Efectos ambientales en el diseño a la fatiga de componentes nucleares clase 1.

Texto completo

(1)TESIS DE MAESTRÍA EN INGENIERÍA. EFECTOS AMBIENTALES EN EL DISEÑO A LA FATIGA DE COMPONENTES NUCLEARES CLASE 1. Ing. Raul Ignacio Bustos Maestrando. Dr. Alejandro Yawny Director. Dra. Graciela Bertolino Co-directora. Miembros del Jurado Dr. Carlos P. González Ferrari (Instituto Balseiro, Centro Atómico Bariloche) Dr. Marcos Bergant (Instituto Balseiro, Centro Atómico Bariloche) Dr. Iván Korin (Invap S.E). Septiembre de 2018. División Fı́sica de Metales, Departamento de Materiales, Gerencia de Fı́sica (GAIyANN), Centro Atómico Bariloche. Instituto Balseiro Universidad Nacional de Cuyo Comisión Nacional de Energı́a Atómica Argentina.

(2)

(3) Al holograma eterno de lo que alguna vez amé. (Juan Solá).

(4)

(5) Índice de sı́mbolos LCF : del inglés Low Cycle Fatigue (fatiga de bajo número de ciclos). HCF : del inglés High Cycle Fatigue (fatiga de alto número de ciclos). ASM E: del inglés American Society of Mechanical Engineers (Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos). EN D: Ensayos No Destructivos CU F : del inglés Cumulative Usage Factor (Factor de uso acumulativo). También llamado Coeficiente de daño acumulado. AN L: del inglés Argonne National Laboratory (Laboratorio Nacional de Argonne). LW R: del inglés Light-Water Reactor (Reactor de Agua Liviana). P W R: del inglés Pressurized Water Reactor (Reactor de Agua Presurizada). U SN RC: del inglés United States Nuclear Regulatory Commission (Comisión Regulatoria Nuclear de los Estados Unidos). JN ES: del inglés Japan Nuclear Energy Safety Organization (Organización para la Seguridad en Energı́a Nuclear de Japón). n: número de ciclos aplicados de acuerdo a lo proyectado en las especificaciones de diseño. Usualmente asociado a cierto estado de cargas. N : número admisible de ciclos obtenido a partir de las curvas de diseño. En la teorı́a de fatiga y fractura, denota la vida en ciclos de un elemento o componente. Salt : intensidad de tensiones alternante, sin corrección por temperatura. Sa : intensidad de tensiones alternante corregida por temperatura. Valor que debe usarse como entrada en las curvas de diseño para obtener el número admisible de ciclos a la falla. σi : Tensiones principales. Sij , Sij0 : Diferencia de tensiones. εa : Amplitud de deformación. E: Módulo de elasticidad. Smed : Tensión media. SU , U T S, σU T S : Tensión última o resistencia a la tracción. AST M : del inglés, American Society for Testing and Materials (Sociedad Americana de ensayos y materiales). EN T : Módulo de elasticidad en la descarga desde un pico de tracción. v.

(6) vi. Índice de sı́mbolos. EN C : Módulo de elasticidad en la carga desde un valle en compresión. ε: Deformación. ∆ε: Rango de deformaciones. Es el doble de la amplitud de deformación. EP RI: del inglés, Electric Power Research Institute (Instituto de Investigación en Energı́a Eléctrica). GV : Generador de vapor. GV s en plural T GV : Tubo de generador de vapor. T GV s en plural. P V RC: del inglés, Pressure Vessel Research Council (Consejo de investigación de recipientes de presión). Fen : factor de corrección por fatiga ambiental. T (T ? ): Temperatura (Temperatura adimensional). DO (O? ): Contenido de oxı́geno disuelto en agua, expresado en partes por millón o ppm (Contenido de oxı́geno disuelto en agua, adimensional). ε̇ (ε̇? ): Tasa de deformación (Tasa de deformación adimensional). A: Área de la sección transversal de una probeta. σ: Tensión mecánica real (en el caso nominal: σn ). HP U : del inglés, Hydraulic Power Unit (Fuente hidráulica). LV DT : del inglés, Linear Variable Differential Transformer (Transformador Diferencial Variable Lineal) SEM : del inglés, Scanning Electron Microscopy (Microscopı́a electrónica de barrido). SE: del inglés, Secondary electrons (electrones secundarios). BSE: del inglés, Backscattered electrons (electrones retrodispersados). EDS: del inglés, Energy Dispersive Spectroscopy (espectroscopı́a por dispersión de energı́a). Nf : Número de ciclos a la falla. N : Número admisible de ciclos aplicados. ∆εe : Amplitud de deformación elástica. 2 ∆εp : Amplitud de deformación plástica. 2 ε0f : Coeficiente de ductilidad a la fatiga. b: Exponente de Basquin. c: Exponente de ductilidad a la fatiga. σf0 : Coeficiente de resistencia a la fatiga. R: Relación de cargas, definida como el cociente entre la tensión mı́nima y la tensión máxima..

