la Figura 8.10. Los esfuerzos más grandes
encontrados, se ilustran de mejor forma en las Figuras 8.11, esta información es
útil para tomar una decisión acerca de qué tipo de unión utilizar, y cómo
ejecutar el proceso, ya que por ejemplo, si se sabe que los principales
esfuerzos se generan en las esquinas mostradas, se deben tomar las medidas
116
necesarias para que el inicio del proceso de soldadura no se inicie en dichas
esquinas.
Vista inferior
Vista frontal
Vista lateral
Figura 8.9. Vistas: deformación total, generadas con ANSYS Workbench-versión escolar.
En el caso de la selección o diseño de unión soldada, utilizar un diseño tal
que tenga una mayor área efectiva en esa esquina para que los esfuerzos por
unidad de área sean menores.
La Figura 8.11, a), muestra una deformación interior de la sección cuadrada
hueca horizontal más larga, a partir de esta imagen también se puede tomar la
decisión de usar refuerzos interiores que den rigidez, como se mencionó en el
Capítulo 2, las cuales darán mayor resistencia a la deformación como la que se
observa. Otro punto importante que se puede deducir a partir de la simulación
por elemento finito con “ANSYS Workbench” es que una unión soldada no está
sometida únicamente a un tipo de esfuerzo, si no que se trata de esfuerzos
combinados.
117
Vista frontal
Vista lateral
Vista inferior
Figura 8.10. Vistas: Radio de esfuerzos.
Figura 8.11. Puntos con mayor concentración de esfuerzos y deformaciones, a) deformación crítica de la sección cuadrada hueca en unión, b) Unión placa-tubo a tensión, c) Unión tubo-placa a tensión, d) Unión tubo-tubo a compresión.
a)
d) c)
b)
Placa de soporte A-36 esp.1in.
SCH 8inx8in A-500 Gr.C
SCH 6inx4in A-500 Gr.C
118
La Figura 8.12, muestra como la unión entre la sección inclinada con la
sección horizontal está sometida a esfuerzos de tensión y compresión al mismo
tiempo aunque en diferentes zonas, esto muchas veces no contemplado por los
códigos, especificaciones o guías de diseño.
Figura 8.12. Vectores en unión soldada. a) Principalmente a compresión. b) sección de la unión sujeta a tensión.
a) b)
119
CAPÍTULO 9
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
Las siguientes conclusiones han sido obtenidas:
i. Se realizó una investigación documentada en normas, códigos, libros,
artículos científicos, etc. se creó una base para comprender las aplicaciones
específicas redactadas en el caso de estudio.
ii. La información general, fue obtenida de códigos y libros, como los manuales
de AWS y el libro de Blotgett (1963). Esta información es básica para dar las
guías para el desarrollo de un diseño de una forma general y orientándose a
aceros estructurales y a las geometrías de soldaduras de arco.
iii. Se encontraron las tendencias actuales y el uso del diseño de uniones; para
la predicción de la vida de los componentes soldados, para calcular la
resistencia de componentes, para calcular deformación y las tendencias a
formar discontinuidades por algún tipo de carga.
iv. Se conocieron las tecnologías utilizadas para el diseño y el cálculo de las
uniones, como son las técnicas de elemento finito mediante el uso de
paquetes comerciales, en este caso se utilizó “ANSYS”, para el caso de
120
estudio redactado, dicho caso es un ejemplo representativo de la información
que se puede obtener a partir del proceso de diseño, usando la técnica de
elemento finito como una herramienta de cálculo y de visualización de
gráficos de esfuerzos y deformaciones.
v. Se encontró que en algunas ocasiones las pruebas mecánicas son de poca
ayuda para determinar la resistencia de una unión a un tipo de servicio dado.
vi. Recomendaciones hechas por parte de los autores a los escritores de
códigos, sobre cuáles son los huecos o faltas de información que se tienen, y
se resalta el hecho de que los códigos no cubren en su totalidad todos los
tipos de equipos o estructuras que pueden fabricarse, y por este hecho es
por lo que los cálculos, simulaciones y desarrollo de paquetes de elemento
finito tienen éxito para un proceso de diseño.
vii. Con la información recabada y el enfoque establecido en el alcance
descrito, se puede dar continuidad y utilizar el presente documento como
base para el diseño con procesos diferentes a los de arco y que, por lo tanto,
generen diferentes geometrías, lo que a su vez resultará en una transmisión
de esfuerzos diferente a los estudiados en esta investigación.
