Tabla de resultados y Curva ε-N

La Tabla 5.5 muestra los valores medidos de vida a la fatiga en funci´on de la amplitud de deformaci´on impuesta, en condiciones de aire a temperatura ambiente y a 300 oC. En todos los casos, la vida incluye tanto el preciclado inicial con control de desplazamiento y l´ımites en deformaci´on, como el ciclado propiamente dicho.

Tabla 5.5: Ensayos de fatiga por control de deformaci´on en probetas de Nitronic 50. Nota 1: En la tabla se designa como Def. a la deformaci´on, Despl. al desplazamiento y P a la carga. Nota 2: En todos los casos se efectu´o un preciclado con control de desplazamiento.

Probeta εa (mm/mm) εa% Nf (ciclos) Control Tipo de falla

ID P01 0,00208 0,208 164906 P Fisura. Ca´ıda de carga. ID07 0,003 0,3 96987 Def. Fisura. Ca´ıda de carga. ID03 0,005 0,5 9472 Def. Fisura. Ca´ıda de carga. ID08 0,006 0,6 6388 Def. Fisura. Aumento despl. ID05 0,0075 0,75 3212 Def. Fisura. Aumento despl. ID010 0,0075 0,75 3022 Def. Fisura. Ca´ıda de carga. ID012 0,0075 0,75 3737 Def. Fisura. Ca´ıda de carga. ID12 0,0075 0,75 2658 Def. Fisura. Ca´ıda de carga. ID14 0,0075 0,75 1003 Despl. Rotura. Ensayo a 300 oC ID18 0,0075 0,75 1352 Despl. Fisura. Ensayo a 300o_C

ID06 0,01 1 1457 Def. Fisura. Ca´ıda de carga. ID011 0,01 1 961 Def. Fisura. Ca´ıda de carga. ID009 0,012 1,2 573 Def. Fisura. Ca´ıda de carga.

ID04 0,015 1,5 - Def. Pandeo

La Figura 5.25 muestra la gr´afica amplitud de deformaci´on total versus n´umero de ciclos a la falla, correspondiente al Nitronic 50 ensayado en aire tanto a temperatura ambiente como a 300 oC. La curva de dise˜no ASME correspondiente al grupo de los aceros inoxidables, matem´aticamente descripta mediante la ecuaci´on 5.5, se encuentra tambi´en graficada.

lnN = 6,891 − 1,920ln (εa− 0,112) (5.5)

Esta curva se corresponde con la curva resultante mostrada en la Figura 5.19, solo que esta vez se grafica en forma directa la amplitud de deformaci´on total en funci´on del n´umero de ciclos a la falla y se consideran tambi´en los datos obtenidos de los ensayos a 300o _C.

Es necesario mencionar que el punto experimental de mayor vida a la fatiga, corres- pondiente a la probeta ID P01, se obtuvo mediante un ensayo por control de carga en vez de un ensayo por control de deformaci´on. Este tipo de ensayos, asociado a la fatiga de alto n´umero de ciclos, se encuentra reglamentado en la norma ASTM E466-96.

5.8 Tabla de resultados y Curva ε-N 93

otros ensayos, pese a no cumplir exactamente con todas las recomendaciones de la norma en cuanto a par´ametros dimensionales.

Figura 5.25: Gr´afica de amplitud de deformaci´on versus n´umero de ciclos a la falla, corres- pondiente al Nitronic 50. Comparaci´on con la curva de dise˜no a la fatiga propuesta por ASME para aceros inoxidables [3] y con la curva corregida por temperatura de acuerdo a los criterios descriptos en ASME III [21].

En este ensayo, asociado al punto de mayor vida, se trabaj´o con una amplitud de tensi´on de aproximadamente 400 MPa, inversi´on total (R = −1) y una frecuen- cia m´axima de aproximadamente 4,0 Hz. La transformaci´on de tensi´on a deformaci´on se llev´o a cabo mediante la aplicaci´on de la ley de Hooke, considerando un valor del m´odulo de elasticidad igual a la pendiente de la curva tensi´on-deformaci´on monot´onica. En un sentido estricto, esta transformaci´on da como resultado la componente el´astica de la amplitud de deformaci´on total, estando el punto real ubicado a amplitudes de deformaci´on a´un mayores, es decir, todav´ıa m´as arriba de la curva de dise˜no de AS- ME. Para detener este ensayo por control de carga, se impuso un l´ımite superior al desplazamiento del pist´on igual a 0,1 mm, correspondi´endose esto con la aparici´on de una fisura ingenieril de aproximadamente 3 mm de longitud.