(7) Índice de contenidos Índice de sı́mbolos. v. Índice de contenidos. vii. Índice de figuras. xi. Índice de tablas. xv. Resumen. xvii. Abstract. xix. 1. Introducción. 1. 1.1. Definición e importancia de la fatiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 1. 1.2. Comportamiento cı́clico de materiales sometidos a fatiga . . . . . . . .. 2. 1.3. Ensayos de fatiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 4. 1.3.1. Ensayos de fatiga de alto número de ciclos . . . . . . . . . . . .. 8. 1.3.2. Ensayos de fatiga de bajo número de ciclos . . . . . . . . . . . .. 9. 1.4. Importancia del ambiente en la vida a la fatiga . . . . . . . . . . . . . .. 10. 1.5. Análisis de fatiga de componentes nucleares según códigos de diseño . .. 10. 1.6. Motivación del presente trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 11. 1.7. Objetivos del trabajo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 14. 1.8. Estructura de la tesis . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 15. 2. El código ASME y la fatiga de materiales. 17. 2.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 17. 2.2. Cálculo de la intensidad de tensiones alternante . . . . . . . . . . . . .. 19. 2.3. Curva de diseño a la fatiga o curva S-N . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 20. 2.4. Vida a la fatiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 26. 2.5. Sobre la aplicabilidad de los criterios ASME . . . . . . . . . . . . . . .. 27. 3. Antecedentes del estudio ambiental 3.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . vii. 31 31.

(8) viii. Índice de contenidos. 3.2. Parámetros relevantes en la fatiga ambiental . . . . . . . . . . . . . . .. 32. 3.3. Enfoques para incluir los efectos ambientales en la cuantificación del daño por fatiga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 33. 3.4. Metodologı́a del factor ambiental o Fen . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 34. 3.4.1. Aceros al carbono, de baja aleación y metales soldados . . . . .. 36. 3.4.2. Aceros inoxidables . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 39. 3.4.3. Aleaciones Ni-Cr-Fe . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 42. 3.4.4. Crı́ticas y discusión sobre la metodologı́a Fen . . . . . . . . . . .. 43. 4. Materiales y método experimental. 45. 4.1. Material de interés: Nitronic 50 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 45. 4.2. Difracción de rayos X . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 47. 4.3. Ensayo de tracción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 48. 4.3.1. Equipo experimental del ensayo a temperatura ambiente . . . .. 49. 4.3.2. Equipo experimental del ensayo a alta temperatura . . . . . . .. 51. 4.4. Microscopı́a electrónica de barrido . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 54. 4.5. Caracterización de rugosidad . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 55. 4.6. Ensayos de fatiga de bajo número de ciclos en aire a temperatura ambiente 57 4.6.1. Equipo experimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 58. 4.6.2. Sobre la programación de los ensayos . . . . . . . . . . . . . . .. 59. 4.7. Ensayos de fatiga de alto número de ciclos en aire a temperatura ambiente 60 4.7.1. Equipo experimental . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 61. 4.7.2. Sobre el programa de ensayo . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 61. 4.8. Ensayos de fatiga en ambientes agresivos . . . . . . . . . . . . . . . . .. 61. 4.8.1. Sobre el Sistema integral de corrosión-fatiga Cortest . . . . . . .. 61. 4.9. Estudios metalográficos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 63. 4.9.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 63. 4.9.2. Sobre la extracción de muestras . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 64. 4.9.3. Sobre la preparación de muestras . . . . . . . . . . . . . . . . .. 64. 4.9.4. Sobre el ataque quı́mico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 66. 4.9.5. Sobre la determinación del tamaño de grano . . . . . . . . . . .. 66. 5. Resultados experimentales y discusión. 67. 5.1. Difracción de rayos X . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 67. 5.2. Determinación del tamaño de grano . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 68. 5.3. Ensayo de tracción a temperatura ambiente . . . . . . . . . . . . . . .. 69. o. 5.4. Ensayo de tracción a 300 C . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 72. 5.5. Ensayos de fatiga en aire a temperatura ambiente . . . . . . . . . . . .. 74. 5.5.1. Comportamiento cı́clico del material . . . . . . . . . . . . . . .. 74.

