calculo de ejes

MEQVALAnálisis de Fallas – Análisis Químicos y Metalográficos – Re-ingeniería

Consultoría – Capacitación

MEQVAL – Volcán Tupungato #3435 – San Marcos – Talcahuano.

Fonos 56-41-959002 – 56-41-731457 – 09-5725651 Fax 56-41-984938 [email protected] [email protected] .

Análisis de Falla MuñónTornillo Desmenuzador.

Dirigido a: Mauricio Vicuña.

Jefe de Mantención.

Celulosa Licancel S.A.

Preparado Por: Miguel Valenzuela Barra

Ing. Civil Metalúrgico

Experto en Análisis de Falla

O.T. 383.

25 de Noviembre de 2003.

Celulosa Licancel S.A. Muñón Tornillo Desmenuzador.



2

OBJETIVO.

Determinar las causas de la ruptura del muñón del tornillo desmenuzador de pulpa.

ANTECEDENTES.

La falla consiste en la fractura del muñón lado conducido del tornillo desmenuzador de la

prensa de preblanqueo (TAG 691-829). Es la tercera fractura que presenta el elemento,

después de realizarse modificaciones en el elemento.

Fotografía N°1. Se muestra la fractura del muñón del lado accionamiento. La fractura se ubica a 438

mm del extremo del muñón (ver esquema siguiente)

Esquema N°1. Esquema del trozo de eje fracturado.

Condiciones de operación.Capacidad de diseño 600 ton. /día

Capacidad de trabajo actual 76% de capacidad aprox. (456 ton.)

Motor de diseño 20 HP (14.9 kW)

Motor actual 50 HP (37.3 kW)

R.p.m. tornillo real 205 r.p.m.




3

ANALISIS MACROGRAFICO.

El análisis macrográfico se realiza en base a la observación aumentada de las zonas del eje,

especialmente en aquellas zonas afectadas. Según estos análisis, la grieta se propaga por

mecanismo de corrosión fatiga hasta cierta profundidad para posteriormente fracturarse

predominantemente por el efecto de torsión (véase fotografía N°1)

Fotografía N°2. Se muestra la sección transversal de la fractura producida en el muñón. Las zonas

destacadas en amarillo presentan color oscuro causadas por un mecanismo de corrosión asociado a

la fatiga desde el exterior hacia el interior. La zona destacada con rojo es la zona de ultima fractura;

dentro de esta zona se destacan zurcos radiales característicos de fracturas por torsión.




4

Fotografía N°3. Se muestran bandas de avance características del mecanismo de fatiga desde el

exterior al interior en el sentido indicado por la flecha. Estos avances se presentan en la zonas de

color oscuro destacadas en amarillo en la fotografía N°1.

Fotografía N°4. Se muestra la zona central de la fractura del muñon donde claramente se ven las

bandas de chevrón en sentido radial. La presencia de estas bandas indica que la fractura es de tipo

fragil en torsión, y esto ocurre si solo se ha llegado hasta el diámetro mínimo resistente, en este caso

resulta ser de unos 40 mm.




5

Fotografía N°5. Se muestran las zonas de inicios de fatigas (flecha amarilla), las bandas oscuras

corresponden a la propagación o frente de avance de las grietas.

Fotografía N°6. Otros sectores de inicio de fractura. Las zonas de fatiga tienen color mas oscuro

debido al mecanismo de corrosión en un medio cerrado (falto de oxígeno).




6

Fotografía N°7. Se muestra la zona superficial adyacente a la fractura hasta unos 28 mm del frente de

falla. La sección A, corresponde a la unión de plancha de enchape frontal de 2 mm con el eje. La

sección B muestra una zona periférica correspondiente al inicio de fractura.

Fotografía N°8. Se muestra el cordón de soldadura del enchape fracturado (zona A en fotografía N°6).

El ancho completo del cordón es de aproximadamente 5 mm; la sección derecha presenta desgarro

dendrítico y la sección izquierda presenta aspecto de desgarramiento plástico con deformación por

movimiento relativo entre eje y plancha de enchape.

