ANÁLISIS DE FALLO MECÁNICO EN EJE DE SALIDA DE REDUCTOR DE VELOCIDAD PARA MÁQUINA DE SECADO DE CAUCHO

ANÁLISIS DE FALLO MECÁNICO EN EJE DE SALIDA DE REDUCTOR DE VELOCIDAD PARA MÁQUINA DE SECADO DE CAUCHO Roberto Báscones 1, Iñaki Gorrochategui 1, José Alberto Álvarez 2 1 Fundación Centro Tecnológico de Componentes (CTC), Avda. Los Castros s/n, 39005 Santander, España. E-mail: administracion@ctcomponentes.com 2 LADICIM, ETSICC y P, Universidad de Cantabria, Avda. Los Castros s/n, 39005 Santander, España. E-mail: ladicim@unican.es RESUMEN El análisis tiene por objeto identificar y estudiar los fenómenos que han producido la rotura del eje de salida del reductor de velocidad de una máquina de secado de caucho. La máquina ha sufrido diversas roturas a lo largo de su vida y se han probado diferentes materiales para el mismo eje. En el momento de inicio del análisis no existían evidencias de que un cambio de material o un cambio de geometría pudieran evitar el problema aparecido. A partir del conocimiento de las condiciones de operación de la máquina se ha realizado un análisis experimental y un estudio teórico justificativo. Las observaciones del laboratorio han determinado los mecanismos que han provocado la fractura del eje y han verificado la calidad del material utilizado. Mediante esa identificación, se ha realizado posteriormente el estudio que justifica la rotura en relación a los fenómenos de iniciación y propagación implicados en la fractura. El análisis de laboratorio ha consistido en ensayos de dureza, microscopía óptica y microscopía electrónica. El estudio teórico se ha basado en modelos de fatiga y fractura formulados recientemente por European Fitness-for- Service Network. El análisis de laboratorio y el estudio teórico están en concordancia y ambos demuestran las causas del fallo y la duración del ciclo de vida del eje sometido a las condiciones de operación observadas. ABSTRACT The aim of this analysis is to identify and study the phenomena which have produced the failure of an speed reducer output shaft of a rubber drying machine. The machine has suffered several failures during its operating life and different materials for the same shaft have been tested. At the time of initiation of the analysis there was no evidence that a change of material or a change of geometry could avoid the appeared problem. An experimental analysis and a theoretical study have been made from the knowledge of the machine operating conditions. The observations of the laboratory have identified the mechanisms which have produced the fracture of shaft and they have verified the quality of the used material. Through this identification, the study which justifies the failure in regards to the initiation and propagation phenomena implied in the fracture has been performed. The analysis of laboratory has consisted in hardness tests, optical microscopy and SEM. The theoretical study has been based in fatigue and fracture analysis which have been developed recently by European Fitness-for-Service Network. The analysis of laboratory and the theoretical study are consistent and both demonstrate the causes of the failure and the life cycle of the shaft subjected to the observed operation conditions. PALABRAS CLAVE: Fatiga, Fractura. 1. INTRODUCCIÓN El eje de salida de un reductor de velocidad de una máquina secadora de caucho ha sufrido varias roturas súbitas. El fallo ocurrido implicó detener la producción de la máquina y realizar su reparación. El último eje de salida roto se había fabricado con acero F-127 pero otros ejes probados estaban constituidos de acero inoxidable 316 y 17-4 PH. Los ejes de acero inoxidable también sufrieron roturas y esto descartaba a la corrosión como causa única del fallo. Por esa razón, se consideraba oportuno realizar un estudio de fallo que determinara las causas del último desperfecto y permitiera prevenir roturas en el futuro. El mecanismo del que forma parte el eje puede ser resumido en el conjunto de cuatro componentes: motor, reductor, eje y acoplamiento. El acoplamiento conecta el eje del reductor con el eje de la máquina de secado de caucho. Este mecanismo actúa en un ambiente húmedo en el que se presenta agua y vapor entre 100ºC y 146ºC. Además, 658

