Ing. Juan Manuel Jara G.

Mecánica de la Fractura

Escuela Profesional de Ingeniería Metalúrgica

Escuela Profesional de Ingeniería Metalúrgica

Universidad Nacional de San Agustín Universidad Nacional de San Agustín

Análisis de falla de la mordaza de

prensa hidráulicaUniversidad de Antioquia -Medellín, ColombiaEdgar Alexander Ossa y Marco Aurelio Paniagua

ResumenEl presente trabajo describe el análisis e investigación de las causas de falla de una mordaza plana perteneciente a una prensa hidráulica. Esta mordaza falló prematuramente luego de dos días de trabajo bajo condiciones de carga de diseño. El análisis de las superficies fracturadas indicó la creación de grietas gracias a concentradores de esfuerzos como resultado de un diseño inadecuado.Por otra parte, el estudio metalográfico reveló la presencia de grupos de carburos primarios alineados, que junto con los concentradores de esfuerzos, indujeron la falla prematura de la mordaza.

Descripción del tema de investigaciónEste estudio en particular describe el análisis e investigaciónde las causas de la falla de una mordaza plana perteneciente a una prensa hidráulica. La mordaza fue fabricada con un acero AISI-SAE D2 con una dureza de 697 HV.

DiagnosticoLa mordaza fue instalada en la prensa luego de su proceso de manufactura y presentó falla por fractura frágil luego de dos días de trabajo bajo condiciones normales.

Objetivo del estudioEl objetivo de este estudio fue determinar si la falla de la mordaza se debió a defectos del material, el proceso de fabricación o deficiencias en el diseño.

Análisis FractográficoLa figura 1 muestra la mordaza fracturada en dos partes tal como se recibió para el análisis. Las dos partes fracturadas ubicadas cerca del centro de la pieza se indican en la figura por una flecha.

figura 1

La figura 2 muestra la superficie de fractura de la mordaza, exhibiendo una superficie lisa. En esta superficie se pueden distinguir tres zonas indicadas en la figura como Zonas A, B y C.

Figura 2

Figura 3 Superficie de fractura de la mordaza, Zona A. Las flechas indican los puntos de iniciación de las grietas

Figura 3

Inicio de la fallas por el efecto entalla

La figura 4, muestra el punto de iniciación de grieta ubicado entre dos de los dientes de la mordaza.Es importante notar que el ángulo entre dientes adyacentes es de aproximadamente 90° ysin ningún radio de transición entre uno y otro.Esta característica es bien conocida como un concentradorde esfuerzos que puede acelerar la falla del componente y reducir su vida útil.

figura 4

La figura 5 muestra una sección pulida de la mordazaubicada a un diente de distancia de la superficiede fractura como se indica en la figura 1 porla sección A’. La grieta fue originada en el mismo punto indicado en la figura 4, es decir, en el valleentre dientes incluso para zonas alejadas dela superficie de fractura.

figura 4

. La figura 6 muestra la superficie de fractura en la zona B, en donde la flecha indica una grietacreciendo de izquierda a derecha en una direcciónhorizontal desde la esquina de las dos seccionesde la mordaza.

figura 6

La figura 7 muestra una sección pulida de la zona B correspondiente a la sección de corte A’ (ver Fig. 1), también mostrando una grieta creciendo desde la esquina. Una vez mas, es una indicación del efecto nocivo de los concentradores de esfuerzos debidos a cambios bruscos de sección.

figura 7

Las figuras 8 y 9 muestran la superficie de fractura en la zona C, en ellas se observa la zona de fractura intergranular en donde finalizó la fractura de la mordaza. Este tipo de superficie de fractura es indicativo de crecimientos de grieta a alta velocidad.

Figura 8

Figura 9

Análisis MetalográficoPara realizar un análisis metalográfico de la mordazafallada se obtuvieron dos especímenes diferentes,uno de la sección fracturada y otro ubicado a un diente de distancia de la zona fracturada, como se indica en la figura seccion «A».

La figura 10 muestra el espécimen atacado de la secciónA’, Note que en esta figura se aprecian grupos de carburos alineados, distribuidos en una dirección perpendicular a la dirección de crecimiento de la grieta.

Figura 10

La figura 11 muestra la microestructura constituida por carburos primarios aleados alineados (color blanco), en una matriz de martensita revenida con carburos secundarios.

figura 11 Carburos primarios

La figura 12 muestra el espécimen pulido y atacadocerca de la superficie de fractura. La figuramuestra una grieta creciendo en dirección diagonala la orientación de los carburos primarios.

figura 12

La figura 13 muestra la microestructura en la cuallos carburos primarios forman grupos con orientaciónpreferencial horizontal. También vale la pena notar la forma aplanada y angular de estos carburos.

figura 13

ConclusionesUna vez estudiadas las superficies fracturadas de la mordaza plana, utilizando tanto fractografía como metalografía es posible concluir que las causas de la falla fueron: Diseño incorrecto de la mordaza: El diseño y

manufactura de la mordaza produjo cambios bruscos de sección, generando de esta manera altos concentradores de esfuerzos que indujeron la generación y crecimiento de grietas, que llevaron a la fractura final de la mordaza.