A

B




7

En la fotografía anterior la mitad del lado derecho evidencia una fractura por desgarramiento

dendrítico (propio de una fractura en soldadura); el cambio de tonalidad en esta área

obedece a que existe un mecanismo de corrosión, valer decir, esta zona se fracturó en

tracción asociada al fenómeno de corrosión bajo tensión. La mitad izquierda muestra una

textura de deformación superficial en la dirección de la rotación del eje, lo que significa que

esta zona se desgarró plásticamente por efecto de torsión, y estuvo en contacto por breves

segundos. Esto indica que la plancha del enchape nunca perdió su unión con el eje hasta el

momento de producirse la fractura del eje

Fotografía N°9. Muestra una ampliación del inicio de zona de fractura. La línea roja representa el límite

de donde comienza el acero inoxidable del encamisado. La continuación del eje a partir de la fractura

corresponde a acero carbono (bajo la línea roja).




8

Fotografía N°10. En estas imágenes se muestra la sección cercana a la fractura que incluye el punto

de soldadura del enchape indicado con flecha. En la imagen inferior se muestra un acercamiento a la

sección destacada en amarillo. La sección oscura de la izquierda (1) corresponde al acero carbono del

eje. Las secciones 2 corresponde al enchape de acero inoxidable. La flecha indica la soldadura

realizada para unir la plancha de enchape y el recubrimiento inoxidable del eje, la sección 3

corresponde al recubrimiento exterior (presenta surcos de mecanizado). El circulo rojo destacado en el

lado derecho de la imagen refleja que los cordones fueron aplicados en forma longitudinal.

1 2

3




9

Fotografía N° 11. Vista en corte longitudinal de 28 mm desde la zona de fractura. Presenta rellenos de

soldadura del tipo E-309 en los primeros cordones y los cordones siguientes de E-316L, estos últimos

depositados en forma longitudinal al eje. Las líneas rojas indican los cordones de soldadura y las

líneas anaranjadas punteadas muestran las zonas ZAT producto de los cordones de soldadura

realizados.

Fotografía N° 12. Se muestra otro corte longitudinal donde se ratifica lo indicado en la fotografía

anterior. La zona indicada con circulo indica el punto de inicio de fractura y se muestra en la siguiente

fotografía.

Fotografía N° 13. Acercamiento en el vértice de la zona de fractura en donde se relaciona inicio de

fatiga y metalografía.

E-309 E-316

AISI4340

Inicio de fractura

E-309 E-316




10

Esquema N°2. Esquema de la metalografía de la zona superficial adyacente a la fractura.

Esquema N°3. Muestra la sección en corte del esquema de armado de cañería, eje y enchape.

Según las observaciones metalográficas de fractura, el eje fue fabricado en las primera

etapas con dos flanges soldados de aproximadamente 20mm luego se le dio un leve

mecanizado de unos 2 mm de profundidad y se procedió a soldar con proceso arco manual y

electrodo inoxidable en sentido longitudinal del eje. Este relleno fue luego mecanizado y

luego de montado en la cañería se procede a soldar el enchape de acero inoxidable. Las

observaciones, especialmente en base a las zonas de cordón de enchape (véase fotografías

7 y 8), revelan que el cordón se desgarró en una mitad por mecanismos de esfuerzos

asociados a ambientes corrosivos. Este cordón no se desprendió completamente y la

primera parte desgarrada tampoco estuvo en contacto entre si, lo que significa que estuvo en




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constante tracción. Que esté más obscuro hacia el interior significa que el fluido penetró por

alguno de los intersticios de este cordón previamente agrietados (no desprendido).

Este fluido penetro acumulándose en el interior generándose un ambiente cerrado y por lo

tanto al producirse la reacción de oxidación en los flanges, el medio líquido aumenta su

acidez (menor pH) favoreciendo en este momento el ataque químico en la zona tensionada

del cordón, es decir, en el punto de inicio del agrietamiento. Justo en este punto el cordón de

inoxidable comienza y es una zona de alta tensión, luego la probabilidad de agrietamiento

por corrosión bajo tensión se hizo mayor en este punto. La propagación de la grieta fue

favorecida también por un efecto de torsión y flexión. Los agrietamientos en el eje fueron

sucediendo en forma alternada de acuerdo a un fenómeno natural de compensación de

desbalanceo; este fenómeno hace que el eje se vaya agrietando alternadamente, según se

muestra en la fotografía N° 14.