Anales de Mecánica de la Fractura 26, Vol. 2 (2009) el agua contiene CaCl2, que provoca un ambiente corrosivo. Tabla 1. Especificación de fabricación y características del material del eje Denominación F-127 Tipo Acero al Cr, Ni, Mo Carga de rotura ~1000 MPa Resiliencia, Cv 50 J Módulo de Young, E 210 GPa Módulo de Poisson, ν 0.3 Tenacidad mínima, KImat 101 MPa m1/2 Tratamiento superficial Shot Peening European Fitness-for-Service Network ha desarrollado procedimientos de evaluación de daños debidos a fractura, fatiga, fluencia y corrosión en componentes metálicos [1]. Estos procedimientos han sido utilizados para el estudio. 2. PUNTO DE PARTIDA Para realizar el análisis y el estudio se ha partido de dos muestras correspondientes a las secciones que descubrió la rotura. El eje tiene un diámetro de 196.85 mm. La sección de rotura se encuentra en una zona mecanizada de forma toroidal que reduce el diámetro a 188.13 mm. La inspección visual ha permitido detectar distintas fisuras que avanzan según las marcas de playa que se observan en las figuras 1 y 2. Las marcas de playa han mostrado distintos orígenes en el contorno de la sección. Las diferentes marcas de playa han confluido hasta formar un frente común y han llegado hasta la zona en la que el eje ha roto por un proceso de propagación dúctil. La superficie del eje muestra picaduras producidas por corrosión. 3. ANÁLISIS Se ha llevado a cabo un análisis de laboratorio que ha determinado que el avance de fisuras se había debido a fatiga y que las tensiones dominantes en las secciones de rotura son características de esfuerzos axiales. Los análisis han constatado que las fisuras tenían su origen en los defectos superficiales provocados por corrosión. Los defectos superficiales son numerosos. Solo algunas de las picaduras de la superficie han llegado a crear fisuras. 3.1. Análisis fractográfico El análisis fractográfico se ha realizado con la muestra correspondiente al lado del acoplamiento. El análisis se ha realizado en puntos que corresponden a diferentes profundidades medidas desde la superficie exterior del eje. La tabla 2 muestra las profundidades de las que se ha realizado cada una de las imágenes de microscopía. Tabla 2. Profundidad de realización de imágenes de microscopía. Zona Profundidad Figuras 0 0 mm 3 1 19.54 mm 4,5 2 43.87 mm 6 3 90.81 mm 7 Figura 1.Muestra correspondiente a lado reductor. Figura 3. Defecto superficial de 1 mm provocado por corrosión. En la zona 0 se han localizado los defectos provocados por la corrosión, que han sido iniciadores del proceso de propagación de fisuras. En la zona 1 se aprecian líneas de fatiga. A esta misma profundidad, existen líneas de Figura 2.Muestra correspondiente a lado acoplamiento. La tabla 1 muestra datos de la especificación de fabricación del material y características del eje que son determinantes para realizar el estudio [2, 3]. 659

fatiga con diferentes direcciones. En la zona 2 aparecen líneas de fatiga pero en este caso, las líneas muestran una única dirección de propagación. Los frentes de propagación localizados en la zona 1, han convergido y han formado el único frente observado en la zona 2. Figura 7. Microhuecos en zona 3. 3.2. Ensayo mediante líquidos penetrantes Figura 4. Líneas de propagación en zona 1. Para apreciar mejor el efecto de la corrosión sobre la superficie del eje se ha realizado un ensayo por líquidos penetrantes. Este ensayo ha permitido descubrir que en toda la superficie del eje alrededor de la sección de rotura hay una gran cantidad de poros y otras grietas que detuvieron su avance. 