La calidad del acero utilizado no fue apropiada ya que la microestructura reveló grupos de carburos primarios con orientación preferencial y forma plana y angular.

Por tanto, se recomienda un re-diseño de la mordaza teniendo en cuenta radios de transición entre secciones, haciéndolas mas suaves y redondeadaspara minimizar la intensidad de los concentradores de esfuerzos.

Recomendaciones

Redondear valle de mordaza para evitar inicio de agrietamiento

MORDAZA FALLADA

MORDAZA RECOMENDADA

1. E. A. Ossa, M. A. Paniagua, “Analisis de falla en cable de acero” Ingeniería y Ciencia. Vol 1. 2005. pp 97- 103.2. C. R. Mischke, J. E Shigley. Standard Handbook ofMachine Design. Mc Graw-Hill. New York. 1986. pp.37.4.3. R. Neugebauer, D. Weidlich, U. Mahn. “Modelling ofthe clamping mark formation in manufacturing processes with extremely high axial forces”. International Journal of Machine Tools & Manufacture. Vol 45. 2005. pp. 279-284

Referencias

PREGUNTAS ?

Falla en serpentín

La figura 1. muestra el elemento a analizar, consiste de un tubo de un serpentín de sobrecalentador que falló luego de haber operado durante una hora. Las zonas adyacentes a la superficie de falla se encuentran recubiertas por capas negras posiblemente películas de oxido o productos de la decarburización del acero. Se observa además que la zona posterior del serpentín (que coincide con la parte posterior a la zona de falla) se encuentra soldada a una lamina que mantiene los diferentes anillos que constituyen el serpentín unidos entre sí.

DESCRIPCIÓN DEL ELEMENTO

En la figura 2. Se muestra además un esquema en el cual se ilustran las dimensiones de la grieta y se muestran además los diámetros interior y exterior del tubo, y el espesor nominal del mismo en una zona alejada de la falla.

Diámetro Ext., mm.

Diámetro Int., mm.

Espesor de pared, mm.

Long. de la falla, mm

Ancho de la Falla, mm

58.7 42.1 3.5 121.1 52.3

Dimensiones

CONDICIONES DE CARGA Y EFECTO DE LA TEMPERATURA

Los tubos que pertenecen a las calderas, serpentines, intercambiadores de calor, etc., pueden ser considerados como recipientes a presión de espesor de pared delgada, en los cuales se presentan condiciones de esfuerzo plano, un esfuerzo que actúa en dirección circunferencial y otro que actúa en dirección longitudinal, originados ambos por la presión que ejerce fluido que circula a través de los tubos que constituyen el recipiente (serpentín en nuestro caso). Los valores de los esfuerzos pueden ser calculados por medio de las siguientes relaciones:

Donde: S1, es el esfuerzo circunferencial, S2, es el esfuerzo longitudinal, R es el radio nominal, t, es el espesor del tubo y p la presión ejercida sobre el mismo.

Figura 3. Esquema que ilustra los esfuerzos generados por la presión que se ejerce sobre las paredes de un recipiente a presión cilíndrico. (a) Esfuerzo circunferencial, (b) Esfuerzo longitudinal.

Como criterio de falla en tuberías, se considera suficiente establecer que es esfuerzo circunferencial es:

Donde: D, es el diámetro de la tubería, t, es el espesor y P, la presión. De tal forma que cuando el esfuerzo circunferencial es mayor que un esfuerzo crítico, se originará una falla en el material.

Cuando además de la presión que se ejerce sobre las paredes de la tubería, se somete la misma a gradientes de temperatura, se puede producir la falla por colapso plástico debido a perdida de propiedades del material ya que la temperatura a la cual trabaja el material esta por encima de la temperatura para la cual fue diseñado. Esta perdida de propiedades esta asociada a las transformaciones estructurales que sufre el material cuando es sometido a temperaturas muy altas (temperaturas mayores que 1/3 la temperatura de fusión). Generalmente, la verificación de las propiedades mecánicas tanto de la zona de falla, como en la zona alejada de la falla, permiten evaluar hasta que punto se vio afectadas las características estructurales del material por efecto de la temperatura.