Cabe aclarar, adem´as, que el punto experimental de menor vida se corresponde con un ensayo en aire a 300oC, donde coexisten los fen´omenos de fatiga y pandeo (buckling). El pandeo es un fen´omeno que aparece a amplitudes de deformaci´on mayores al 1,2 %, para probetas de fatiga con dimensiones cercanas a las adoptadas en el presente trabajo. N´otese que casi la totalidad de los puntos experimentales asociados a condiciones de aire a temperatura ambiente se encuentran por encima de la curva de dise˜no, esto es,

94 Resultados experimentales y discusi´on

en la zona de seguridad. Sin embargo, existen algunos puntos ubicados por debajo de dicha curva. Este hecho no invalida la curva de dise˜no de ASME, ya que para hacerlo se requerir´ıa un volumen de datos experimentales mucho mayor.

M´as a´un, es necesario recordar que las curvas de dise˜no a la fatiga brindadas por el c´odigo son actualmente originadas para estimar una vida a la fatiga aceptable en al menos el 95 % de la poblaci´on de muestras sometida a cierto nivel de carga, por lo que es esperable que existan algunos resultados ubicados por debajo de la curva de dise˜no [3].

Por otro lado, se observa que los puntos experimentales asociados a condiciones de aire a 300 o_{C que fallaron exclusivamente por fatiga se encuentran en su mayor´ıa}

por debajo de la curva de dise˜no corregida por temperatura de acuerdo a los criterios del C´odigo ASME III [21], lo cual induce a pensar que esta ´ultima no es conservativa en estos casos. El criterio de correcci´on utilizado propone afectar la curva de dise˜no a temperatura ambiente por un factor adimensional dado por la raz´on entre el m´odulo de elasticidad del material (Nitronic 50) a 300o_{C y el m´odulo de elasticidad a temperatura}

ambiente asociado a la curva de dise˜no. Los m´odulos de elasticidad utilizados en la correcci´on por temperatura se obtuvieron del c´odigo ASME Secci´on II-Parte D, el cual trata las propiedades mec´anicas de los materiales. Se consider´o, en la correcci´on, un valor de E igual a 200000 MPa a temperatura ambiente y 180000 MPa a 300 o_{C [23],}

Cap´ıtulo 6

Conclusiones

Dada la relevancia que la fatiga tiene en el dise˜no de ciertos componentes del reactor nuclear CAREM 25, en el presente trabajo se estudi´o este fen´omeno desde dos perspec- tivas complementarias. En la primera se efectu´o un an´alisis cr´ıtico de la metodolog´ıa recomendada por ASME y por NUREG en lo que respecta al tratamiento de la fatiga ambiental en componentes nucleares Clase 1. En la segunda se efectu´o una caracteriza- ci´on mec´anica b´asica y un estudio del comportamiento a la fatiga del material Nitronic 50, a ser usado en la construcci´on de los plena, los tabiques separadores y las placas tubo del reactor nuclear CAREM 25.

A continuaci´on se presentan las principales conclusiones que se pueden extraer de este trabajo.

Del an´alisis se concluye que las curvas de dise˜no de ASME no constituyen el lugar geom´etrico de estados m´as conservativo para condiciones que involucren un medio no inerte. Adem´as, se encontraron diferencias de criterio en lo que respecta al trazado de las curvas de dise˜no. Se recomienda efectuar experimentos orientados al estudio de la importancia de la secuencia de aplicaci´on de cargas, la cual podr´ıa invalidar la aplicaci´on de la regla de da˜no lineal de Palmgren-Miner en el c´alculo del CUF, y del fen´omeno de cruce o mezcla de transitorios.