3.3. Caracterización microestructural Se han realizado micrografías a profundidades similares a las zonas 0, 1, 2 y 3 señaladas en la tabla 2. Las micrografías han mostrado una microestructura característica de ferrita y perlita con una ligera diferencia de proporción entre periferia e interior asociada a velocidades de enfriamiento diferentes. La microestructura corresponde a un estado normalizado. Figura 5. Líneas de propagación en zona 1. Figura 8. Micrografía en zona 2 Figura 6. Líneas de propagación en zona 2. En la zona 3 se ha apreciado la presencia de microhuecos, que indica un cambio de fenómeno de rotura respecto a las zonas 1 y 2. La forma de los microhuecos se asocia a tensiones normales al plano de propagación de la fisura. 3.4. Caracterización mecánica Mediante ensayos se ha obtenido un valor medio de dureza de 271.17 HV para profundidades entre 0 y 10mm. La dureza corresponde al estado normalizado del acero. Para el interior del eje se ha obtenido una dureza menor, de 230 HV. En zonas cercanas a la sección de rotura se han realizado ensayos de dureza hasta una profundidad de 0.16 mm. Los valores de dureza 660

obtenidos no muestran un incremento significativo en la superficie. Esto indica que en la zona en la que se realizado este ensayo de dureza, no se ha aplicado Shot Peening. Debe tenerse en cuenta que los ensayos de dureza se han realizado en una sección situada a unos 30 mm de la sección de rotura. El eje, según especificación de fabricación, debía haber sido tratado mediante Shot Peening en la superficie de mecanizado toroidal, que es precisamente donde se localiza la rotura. Este tratamiento no ha sido localizado por ensayos de dureza en una sección cercana a la de rotura. El tratamiento no ha sido aplicado o ha sido aplicado a una zona reducida. por si sola, no debe ser motivo de rotura. Por ello se ha procedido al estudio de fatiga y al estudio de propagación de la fisura. Se considera que las tensiones axiales calculadas por el método de elementos finitos son alternantes y de valor medio nulo. Esta hipótesis sostiene que el giro del eje provoca la inversión de tensiones ya que la posición angular relativa del eje respecto a la dirección de la flecha realiza un giro completo por cada período de giro. 4. ESTUDIO DE FATIGA Y FRACTURA El análisis fractográfico ha descartado los esfuerzos de torsión como causa del fallo. Los técnicos y responsables del mantenimiento de la máquina han facilitado una curva de carga y datos del motor que impulsa al eje. De la geometría del eje, la curva de carga y los datos del motor, se ha calculado que los esfuerzos cortantes del eje producen en la sección de rotura una intensidad de tensión media de 59 MPa con fluctuaciones de 11 MPa. Se trata de una intensidad de tensiones muy baja en comparación con el límite de rotura del material. La observación del laboratorio y los valores calculados coinciden en descartar los esfuerzos de torsión como motivo del fallo. De la observación del funcionamiento de la máquina se intuye que puede existir una falta de alineación entre el eje de la máquina y el eje de salida del reductor. Esta falta de alineación y la detección de microhuecos producidos por esfuerzo axial motivan una hipótesis de flexión. Esta hipótesis supone una flecha forzada en el eje en el punto donde se encuadra el acoplamiento. Un cálculo realizado por el método de elementos finitos ha permitido calcular la tensión axial en la sección de rotura. El modelo de elementos finitos se muestra en la figura 9 y ha consistido en un único eje que considera la longitud del eje de la máquina más el eje de salida del reductor. El modelo de elementos finitos se ha realizado con una superficie toroidal que representa el mecanizado donde se localiza la sección de fallo. En