Fotografía N°14. Sucesión alternada de inicio de fallas. Esto explica por qué en la medición de

vibraciones aparecen peaks momentáneos y luego el nivel de vibraciones baja a niveles normales.




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ANALISIS QUIMICO.

El análisis químico determinó los siguientes porcentajes de elementos presentes en la

muestra del muñón.Elemento. %

Fe 95.63

C 0.43

Mn 0.67

Si 0.187

Cr 0.70

Ni 1.898

Mo 0.228

P 0.049

S 0.027

Cu 0.18

El análisis reveló que el material del eje corresponde a un acero AISI 4340, que coincide con

las especificaciones de fabricación del muñón.

ANÁLISIS DE DUREZA.

Se realizaron ensayos de dureza en la zona del enchape, zona de fractura

Esquema N°4. Puntos de medición de dureza

N° 1 2 3 4 5 6 7

Ubicación Enchape Enchape Enchape Base Base Base Base

Dureza (HRc) 85 HRb 87 HRb 26 HRc 27 HRc 32 HRc 35 HRc 32 HRc

Los puntos 1 y 2 corresponden a material de relleno E-316, los puntos 3 y 4 corresponden a

la zona de relleno con E-309. Los puntos 5,6 y 7 corresponden al material base del muñón

(AISI 4340)

1

2 34

5

6

7




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CALCULO DE ESFUERZOS SOBRE EL EJE.

Esfuerzo de Torsión.

Se realizará el cálculo de la sección mínima del eje para las condiciones de trabajo

impuestas. Según las especificaciones el material utilizado fue un acero AISI 4340. Las

propiedades de este material se entregan a continuación.

PROPIEDADES MECANICAS

Estado de suministro

Resistencia

tracción

kg/mm2

Límite Elástico

Kg/mm2

Alargamiento

%

Reducción

de área

%

Dureza Brinell

30/10

Bonificado 90/110 80 16 45 260/320

Se considera la condición de bonificado (temple y revenido) para la condición del límite

elástico. El valor del esfuerzo de corte teórico es:

2kg/cm 4000 40 2

80 2

2kg/mm2kg/mm

==== Oστ

El esfuerzo de corte real se determina mediante la fórmula.

3

16dMt

××

=π

τ ,

luego el diámetro mínimo se despeja como:

316

τπ ××

=Mtd

El momento torsor Mt se obtiene mediante:

cm)(kg )()(97400 ××=

nkWMt

Se considerarán 2 condiciones para los cálculos.

a) La condición de diseño, que considera un motor de 20 HP (14.9 kW) de potencia.

Entonces el momento tensor:

cm)(kg 7079.3 20514.997400

)()(97400 ×=×=×=

nkWMt

luego el diámetro mínimo es:




14

cm 2.081 9.013 / 4000

3.707916 16 33

23 ==

×××

=××

=cmkgcmkgMtd

πτπ

mmd 81.20=

b) La condición de trabajo última, que corresponde a un motor de 50 HP (37.3 kW) de

potencia.

cm)(kg 17722 20537.397400

)()(97400 ×=×=×=

nkWMt

luego el diámetro mínimo es:

cm. 2.82 22.564 / 4000

1772216 16 33

23 ==

×××

=××

=cmkgcmkgMtd

πτπ

mmd 2.28=

Como se aprecia los diámetros críticos para los momentos torsores en la condición de diseño

y la condición modificada están muy por debajo del diámetro del eje.

El esfuerzo para un diámetro de 90 mm es de:

( )2

33/ 8.123

2290283552

cm 9 177221616 cmkgcmkg

dMt

==×

−×=

××

=ππ

τ

valor muy por debajo del esfuerzo determinado de 4000 kg/cm2 . Por lo que el efecto de

torsión pura puede despreciarse.




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Esfuerzo de Flexión.

Se realizaron los cálculos de fuerza de corte y momento flector actuando sobre el sistema.

Los resultados se entregan en la siguiente tabla.