Como recomendaci´on general para componentes nucleares sometidos a irradiaci´on, ser´ıa ´util efectuar experimentos para estudiar los efectos de la irradiaci´on neutr´onica en la vida a la fatiga de materiales nucleares, ya que a la fecha no se encuentra regla- mentado en ning´un c´odigo debido a la ausencia de un volumen de datos experimentales razonable.

Las conclusiones relevantes respecto del comportamiento mec´anico del Nitronic 50 son las siguientes. En primer lugar, en base a los resultados del ensayo de tracci´on a temperatura ambiente, se concluye que el material Nitronic 50 presenta una mejor resistencia mec´anica que el acero inoxidable 316L, ambos en estado recocido.

En segundo lugar, del estudio del comportamiento c´ıclico del Nitronic 50 tanto 95

96 Conclusiones

a temperatura ambiente como a 300 o_{C, se encontr´o que el mismo experimenta un}

endurecimiento inicial del orden de 10 MPa dentro de los primeros 20 ciclos para ensayos en aire a temperatura ambiente (endurecimiento del orden del 3 % respecto del valor inicial de tensi´on) y del orden de 50 MPa dentro de los 50 a 100 ciclos cuando se trata de aire a 300 o_{C (endurecimiento del orden del 18 % respecto al valor inicial}

de tensi´on). Luego de esta primera etapa de endurecimiento, se encontr´o que ocurre un ablandamiento continuo hasta la falla en ambos casos, siendo menos pronunciado en el caso de ensayos a 300 oC (ablandamiento del orden del 26 % a temperatura ambiente y del orden del 3 % a 300oC, respecto a los valores iniciales de tensi´on correspondientes). Estos resultados se corresponden con lo reportado en NUREG/CR-6909 para aceros inoxidables.

A partir de los lazos de hist´eresis de mitad de vida asociados a cada uno de los ensayos realizados, se traz´o la curva tensi´on-deformaci´on c´ıclica. Se encontr´o que, a temperatura ambiente, la curva c´ıclica se encuentra por debajo de la monot´onica pa- ra deformaciones nominales inferiores al 2 %. A partir de esto se deduce que no es recomendable utilizar la curva tensi´on-deformaci´on monot´onica en el dise˜no de com- ponentes nucleares constru´ıdos con Nitronic 50.

Debido a que el n´umero de ensayos es escaso por falta de material, se recomienda efectuar m´as ensayos de fatiga en aire a 300oC con el objeto de trazar la curva tensi´on- deformaci´on c´ıclica a alta temperatura y poder as´ı compararla con la curva monot´onica, obtenida a partir del ensayo de tracci´on en aire a 300 oC. Los datos obtenidos hasta el momento sugieren que a 300 o_{C, la curva tensi´on-deformaci´on c´ıclica se encontrar´ıa}

por debajo de la monot´onica, al igual que en los ensayos a temperatura ambiente. De ser as´ı, se recomienda el uso de la curva c´ıclica en el dise˜no de componentes fabricados con Nitronic 50 que operen a temperaturas cercanas a los 300 o_C.

En tercer lugar, se evidenci´o la presencia del fen´omeno de ratchetting en el caso de cargas asim´etricas con R = 0,05 y una tensi´on superior correspondiente a una deformaci´on m´axima inicial del 1,2 %. Para estas condiciones, se verific´o que el material presenta shakedown luego de transcurridos 20000 ciclos.

A partir de ensayos de fatiga en aire a temperatura ambiente, se encontr´o que la curva de dise˜no ASME, aplicable a la familia de aceros inoxidables, resulta apropiada en el dise˜no a la fatiga de componentes fabricados con Nitronic 50 que operar´an a temperatura ambiente. Sin embargo, los ensayos de fatiga en aire a 300 oC parecen indicar una disminuci´on de la vida en un factor aproximadamente igual a 3 respecto a los ensayos a temperatura ambiente, por lo que la curva de dise˜no ASME correspon- diente a 300 o_{C no ser´ıa conservativa en esos casos. Este resultado sugiere la necesidad}

de redefinir los criterios de c´alculo de la metodolog´ıa Fen para considerar tambi´en am-

bientes de aire, adem´as de ambientes de agua. Se recomienda efectuar m´as ensayos de este tipo, considerando el material en la condici´on real forjada, el cual se usar´a

97

en la construcci´on del reactor CAREM 25, para poder trazar una curva media a alta temperatura y efectuar as´ı una mejor comparaci´on con la curva de dise˜no ASME para distintos valores de amplitud de deformaci´on.