A partir de lo fundamentado en este documento, para realizar un diseño u
optimización de una unión soldada se recomienda lo siguiente:
viii. Usar las guías de diseño establecidas por las instituciones de
experiencia como la Lincoln arc welding foundation o la AWS.
ix. En el caso del uso de los paquetes para calculo por medio de la técnica de
elemento finito se recomienda tener fundamentos técnicos para la elección
del tipo de elementos, método de mallado, tamaño, etc. Así como para la
interpretación correcta de los resultados.
x. Además de los cálculos se debe de tener un respaldo mediante
experimentación.
xi. Los cálculos deben realizarse tomando en cuenta la mayor cantidad de
parámetros posibles que puedan ocurrir en la realidad, para que los
resultados sean de igual manera acercados a la realidad.
121
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123
LISTA DE TABLAS
Número Tabla Pág.
2.1. Requerimientos comunes para el diseño de uniones
soldadas (tubulares y no tubulares) de acuerdo al tipo de
unión.
12
3.1. Resistencia de diseño para aceros soldados usando el
factor de diseño de resistencia y carga AISC (LRFD)
14
3.2. Garganta efectiva mínima para uniones soldadas con
ranura con penetración parcial en acero.
16
3.3. Resistencia cortante de diseño por pulgada de longitud de
acero en soldaduras en filete de piernas iguales.
17
3.4. Resistencia de diseño permisible (ASD) por pulgada de
longitud de soldaduras de filete en acero.
17
3.5. Tamaños de soldadura de filete mínimos. 14
3.6. Resistencia de diseño de ramificaciones RSH o CHS
uniplanares a uniones tipo cuerda RSH rectangulares.
21
3.7. Geometría de las uniones modeladas. 24
3.8. Comparación de capacidad de carga ultima entre FEA y
experimental.
25
3.9. Requerimientos específicos para el diseño de conexiones
no tubulares bajo carga estática y cíclica.
28
3.10. Requerimientos específicos para el diseño de conexiones
tubulares bajo carga estática y cíclica.
29
4.1. Generadores de esfuerzos de Fatiga-Tensión o Esfuerzos
inversos (miembros no tubulares).
32
4.2. Principales puntos contemplados en IIW-1823-07. 37
4.3. Limites de fatiga según el tipo de unión, British Standard
153
39
124
Número Tabla Pág.
4.4. Información de fatiga para pruebas bajo cargas con
amplitud constante y variable con y sin sobrecargas
44
4.5. Vida de un nodo A11 de una línea de dragado BE 1370 48
4.6. Requerimientos específicos para el diseño de conexiones
no tubulares bajo carga cíclica
50
5.1. Propiedades mecánicas de los metales del aporte 56
5.2. Propiedades torsionales de dos tipos de arreglos 64
5.3. Fórmulas para la determinación segura del torque bajo
varias condiciones
65
5.4. Resistencia torsional de una estructura y varias secciones. 67
6.1. Ecuaciones para el cálculo de fuerza por unidad de
longitud.
76
6.2. Factores de pérdida para fusión incompleta en la raíz de
soldaduras con ranura con penetración parcial
93
8.1. Propiedades de los materiales utilizados. 106
8.2. Principales características geométricas de los detalles de
uniones soldadas en el objeto de estudio.
110
8.3. Requerimientos de resistencia de las uniones soldadas. 112
8.4. Combinaciones precalificadas, metal base-metal de aporte. 113
125
LISTA DE FIGURAS
Número Figura Pág.
2.1. Terminología comúnmente usada en el diseño y fabricación
de uniones soldadas
6
2.2. Partición de la durabilidad estructural de acuerdo al tipo de
servicio de un elemento estructural
7
2.3. Diseños de uniones soldadas más comunes 9
2.4. Tipos de uniones. 5 categorías básicas de uniones, a)
Unión a tope, b) Unión en esquina, c) Unión en “T”, d)
Unión en traslape, e) Unión de cara
10
3.1. Ejemplos de diferentes elementos soldados con varios
tipos de carga.