Esquema N°5. Gráfico de fuerza de corte y momento flector

Tabla de datos resumen.Fuerza aplicada 800 kg (8000 N)

Punto de aplicación 3330 mm

Ubicación de empotramiento o apoyoLado accionamiento : 300 mm

Lado no conducido : 6350 mm

Reacciones Ay = 3993.4 ; By = 4006.6

Punto de fractura x = 455 mm

Fuerza de corte (en x = 455 mm) 3993.4 N (407.5 kg)

Momento flector (en x = 455 mm) 618.9 N-mm (63.15 kg-mm)

El esfuerzo en la zona afectada se determina mediante la ecuación:

IcM f

f

×=σ

donde el momento flector es conocido (en la tabla anterior), c es la distancia a la fibra más

alejada, e "I " es el momento de inercia dada por:

64

4dI ×=π

por lo tanto:




16

( )22

46

2

4 /1064.5 1022.3

181872

64mm 90

45 15.63

mmkgmmmmkgmmmmkg

IcM f

f−×=

×−

=×

×−=

×=

πσ

por lo tanto el esfuerzo aplicado en el punto de fractura es extremadamente bajo luego el

esfuerzo de flexión no es el causante de la falla.

Efecto de empuje

El tercer efecto que se analiza es el efecto de empuje que ejerce el tornillo sobre el eje

durante el desplazamiento de la carga; esta fuerza que se origina en el roce del helicoide con

la pulpa se proyecta directamente sobre el eje en dirección axial, y en este caso las cajas de

rodamientos ejercen la reacción necesaria para evitar el desplazamiento del eje

Si se considera que existe una fuerza que se opone al giro del tornillo, esta se puede

determinar con el momento torsor y luego para simplificar se supone aplicada en un punto

sobre el helicoide. Para ello se presenta el siguiente esquema:

El momento torsor Mt es 17722 kg-cm y el punto de aplicación es R=251 mm. Luego se tiene

que la fuerza requerida que se opone a la rotación del helicoide es:

. 706 1.25

17722 kgcmkg-cm

dMtFdFMt ===⇒×=

Esta fuerza es perpendicular al eje de la cañería. La descomposición de esta fuerza

actuando sobre el helicoide se muestra en el siguiente esquema.




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En este esquema la fuerza τ se descompone en una fuerza de roce fr que actúa sobre la

superficie del helicoide, y una normal perpendicular al helicoide (en azul). Esta fuerza normal

N se descompone a su vez en dos fuerzas: Fx, en la dirección longitudinal del eje y contra el

lado conductor o motriz, y una fuerza Fy en la misma línea de la fuerza τ.

Para una condición extrema se supone un ángulo de inclinación en 45°, entonces la fuerza

axial Fx será:

θθθ

θθ

θ

ττ

τ

cossensen

coscos

cos2

==

==

×=

NFx

NFy

N

para un ángulo de 45°

kg. 35345cos45sen 706sen

=°×°×==

FxkgNFx θ

Por lo que la fuerza que actúa en el sentido longitudinal hacia el lado de accionamiento es de

353 kg.

Para efectos de cálculo en modelación de elementos finitos se considera que esta fuerza

varia entre 350 y 500kg; con ello se evaluará el efecto que genera y cuales son los puntos

críticos susceptibles a fallas.




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MODELACIÓN POR ELEMENTOS FINITOS.

Las imágenes obtenidas de los resultados de la modelación por elementos finitos

demuestran claramente que el efecto principal causante de la falla es originado por el

esfuerzo axial, el cual hace que durante el arrastre de la pulpa la camisa o la cañería tienda

a desplazarse en dirección contraria al movimiento de la pulpa y con esto produce un

aumento en los esfuerzos en la zona de la soldadura del enchape con el eje, con 500 kg de

empuje el esfuerzo en este punto es de 650MPa que esta justo en el limite de ruptura (que

es exactamente 650 MPa), si esta fuerza axial es considera de 350 Kg. el esfuerzo calculado

en el punto critico llega a 390 MPa que sigue siendo alto aún, si bien es menor que el limite

elástico, esta condición es muy propicia para que se produzca corrosión bajo tensión.

Esquema N°4. Resultado del análisis de elementos finitos en el cual la flecha indica el punto de falla

más probable por efecto de la fuerza de empuje. El valor máximo indica 656 MPa.