Un interesante criterio, que permite evaluar el tiempo de vida de un material, de acuerdo a la temperatura a la cual trabaja, es el criterio de Larson - Miller, el cual establece que para el acero

P = T(20+log t)

Donde: T, es la temperatura absoluta, t, el tiempo de vida y P, el parámetro de Larson - Miller. Este parámetro permanece constante para diferentes valores de T y t, de modo que cuando se conoce el tiempo de vida que se espera que tenga un material y la temperatura normal de operación, es posible determinar la temperatura de sobrecalentamiento que pudo alcanzarse en el material de tal forma que se produzca en él una falla.

criterio de Larson - Miller,

ANÁLISIS MACROGRÁFICOLas siguientes fotografías muestran en mayor detalle la superficie de fractura, en la figura 4, se logran apreciar las características típicas de una fractura de labio delgado, producida posiblemente a un calentamiento inadecuado del tubo en la zona en la cual se produjo la falla; se observa además la formación de películas de color negro, que sugieren oxidación a altas temperaturas ya que sus características de adherencia, forma y color corresponden con las características típicas de un acero calentado a altas temperaturas.

Fotografía de la zona de falla

ANÁLISIS METALOGRÁFICOCon el fin de analizar los posibles cambios microestructurales se realizaron análisis metalográficos de dos zonas del serpentín, un análisis de realizó en la zona de falla (tomada en las cercanías de la punta del labio de la fractura) y otro en una zona alejada de la falla, el siguiente grupo de fotografías muestran los resultados obtenidos.

Figura 5. Microfotografía tomada de la zona de falla F2 - 200 X, probeta atacada con Nital al 3%.

Figura 6. Microfotografía tomada de la zona de falla F2 - 500 X, probeta atacada con Nital al 3%.

Figura 7. Microfotografía tomada de la zona Lejos de la Falla, LF1- 200 X, probeta atacada con Nital al 3%.

Figura 8. Microfotografía tomada de la zona Lejos de la Falla, LF2- 500 X, probeta atacada con Nital al 3%

En las dos fotografías anteriores (figuras No 7 y 8) se logran observar una fase perlítica, inmersa en una matriz ferrítica

RESULTADOS DE MICRODUREZAS VICKERS HVLa medición de la dureza se realizó en dos zonas, lejos de la zona de la falla de manera aleatoria y cerca a la falla de acuerdo a una variación progresiva desde la punta del labio de la grieta de la zona de falla, obteniéndose los siguientes resultados

 

Zona Analizada Dureza Vickers (HV) Valor Promedio

Lejos de la Falla 167.1, 167.7, 164.2, 168.3, 168.3, 167.7, 165.4 166.96

Cerca de la falla

Distancia (µm) 100 250 450 700 1050 1850 2550 3550 6550 9550 11550

HV(300gr) 238.5 238.5 238.5 232.7 231.7 203.4 203.4 203.4 203.4 201.8 201.8

Tabla No.1. Microdurezas Vickers lejos de la falla y cerca de la falla.

Tipo de inclusiones Tamaño

Tipo D2 serie gruesa 8 ASTM

Tabla No. 2. Tipo de Inclusiones

Tabla No. 3. Composición Química del Serpentín

% C: 0.183 % Ni: 0.06 % Co: 0.01 % P: 0.004

% Mn: 0.46 % Cr: 0.05 % Mo: 0.01 % B: 0.002

% Si: 0.18 % Nb: 0.04 % Sn: 0.01 % Pb: 0.0003

% Cu: 0.15 % Al: 0.018 % S: 0.007

. Composición Química del Serpentín

ANÁLISIS DE RESULTADOSDe acuerdo a los resultados y los análisis metalográficos y fractográficos, la microfotografía en la zona de falla muestra una matriz ferrítica que corresponde a este tipo de acero, además muestra una fase perlítica - martensitica, lo cual sugiere un temple desde temperaturas que se encuentran entre A3 (curva que separa las fases austenita y ferrita) y A1, (curva de transformación Eutectoide), producto del contacto entre el tubo y el flujo de fluido saliendo del mismo en el momento de la falla.

ANÁLISIS DE RESULTADOSLa microdureza de la zona no afectada presenta un valor promedio de 166.96 HV el cual siempre es menor a los valores de microdureza obtenidos en la región de falla, lo cual confirma la hipótesis del punto anterior.

ANÁLISIS DE RESULTADOSDe acuerdo a lo anterior, la causa de la falla fue un rápido sobrecalentamiento a una temperatura considerablemente mayor a la temperatura de trabajo del material del tubo y que es acompañada de un adelgazamiento de la pared del mismo en la región adyacente a la ruptura, donde la disminución del espesor fue de aproximadamente del 28.57%.

ANÁLISIS DE RESULTADOSLas películas adheridas en el interior de la superficie del serpentín en la zona de falla, implican la aparición de resistencia suplementaria del paso de calor a través de la pared metálica, lo que da lugar a que con una temperatura invariable de la superficie externa de la pared se produzca la brusca disminución de la transmisión y, por consiguiente un considerable recalentamiento de sus paredes y la consecuente falla abrupta.

ANÁLISIS DE RESULTADOSLa excesiva temperatura que se usó durante las condiciones de operación se manifestó en la formación de la película aislante en la parte interior de serpentín, en la forma de la fractura (presumiblemente fractura de tensión transgranular) y en el tiempo de vida extremadamente bajo (una hora).