15
3.2. Parámetros para el cálculo del esfuerzo de la garganta de
una soldadura en filete.
19
3.3. Tensiones y esfuerzos en una soldadura en filete 19
3.4. Centro de tenis, Shanghai Qizhong. (a) Estructuras del
techo movible, (b) Estructura sin láminas, (c) Unión W en el
sitio de construcción
20
3.5. Plano horizontal de la unión modelada 23
3.6. Vista 3D de la unión modelada 23
3.7. Refuerzos en el interior de la cuerda de la unión WS 23
3.8. Falla en la unión W 24
3.9. Falla en la unión WS 24
3.10. Deformación de la unión W a partir de FEA 25
3.11. Deformación de la unión WS a partir de FEA 25
3.12. Proceso de fabricación de contracciones transversales
sometidas a carga, A) Sin carga, B) Bajo carga.
26
126
Número Figura Pág.
4.1. Curvas para el rango de esfuerzos de diseño para
categorías de la A a la F, estructuras redundantes
31
4.2. Ejemplos de varias categorías de elementos sometidos a
fatiga
34
4.3. Concentración de esfuerzos en un barreno en una
soldadura a tope transversal bajo carga de tensión
37
4.4. Esfuerzos de Von Mises para el modelo básico con el
tamaño de soldadura nominal
40
4.5. Esfuerzos principales para el modelo básico con tamaño de
soldadura nominal
41
4.6. Pierna reforzada horizontal resulta a partir del incremento
en la penetración. Cierre de espaciamiento no suficiente
para absorber el esfuerzo
41
4.7. Efecto de la cama de soldadura grande con penetración
profunda y esfuerzos significativamente más bajos
42
4.8. Esfuerzo nominal, a) Con un miembro unido lateralmente,
b) Dos miembros unidos a tope, c) Dos componentes
unidos en traslape, d) Componentes en “T”, e) Sección de
unión a tope con transición
46
4.9. Vista detallada de un nodo de una línea de dragado 47
5.1. Límites investigados en las series experimentales 52
5.2. Fotografías de las condiciones de límite, (a) soldada, (b)
maquinado recto, (c) sujetado con abrazaderas, (d)
maquinado con chaflán
53
5.3. Esquema de la similitud de un sistema de resortes con la
absorción de energía
54
5.4. Configuración del poliestireno y el explosivo 57
5.5. Efecto de muesca sobre la capacidad de absorción. 58
127
Número Figura Pág.
5.6. Efecto de la capacidad de amortiguamiento sobre la
amplitud de la vibración, el amortiguamiento reduce la
amplitud en el rango de frecuencia resonante
59
5.7. Factores involucrados en la vibración de una viga simple 60
5.8. El acero incrementa la eficiencia de operación de una
máquina, a partir de módulos más altos de elasticidad que
significa frecuencias naturales más altas
61
5.9. Algunas ideas de diseño para el control de vibraciones 61
5.10. Comparación entre una viga de hierro vaciado (A), una de
acero soldado (B) y una viga cuadrada soldada (C)
62
5.11. Causa de torsión, a) Miembros longitudinales y miembros
transversales sometidos a giro por esfuerzo cortante. B) No
hay acción de giro en miembros diagonales a 45°, se
cancelan las componentes del esfuerzo cortante, sólo hay
tensión diagonal y compresión
68
5.12. Optimización estructural, a) Estructura fabricada con placa
de 1 pulgada, con refuerzos transversales, b) estructura
fabricada con placa de 3/8 pulgada, con refuerzos
diagonales
68
5.13 Diferentes formas de contrarrestar la torsión de miembros
con carga en el extremo
70
5.14 Membranas de diferentes secciones, para encontrar su
resistencia torsional
71
6.1. Características de tensión-carga de soldaduras de
resistencia parcial y resistencias completa
74
6.2. Descripción de las cargas en el soporte 77
6.3. Detalle de fabricación del soporte en “T” 77
6.4. Modelo con elemento finito del soporte en “T” 78
128
Número Figura Pág.