el extremo del eje de la máquina se encuentra un rodamiento autoalineable. Este extremo del eje de máquina se considera una articulación. El eje del reductor tiene su extremo en un rodamiento que no permite oscilaciones del eje. Este punto del eje se considera un empotramiento. En una zona intermedia, el eje de salida del reductor está sujeto por un rodamiento de rodillo a rótula. Este punto se considera una articulación. La sección donde se encuentra el acoplamiento se someterá a desplazamiento forzado. Diferentes niveles de desplazamientos tienen asociados diferentes tensiones axiales de forma proporcional. La figura 10 muestra la tensión axial producida en la sección de rotura por un desplazamiento forzado de 1 mm. El valor máximo de la tensión axial en esa sección es de 189 MPa. Este valor es muy bajo comparado con la tensión de límite de rotura del material. Esta tensión, Figura 9. Modelo de elementos finitos. Figura 10. Tensión axial en sección de rotura. 4.1. Estudio de fatiga tradicional Para realizar una evaluación de fatiga, el procedimiento FITNET [1] propone una expresión logarítmica que relaciona la amplitud de tensión total frente al límite de ciclos. Esta relación se muestra en la expresión (1). log ( log N log N ) σ a logσ WK = m D, σ (1) σ a Amplitud de tensión local [MPa]. N Número de ciclos para límite de vida a fatiga. 661

N D,σ Número de ciclos para límite de vida a fatiga para σ WK, 10 6 ciclos. m Pendiente de la recta de la gráfica en escala logarítmica. σ WK Amplitud límite de fatiga [MPa] que se calcula a partir del límite de tensión a rotura y de factores geométricos [1]. Con los datos geométricos del eje y las características de materiales, la expresión (1) se transforma en la (2). La fórmula (2) permite calcular diferentes límites de vida útil del eje sometido a diferentes desplazamientos forzados y considerando que fallará en la sección de estudio, como lo que muestra la tabla 3. K M b I = M b σ ( π a) π a = g 0.923 + 0.199 1 sen 4 R π a tg 1.84 4 R π π a 4 R g = π a cos 4 R x 0.5 σ x Tensión axial (= Q b ) [MPa]. (4) a = 10 1 log N + 3.749 5 σ (2) Tabla 3. Límite de vida a fatiga en función del desplazamiento forzado. [mm] σ a [MPa] N [ciclos] Límite [meses] 0.5 94 7.57 10 8 21.62 0.64 121 2.31 10 8 6 1 189 2.31 10 7 0.66 1.3 245 6.30 10 6 0.18 4.1. Estudio de propagación de la fisura La ley de Paris define la velocidad de propagación de la fisura. Esta ley se muestra en la expresión (3). da dn = C m K I 0 (3) da/dn Avance de fisura por cada ciclo, [mm/ciclo]. C 0 y m Constantes del material. Se han utilizado las facilitadas por la referencia [2]. Estos valores, recogidos en [2], no consideran el efecto amplificador de la corrosión en la velocidad de propagación por fatiga. K I Amplitud del factor de intensidad de tensiones [MPa m 1/2 ]. Para la geometría y condiciones de carga del caso en estudio, la amplitud de intensidad de tensiones se calcula mediante la expresión (4) [1]. M b Factor de amplificación de tensiones de flexión, adimensional. g Factor de cálculo, adimensional. a Profundidad de fisura [m]. R Radio de la sección [m]. La figura 11 muestra el factor de intensidad de tensiones en función de la profundidad de la fisura para un desplazamiento forzado = 1 mm. Obsérvese que una fisura de 100 mm de profundidad está sometida a un factor de intensidad de tensiones equivalente a la tenacidad del material mostrada en la tabla 1. Las últimas marcas de playa se han encontrado a una profundidad de 80 mm y es en esta profundidad donde empieza la zona de rotura dúctil. La expresión (4) aplicada a un defecto inicial de tamaño a 0 equivalente a 1 mm se muestra de forma gráfica en la figura 12. Conociendo la velocidad de giro del eje, se puede transformar la cantidad de ciclos en tiempo. Se ha calculado el número de ciclos y la vida útil del eje para varias combinaciones de