Como trabajos a futuro, se recomienda efectuar ensayos en un sistema integral de corrosi´on-fatiga, preferentemente usando la condici´on real forjada del Nitronic 50, para poder evidenciar en forma contundente si los efectos ambientales tienen la relevancia que se les brinda en la metodolog´ıa del factor ambiental, siendo tambi´en importante verificar los valores umbrales de cada uno de los par´ametros involucrados.

En caso de contar con el material real forjado que se usar´a en la construcci´on de los componentes plena, placas tubo y tabiques separadores del reactor CAREM 25, se sugiere fabricar probetas de fatiga con adecuada terminaci´on superficial para poder efectuar una caracterizaci´on a la fatiga a 300 o_{C. Asimismo, se recomienda efectuar}

dicha caracterizaci´on en las uniones soldadas entre dichas partes.

Finalmente, se sugiere evaluar la aplicabilidad de la termograf´ıa infrarroja como t´ecnica END de no contacto a la cuantificaci´on del da˜no local y desarrollo de fallas debidas a mecanismos de iniciaci´on y propagaci´on de fisuras en materiales estructurales sometidos a cargas variables.

Bibliograf´ıa

[1] American Society for Testing and Materials (ASTM) E1823-13, 2013.

[2] W.J. O’Donnell - Code Design and Evaluation for Cycling Loading- Sections III and VIII. Chapter 39 of the Companion Guide for the ASME Boiler and Pressure Vessel Code.

[3] U.S.NRC- Effect of LWR Coolant Environments of the Fatigue Life of Reactor Materials. NUREG/CR-6909. Rev 1. March 2014.

[4] Jaap Schijve. Fatigue of Structures and Materials. Kluwer Academic Publishers. 2001.

[5] Sch¨utz,W.- A history of fatigue. Eng. Fracture Mechanics, Vol. 54 (1996), pp. 263- 300.

[6] Mann, J. Y.- Bibliography on the fatigue of materials, components and structures. Vol. 1 to 4, Pergamon Press, Oxford (1970, 1978, 1983 and 1990).

[7] De Vedia, Luis A.- Apuntes de fatiga. Mec´anica II. Instituto de Tecnolog´ıa Jorge A. Sabato. Buenos Aires (2002).

[8] Aldaz, Eduardo. Curso sobre requisitos b´asicos sobre dise˜no, construcci´on, inspec- ci´on en servicio y estudio de envejecimiento en componentes mec´anicos de centrales nucleares. UTN. Facultad Regional de Haedo. 2010.

[9] Bannantine, J., Comer, J., Handrock, J.- Fundamentals of metal fatigue analysis. Prentice Hall. Englewood Cliffs, N.Y. 07632

[10] Frost, N.E. and Phillips,C.E, Studies in the formation and propagation of cracks in fatigue specimens. Proc. Int. Conference on Fatigue of Metals, London, September 1956. The Institution of Mechanical Engineers (1956), pp. 520-526.

[11] Forest, A.V. de, The rate of growth of fatigue cracks. J. of Applied Mechanics, Vol. 3, (March 1936), pp.381-396.

[12] Dowling, Norman E. Mechanical Behavior of materials. Engineering methods for deformation, fracture, and fatigue. Prentice Hall. Englewood Cliffs, N.Y. 07632, 1993. [13] Endo, K. and Miyao, Y. Effects of cycle frequency on the corrosion fatigue strenght.