6.5. Gráfica de resultados de esfuerzos Von Mises para el
soporte completo
78
6.6. Arquitectura de la red neuronal. La salida de la red es la
penetración, longitud de pierna o garganta
80
6.7. Salida de prueba 486, 50, y 25, respectivamente; A)
penetración, B) garganta, calculada por el modelo de
transferencia de calor y el flujo de fluido (eje x) con sus
correspondientes valores predichos, C) longitud de pierna.
Las líneas diagonales en cada gráfica muestran la línea
idealmente.
81
6.8. Influencia de la temperatura y el esfuerzo sobre el índice de
fluencia
83
6.9. Los elementos soldados deben ser tratados con un
relevado de esfuerzos previo a cualquier maquinado
subsecuente
84
6.10 Sección transversal de un elemento soldado de gran
longitud
85
6.11. Fuerza de compresión aplicada a la pestaña del elemento 86
6.12. Efecto de la contracción de la pestaña superior en
secciones armadas en “I”
86
6.13. Distribución de temperaturas no uniforme en una viga en I
causando deformación de la viga. En este caso la pestaña
superior, estando más fría 1°F que la sección transversal
restante, la contracción y la aplicación de una fuerza axial,
resulta en deflexión
87
6.14 Conexiones tubulares soldadas componentes y
nomenclatura.
89
6.15 Diseños de uniones con penetración completa en simple T,
K y Y
91
129
Número Figura Pág.
6.16 Localizaciones de los diseños de soldadura con ranura con
penetración completa en conexiones tubulares: (A)
Secciones circulares; (B) Secciones cuadradas; (C)
Conexiones cuadradas coincidentes
92
6.17 Diseño de uniones para uniones con penetración parcial
con ranura en conexiones tubulares simple T, K y Y
92
6.18 Detalles de soldadura de filete para conexiones T-, K- y Y- 94
6.19 Cargas sobre las conexiones tubulares soldadas 96
8.1. Puente grúa: Ensamble general del sistema para el manejo
de equipo de perforación (objeto de estudio).
104
8.2. Ensamble general de equipo para manejo de materiales,
cotas principales y materiales de partes (Cotas en mm,
excepto las indicadas).
105
8.3. Diagrama de cuerpo libre de cargas, apoyos y cotas
principales para la descripción de la geometría de la
estructura (Cotas en mm).
107
8.4. Geometría generada en ANSYS, L + numero = línea,
número = Punto clave.
107
8.5. Nodos; a) punto 16, nodo 2 y el elemento 208, que se ubica
en la línea 21, sometida a 66217N, reacción positiva. b), en
el punto clave 2 se ubica el nodo 1, donde se conectan las
líneas 21, 1 y 2, en este caso representados por los
elementos 9956, 883 y 1, respectivamente. Y se observan
sus reacciones. c), En el punto 7, se ubica el nodo 837, se
conectan las líneas 2, 3 y 11, representados por los
elementos 1423, 1433 y 6743, con sus reacciones. d), En
el punto 10, se ubica el nodo 6745, se conectan las líneas
11, 14 y 15, representados por los elementos 7297, 8756 y
11157. Con sus reacciones.
108
130
Número Figura Pág.
8.6. Deformación máxima de 2.268mm y los esfuerzos máximos
en los cuatro eslabones de apoyo 66218N a tension, y en
los cuatro eslabones inclinados 73086N a compresión.
109
8.7. Detalles de soldaduras de acuerdo con AWS D1.1-2004,
gargantas efectivas, aberturas de raíz y tamaño de pierna
(cotas en mm)
111
8.8 Deformación elástica equivalente, generadas con ANSYS
Workbench-academico
115
8.9 Vistas: deformación total, generadas con ANSYS
Workbench-academico
116
8.10 Vistas: Radio de esfuerzos 117
8.11 Puntos con mayor concentración de esfuerzos y
deformaciones, a) deformación crítica de la sección
cuadrada hueca en unión, b) Unión placa-tubo a tensión, c)
Unión tubo-placa a tensión, d) Unión tubo-tubo a
compresión
117
8.12 Vectores en unión soldada. a) Principalmente a
compresión. b) Sección de la unión sujeta a tensión
118
131
GLOSARIO DE TÉRMINOS
Ángulo diedro: Es cada una de las dos partes del espacio delimitadas por dos
semiplanos que parten de una arista común. Es un concepto geométrico ideal, y
sólo es posible representarlo parcialmente, como dos rectángulos con un lado
común, que simbolizan dos semiplanos.