deformación forzada y profundidad de defecto inicial. Los resultados se muestran en las tablas 4 y 5. Se considera que se llega al final de la vida útil cuando la fisura tiene una profundidad tal que el factor de intensidad de tensiones iguala la tenacidad mínima, es decir, K Imax =K Imax. De las combinaciones de y a 0 consideradas en este análisis de Mecánica de la Fractura Elástico Lineal, dos muestran vidas útiles parecidas a la experimentada en el eje de la máquina. De estas dos, una supone = 0.5 mm y a 0 = 1 mm. La otra combinación supone =0.64 mm y a 0 = 0.5 mm. La actividad del eje produjo el fallo aproximadamente 6 meses después de la instalación del eje en la máquina. El análisis de laboratorio ha descubierto defectos iniciales de profundidad entre 0.5 y 1 mm. La falta de alineación experimentada por los técnicos de mantenimiento de la 662

máquina tiene magnitudes parecidas a los desplazamientos forzados de esas dos combinaciones. Los resultados calculados según el estudio de fatiga tradicional y el realizado según Mecánica de la Fractura Elástico Lineal coinciden con el ciclo de vida mostrado por el eje durante la experiencia operativa en la fábrica. El modelo de propagación de fractura para el eje estudiado es coherente con la experiencia real y muestra que la falta de alineación es la causa de la rotura del eje favorecida por los efectos de la corrosión. Tal como se observa en la tabla 5, la falta de alineación reduce la vida útil del eje de forma más acusada que los efectos de corrosión. Por lo tanto, en este caso es más importante prevenir la falta de alineación que prevenir la corrosión. Tabla 5. Límite de vida por Mecánica de la Fractura Elástico Lineal en función del desplazamiento forzado y la profundidad de defecto inicial a 0. [mm] 0.5 0.64 1 1.3 a ( K Imax =K Imax ) [mm] 130 125 100 85 a 0 0.5 24 meses 5 meses 12 días 42 horas [mm] 1 6 meses 42 días 3 días 13 horas 5. CONCLUSIONES Las características fractográficas de la superficie de rotura y los estudios teóricos llevados a cabo mediante dos métodos distintos confirman que el mecanismo que ha producido el fallo del eje es la fatiga. KI [MPa m^0.5] 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 0 20 40 60 80 100 120 140 Profundidad a [mm] Figura 11. Factor de intensidad de tensiones en función de la profundidad de la fisura para =1mm. Los defectos iniciadores del proceso de fatiga son producidos por efecto de la corrosión. Estos defectos tienen un tamaño del orden de 1 mm y están repartidos por toda la superficie exterior del eje. El análisis de fallo mecánico sugiere que la falta de alineación es la causa principal de la rotura del eje. El estudio teórico realizado según métodos de fatiga tradicional y según Mecánica de la Fractura Elástico Lineal confirma las observaciones del análisis de laboratorio. Además, los resultados del estudio teórico se ajustan a la experiencia en la fábrica. Los procedimientos propuestos por FITNET ofrecen una novedosa herramienta para el estudio de fallos de componentes sometidos a fatiga. AGRADECIMIENTOS Los autores desean agradecer la colaboración de los técnicos y responsables de mantenimiento mecánico de la fábrica de Dynasol Elastómeros (Repsol YPF) en Gajano (Cantabria). REFERENCIAS Figura 12. Propagación de fisura respecto a número de ciclos para =1mm a partir de defecto inicial de profundidad a 0 =1mm. Tabla 4. Límite de ciclos por Mecánica de la Fractura Elástico Lineal en función del desplazamiento forzado y la profundidad de defecto inicial a 0. [mm] 0.5 0.64 1 1.3 a ( K Imax =K Imax ) [mm] 130 125 100 85 a 0 0.5 8.4 10 7 1.9 10 7 1.4 10 6 3 10 5 [mm] 1 2.2 10 7 5.1 10 6 3.8 10 5 9.2 10 4 [1] European Fitness-for-service Network. FITNET. FITNESS-FOR-SERVICE PROCEDURE. Revision MK8. January 2008. [2] ASME. Article A-4300, Fatigue crack growth rate. [3] Stahlschlüssel. Aufflage 2007 663