(9) Índice de contenidos 5.5.2. Análisis de la superficie de fractura por fatiga . . . . . 5.5.3. Caracterización por Basquin y Coffin-Manson . . . . . 5.6. Ensayos de fatiga en condiciones LWR . . . . . . . . . . . . . 5.6.1. Análisis de factibilidad de ensayos en el sistema Cortest 5.7. Ensayos de fatiga en aire a 300 o C . . . . . . . . . . . . . . . 5.7.1. Efectos térmicos en la fatiga . . . . . . . . . . . . . . . 5.8. Tabla de resultados y Curva ε-N . . . . . . . . . . . . . . . . .. ix . . . . . . .. . . . . . . .. . . . . . . .. . . . . . . .. . . . . . . .. 78 82 85 85 89 90 92. 6. Conclusiones. 95. Bibliografı́a. 99. Agradecimientos. 105.

(10)

(11) Índice de figuras 1.1. Comportamiento cı́clico de un material. . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 2. 1.2. Esquema general de un lazo de histéresis genérico asociado a ensayos de fatiga por control de deformación. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 3. 1.3. Curvas tensión-deformación cı́clica y monotónica, junto a los lazos de histéresis estacionarios, para un acero 4340. . . . . . . . . . . . . . . .. 4. 1.4. Curva amplitud de deformación vs número de reversiones a la falla. . .. 5. 1.5. Iniciación y propagación de una fisura por fatiga. . . . . . . . . . . . .. 7. 1.6. Curva S-N o de Whöler para un material dúctil con lı́mite de fatiga definido. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 8. 1.7. Recipiente de presión del reactor CAREM junto al detalle de un plenum. 12 1.8. Contornos de Tresca del RPR CAREM asociados a distintos estados de carga. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 13. 1.9. Representación en corte del recipiente de presión del reactor CAREM donde puede verse un detalle de los generadores de vapor y la circulación de fluido. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 13. 2.1. Diagrama de Goodman modificado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 22. 2.2. Curva de diseño a la fatiga provista por ASME. Duplicación de la Figura I-9.1 del apéndice de la Sección III, Div. 1 del código. . . . . . . . . . .. 25. 3.1. Datos de fatiga deformación-vida para aceros de baja aleación y aceros inoxidables austenı́ticos en agua comparados con la curva de diseño ASME. RT: Room Temperature (temperatura ambiente). . . . . . . . .. 32. 3.2. Dependencia de la vida a la fatiga de aceros al carbono (carbon steels) y aceros de baja aleación (low alloy steels) con la tasa de deformación. Duplicación de NUREG CR-6909 (2014)-Fig. 55 . . . . . . . . . . . . .. 37. 3.3. Dependencia de la vida a la fatiga de aceros al carbono (carbon steels) y aceros de baja aleación (low alloy steels) con la temperatura y el contenido de oxı́geno disuelto en agua. Duplicación de NUREG CR-6909 (2014)-Fig. 61 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 37. xi.

(12) xii. Índice de figuras 3.4. Dependencia de la vida a la fatiga de aceros al carbono (carbon steels) y aceros de baja aleación (low alloy steels) con el nivel de oxı́geno disuelto (DO) y el contenido de azufre (S). Duplicación de NUREG CR-6909 (2014)-Fig. 64 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 38. 3.5. Dependencia de la vida a la fatiga de aceros inoxidables austenı́ticos con la temperatura, en ambientes de agua de bajo DO. Duplicación de NUREG CR-6909 (2014)-Fig. 88 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 40. 3.6. Dependencia del factor ambiental con la temperatura y la tasa de deformación, suponiendo que el contenido de oxı́geno disuelto es inferior a su valor umbral. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 43. 4.1. Placa original de Nitronic 50. Ubicación de las probetas de fatiga. . . .. 47. 4.2. Curvas tensión-deformación real y nominal de un material dúctil sin fluencia discontinua. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 49. 4.3. Esquema general de un sistema MTS: controlador, marco de carga (load frame) y fuente hidráulica (HPU). Adaptación del manual MTS Material Test System Operation. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 50. 4.4. Probeta de tracción. Adaptación de la norma ASTM E8/E8M. . . . . .. 51. 4.5. Dispositivo experimental del ensayo de tracción a alta temperatura . .. 52. 4.6. Detalle de la sujeción de la probeta de tracción en la máquina de ensayos mediante mordazas aptas para alta temperatura, con extensómetro y termocupla conectados. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 53. 4.7. Probeta de tracción a temperatura. Adaptación de la norma ASTM E8/E8M. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 54. 4.8. Perfilómetro óptico utilizado en la determinación de la rugosidad superficial de las probetas de fatiga. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 57. 4.9. Probeta para ensayos de fatiga de bajo número de ciclos, adaptada de la norma ASTM E606M-12. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 58. 4.10. Máquina de ensayos servohidráulica MTS 810 y detalle de la probeta montada en las mordazas Collet junto al extensómetro. . . . . . . . . .. 59. 4.11. Esquema general de la máquina de tracción y del autoclave en el sistema Cortest. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 62. 4.12. Esquema general del loop de recirculación previsto en el sistema Cortest. 63 4.13. Comparación entre las distintas escalas de grados abrasivos, junto a una escala del grado en micrones asociado a cada lija. . . . . . . . . . . . .. 65. 5.1. Difractograma correspondiente al material Nitronic 50. . . . . . . . . .. 67. 5.2. Microestructura del Nitronic 50. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 69.