Centro de rotación instantáneo: Referido al movimiento plano de un cuerpo,
se define como el punto del cuerpo o de su prolongación en el que la velocidad
instantánea del cuerpo es nula.
Delaminación: Proceso por el que una capa superficial se desprende del
material básico debido, entre otros factores, al envejecimiento o a la erosión, así
como a un emparejamiento inadecuado de barnices o materiales o bien a causa
de una eliminación incompleta de las partículas de suciedad y las películas de
grasa.
Desgarre laminar: Ocurre en estructuras grandes con muchas tensiones, y son
grietas que aparecen generalmente en metal base o zona de transición
paralelamente a la superficie de la placa. Es consecuencia de tensiones
elevadas y pobre ductilidad, debido a la presencia de inclusiones no metálicas
paralelas a la superficie de la placa. Algunas uniones como en T, esquina o en
cruz son las más susceptibles.
Frecuencia cumulativa: El total de una frecuencia y todas las frecuencias
menores en una distribución de frecuencias. Es el 'total corriente' de
frecuencias.
Módulo de Poisson: m. Magnitud física asociada a un material elástico, igual al
cociente entre el ensanchamiento transversal de una barra cilíndrica y el
acortamiento de la misma al ser sometida a un esfuerzo de compresión.
132
Módulo de rigidez: El módulo de rigidez mide la facilidad o dificultad para
deformar por cizalladora (o esfuerzo cortante) un material determinado.
Módulo de Young: Es un parámetro que caracteriza el comportamiento de un
material elástico, según la dirección en la que se aplica una fuerza. Para un
material elástico lineal e isótropo, el módulo de Young tiene el mismo valor para
una tracción que para una compresión, siendo una constante independiente del
esfuerzo siempre que no exceda de un valor máximo denominado límite
elástico, y es siempre mayor que cero: si se tracción a una barra, aumenta de
longitud, no disminuye. Este comportamiento fue observado y estudiado por el
científico inglés Thomas Young.
Tanto el módulo de Young como el límite elástico son distintos para los diversos
materiales. El módulo de elasticidad es una constante elástica que, al igual que
el límite elástico, puede encontrarse empíricamente con base al ensayo de
tracción del material.
e
E
Tensiones de Von Mises: Es una magnitud física proporcional a la energía de
distorsión. En ingeniería estructural se usa en el contexto de las teorías de fallo
como indicador de un buen diseño para materiales dúctiles.
La energía de Von Mises puede calcularse fácilmente a partir de las tensiones
principales del tensor tensión en un punto de un sólido deformable, mediante la
expresión:
133
RESUMEN AUTOBIOGRÁFICO
Nombre Alberto Tlapale Acoltzi
Grado a obtener Especialista en Tecnología de la Soldadura
Industrial
Título de Monografía Metodologías de diseño para uniones
soldadas
Títulos obtenidos Ingeniero Mecánico
Universidad Universidad Autónoma de Tlaxcala
Campo profesional Ingeniería y diseño
Experiencia profesional Saint-Gobain, Vetrotex Operadora S.A de CV.
Dibujante y Proyectista (Practicante) Acabados Texxet, S.A. de C.V.
Mantenimiento Construcciones, Maquinados y Servicios Industriales S.A. de C.V. Dibujante CAD LGS Mecatronica, Ingenieros Asociados S.A. de C.V.
Ingeniero del departamento de Ingeniería
Lugar y fecha de nacimiento Apetatitlan, Tlaxcala, 15 de noviembre de
1984.
Nombre de padres Teresa Acoltzi Muñoz Fidel Tlapale Ramos