Bulletin of the Japan Society of Mechanical Engineers, Vol.1 (1958), pp. 374-380 [14] Barsom and Rolfe- ‘Fracture and fatigue control in structures’- Application of

fracture mechanics- 2nd Ed. – Prentice Hall, Inc. 1987- Chapters: 12 and 13

[15] Bustos, R.I.- An´alisis de fatiga en el RPR del reactor nuclear CAREM 25- Pro- yecto integrador de la carrera de ingenier´ıa mec´anica- Instituto Balseiro- Comisi´on Nacional de Energ´ıa At´omica. Junio de 2015.

[16] Proyecto Carem. Coordinaci´on de Ingenier´ıa mec´anica. Memoria de c´alculo: CL- CAREM25M-32.

[17] Jones, David P. and Basavaraju, Chakrapani. Subsection NB- Class 1 components. Companion guide to the ASME BOILER AND PRESSURE VESSEL CODE-Vol.1- Part 3: Rules for the construction of nuclear power plant components- Chapter 6 (Original by Hallinger and Jones).

[18] Cooper, W.E., The Initial Scope and Intent of the Section III Fatigue design procedure- Welding Research Council, Inc., Technical Information from Workshop on Cyclic Life and Environmental Effects in Nuclear Applications, Clearwater, Florida, Jan. 22-21, 1992.

[19] Higuchi, M., K. Iida and Y. Asada, ’Effects of Strain Rate Change on Fatigue Life of Carbon Steel in High-Temperature Water’, Fatigue crack growth: Environmental effects, modeling studies, and design considerations, PVP Vol.306, S. Yukawa, ed, ASME, NY, pp. 111-116; also Porc. of Symp. on Effects of the Environment on the initiation of crack growth, ASTM STP 128, ASTM, Philadelphia, 1997.

[20] Higuchi, M., K. Iida, and K. Sakaguchi. ’Effects of Strain Rate Fluctuation and Strain Holding on Fatigue Reduction for LWR Structural Steels in Simulated PWR Water’, Pressure Vessel and Piping Codes and Standards, PVP Vol 41, M.D. Rana, ed., ASME, NY, pp. 143-152, 2001.

[21] ASME Boiler and Pressure Vessel code, Section III, Div.1, NB 3222.4, Analysis for cyclic operation. Part e.4, Effect of elastic modulus.

[22] ASME Boiler and Pressure Vessel code, Section III, Div. 1, NB 3216, Derivation of Stress Differences, 2010.

[24] ASTM E1049 - 85(2017).- Standard Practices for Cycle Counting in Fatigue Analy- sis.

[25] Rodr´ıguez, Facundo Luis. C´alculo estructural en la zona de la acometida de los generadores de vapor del RPR CAREM 25. Proyecto Integrador de la carrera de ingenier´ıa mec´anica- Instituto Balseiro- A˜no 2010.

[26] Chopra, O. K. and W. J. Schack, Effects of LWR Coolant Environments on Fatigue design curves of carbon and Low alloy steels. NUREG CR 6583, ANL-97,18, March 1998.

[27] Gavenda, Luebbers, Chopra. Crack Initiation and crack growth behavior of carbon and low alloy steels. Fatigue and fracture 1, Vol 350, S.Rahman, Yoon, et al, eds. American Society of Mechanical Engineers, New York, 1997.

[28] Chopra, O. K. and W.J. Schack, Environmental effects on fatigue crack initiation in piping and PV Steels. NUREG CR 6717, ANL 00/27, May 2001.

[29] Higuchi, M. and Iida K, Reduction in LCF life of ASS in high temperature water, pressure vessel and piping codes and standards, PVP Vol 353, D.P. Jones, R. Newton, W. J. O’Donnell, R. Vecchio, Antaki, Cofie, Hollinger, eds., ASME, New York, pp 79-86, 1997.

[30] Fyfitch, S., H. Xu, K. Moore and R. Gurdal, PWR Internals materials aging degradation Mech. screening and Threshold values MRP 175, Materials Reliability Program, EPRI Report 1012081, Electric Power Research Institute, Palo Alto, CA, December 2005.

[31] Van Der Sluys, W. A., and S. Yukawa, “Status of PVRC Evaluation of LWR Coolant Environmental Effects on the S–N Fatigue Properties of Pressure Boundary Materials,” Fatigue and Crack Growth: Environmental Effects, Modeling Studies, and Design Considerations, PVP Vol. 306, S. Yukawa, ed., American Society of Mechanical Engineers, New York, pp. 47–58, 1995.