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Esquema N°5. Se muestra el resultado del análisis de elementos finitos en el cual el enchape presenta

deformación.

Solución.

Para solucionar este problema de fractura del eje se debe modificar en primer lugar el

empalme del enchape sobre el eje y luego prestarse atención en el procedimiento de

soldadura de los flanges con el eje.

El empalme del eje debe tener una curva suave y terminar tangente al eje. Esta pieza puede

confeccionarse cortando el flange redondo con un diámetro interior de 70 mm y luego

mediante un proceso de punzonado o torneado (no confundir arranque de viruta), se le dará

la curvatura correspondiente hasta llegar al empalme deseado en forma tangente.

En el siguiente esquema se muestra la disposición de punzón y sufridera para el proceso de

punzonado.




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SufrideraMaterial: Acero estructural T1.

EnchapeMaterial: 316L.

PunzónMaterial: 4340 bonificado.

Deformación realizada traspunzonado

El esquema muestra la forma y la disposición que tiene el enchape propuesto. Entre el enchape y el

flange va un anillo de acero carbono cono separador rígido para evitar que en esa zona el enchape se

flecte hacia el interior.

CONCLUSIONES.

La fractura del eje fue causada por un mecanismo de corrosión bajo tensión. Para que se

produzca esta corrosión tiene que haber líquido al interior de esta zona del eje. Este líquido

filtra a través del enchape por la aparición de algunos agrietamientos del enchape en

sectores cercanos al eje también originados por el mecanismo de corrosión bajo tensión.

El análisis de las fuerzas sobre el eje comprueba que ni el esfuerzo de torsión ni de flexión

son detonantes para la ocurrencia del agrietamiento del enchape pues como se sabe para




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que un esfuerzo origine un proceso de corrosión bajo tensión, la magnitud de estos

esfuerzos deben estar sobre un 30% del limite elástico como mínimo; en nuestro caso la

suma de ambos esfuerzos no superan el 1.6 % del límite elástico, por lo tanto se buscó otro

mecanismo que origine los esfuerzos suficiente para provocar la falla, llegándose a la

conclusión que el efecto de empuje axial como reacción de la camisa sobre al eje en el

desplazamiento de la pulpa genera fuerzas en la superficie de la cañería de 350 kg (se probó

también con 500 kg para verificar el análisis de la fractura). Del análisis de elementos finitos

se observa que los flanges presentan un esfuerzo menor que el de la zona de enchape y la

zona más crítica que resultó ser la zona de enchape, justo en el cordón de soldadura. Los

esfuerzos alcanzados en este punto son de 390 kg/mm2 y que corresponde a 60% del límite

elástico, lo cual justifica plenamente la fractura inicial del enchape en la zona de cordón.

Nota: Aunque no se analizó el medio agresivo, se sabe que este tornillo trabaja en la etapa depreblanqueo, la cual esta asociada al ion cloro ya sea como residual o activo. Para que se produzcacorrosión bajo tensión por cloro basta conque la presencia de éste alcance entre los 50 a 100 ppm.

Debido a que la primera falla ocurre en el enchape entonces lo que se debe solucionar es el

empalme entre la plancha de inoxidable y el eje. La metodología de cómo realizar este

trabajo se describe anteriormente. Esta solución permite flexibilizar estos sectores críticos

bajando la magnitud de los esfuerzos a menos de un 30% del limite elástico y transformando

un esfuerzo de tracción en uno de corte en el sector de soldadura.

En los planos originales del equipo se especifica un acero SIS 2172 (norma sueca)

correspondiente a un acero estructural, para la fabricación de los muñones. Esto se presenta

ya que los esfuerzos a los que esta sometido el tornillo no hace necesario la utilización de un

acero de mejores propiedades mecánicas ya que el elemento principal es aquel utilizado en

el enchape y que previene el ataque químico sobre el material del eje. Además los

materiales estructurales presentan un mejor comportamiento frente a procedimientos de

soldadura que el AISI 4340. Luego se recomienda confeccionar el eje en acero de tipo estructural, por

ejemplo SAE 1020, 1035 o bien en SAE 1520 como mejor alternativa.

calculo de ejes

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