[32] Van Der Sluys, W. A., “PVRC’s Position on Environmental Effects on Fatigue Life in LWR Applications,” Welding Research Council Bulletin 487, Welding Research Council, Inc., New York, Dec. 2003.

[33] Iida, K., T. Bannai, M. Higuchi, K. Tsutsumi, and K. Sakaguchi, “Comparison of Japanese MITI Guideline and Other Methods for Evaluation of Environmental Fatigue Life Reduction,” Pressure Vessel and Piping Codes and Standards, PVP Vol. 419, M. D. Rana, ed., American Society of Mechanical Engineers, New York, pp. 73–81, 2001.

[34] Chopra, O. K., and W. J. Shack, “Overview of Fatigue Crack Initiation in Carbon and Low– Alloy Steels in Light Water Reactor Environments,” J. Pressure Vessel Technol. 121, 49– 60, 1999.

[35] Mehta, H. S., and S. R. Gosselin, “Environmental Factor Approach to Account for Water Effects in Pressure Vessel and Piping Fatigue Evaluations,” Nucl. Eng. Des. 181, 175– 197, 1998.

[36] O’Donnell, W. J., W. J. O’Donnell, and T. P. O’Donnell, “Proposed New Fatigue Design Curves for Carbon and Low–Alloy Steels in High Temperature Water,” Proc. of the 2005 ASME Pressure Vessels and Piping Conf., July 17–21, 2005, Denver, CO, paper. PVP2005–71410.

[37] Chopra, O. K., and W. J. Shack, “Effects of LWR Coolant Environments on Fatigue Design Curves of Carbon and Low–Alloy Steels,” NUREG/CR–6583, ANL–97/18, March 1998.

[38] Chopra, O. K., and W. J. Shack, “Environmental Effects on Fatigue Crack Initia- tion in Piping and Pressure Vessel Steels,” NUREG/CR–6717, ANL–00/27, May 2001.

[39] JNES-SS Report, “Environmental Fatigue Evaluation Method for Nuclear Po- wer Plants,” JNES-SS-1005, Nuclear Energy System Safety Division, Japan Nuclear Energy Safety Organization, March 2011.

[40] Van Der Sluys, W. A., B. A. Young, and D. Doyle, “Corrosion Fatigue Properties on Alloy 690 and Some Nickel–Based Weld Metals,” Assessment Methodologies for Preventing Failure: Service experience and Environmental Considerations, PVP Vol. 410-2, R. Mohan, ed., American Society of Mechanical Engineers, New York, pp. 85–91, 2000.

[41] Electralloy Nitronic 50 stainless steel, UNS S 20910. Product Data Bulletin 50. Electralloy, a G. O. Carlson Inc. Company.

[42] ATI Flat Rolled Products, Certificate of Test. High performance Alloys Inc, Cert Number 0140645-00. Material: ATI 50 stainless steel PMP hot rolled plate annealed pickled commercial cut edge. ASME-SA-240 ED 2013, UNS S20910, ASTM-A-240- 15. 16 Dic 2015.

[43] MTS Material Test System Operation. 2013 MTS Systems Corporation. 100-196- 370 D.

[44] ASTM International E8/E8M- 09. Standard Test Methods for Tension Testing of Metallic Materials.- A˜no 2009.

[45] Dieter, George E. Jr.- Mechanical metallurgy. McGraw Hill Book Company. [46] Ashby M., Jones D.- Engineering materials 1 - An introduction to their properties

and applications. Second Edition. Butterworth-Heinemann- 1996.

[47] Kim JR Rasmussen.- Full-range Stress-strain Curves for Stainless Steel Alloys. Re- search Report No R811. The University of Sydney. Department of Civil Engineering. Sydney NSW 2006. Australia.

[48] Egerton, Ray F. Physical Principles of Electron Microscopy. An Introduction to TEM, SEM and AEM. Springer. Dep. of Physics, University of Alberta. Canada.