(13) Índice de figuras. xiii. 5.3. Distribución estadı́stica de tamaños de granos obtenidos a partir de la imagen microestructural asociada al corte transversal de una probeta de fatiga. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 69. 5.4. Comparación entre curvas nominales tensión-deformación correspondientes a Nitronic 50 y SS316L y ampliación de la curva monotónica tensión-deformación nominales correspondiente a Nitronic 50 para valores de deformación inferiores al 2 %. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 70. 5.5. Imagen SEM global de la superficie de fractura de la probeta de Nitronic 50 ensayada en tracción a temperatura ambiente. . . . . . . . . . . . .. 72. 5.6. Imagen SEM de la superficie de fractura de la probeta de Nitronic 50 ensayada en tracción a temperatura ambiente. Zona central. . . . . . .. 73. 5.7. Imagen SEM de la superficie de fractura de la probeta de Nitronic 50 ensayada en tracción a temperatura ambiente. Zona correspondiente al labio de corte (superficie inclinada). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 73. 5.8. Comparación de las curvas tensión-deformación nominales y reales, correspondientes al Nitronic 50. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 75. 5.9. Imagen SEM global de la superficie de fractura de una probeta de Nitronic 50 ensayada en tracción a 300 o C. . . . . . . . . . . . . . . . . .. 76. 5.10. Imagen SEM de la superficie de fractura de una probeta de Nitronic 50 ensayada en tracción a 300 o C. Zona central. . . . . . . . . . . . . . . .. 76. 5.11. Evolución inicial de la curva tensión-deformación correspondiente a un ensayo de fatiga de una probeta de Nitronic 50 sometida a una amplitud de deformación constante igual a 0,010 mm/mm. . . . . . . . . . . . .. 77. 5.12. Evolución de los lazos de histéresis asociados a probetas sometidas a distintos niveles de amplitud de deformación. . . . . . . . . . . . . . . .. 79. 5.13. Comportamiento cı́clico del Nitronic 50 para tres amplitudes de deformación y 2 frecuencias diferentes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 80. 5.14. Superposición de los lazos de histéresis de mitad de vida para distintas amplitudes de deformación, junto a la curva tensión-deformación monotónica y al mejor ajuste de los puntos de máxima tensión de cada lazo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 80. 5.15. Imagen SEM de la superficie de fractura. Zona de iniciación de fisuras.. 81. 5.16. Análisis por EDS de la superficie de fractura en la zona cercana al borde. 82 5.17. Imagen obtenida por microscopı́a electrónica de barrido de la superficie de fractura. Zona final de falla. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 83. 5.18. Imagen obtenida por microscopı́a electrónica de barrido de la superficie de fractura. Zona intermedia . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 83.

(14) xiv. Índice de figuras. 5.19. Ajuste de las componentes elástica y plástica de la amplitud de deformación total en función del número de ciclos, de acuerdo a las descripciones de Basquin y Coffin-Manson, junto a la curva resultante de la suma de ambas componentes. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.20. Evolución de la curva tensión deformación durante los primeros 30 ciclos del preciclado con control de deformación y lı́mites en carga, para la probeta ID P02. Evidencia de ratchetting o creep dependiente de ciclos. 5.21. Evolución de la posición de los máximos y mı́nimos de tensión con el número de ciclos para la probeta ID P02. Evidencia del fenómeno de shakedown. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.22. Evolución de la curva tensión deformación durante los primeros ciclos del ensayo con control de deformación y lı́mites asimétricos en deformación, para la probeta ID P03. Evidencia de relajación dependiente de ciclos. . 5.23. Evolución de la razón de carga R con el número de ciclos aplicados. . . 5.24. Comportamiento cı́clico del Nitronic en aire a 300 o C, para una amplitud de deformación de 0,75 %. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.25. Gráfica de amplitud de deformación versus número de ciclos a la falla, correspondiente al Nitronic 50. Comparación con la curva de diseño 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]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. 85. 87. 87. 89 90 91. 93.

(15) Índice de tablas 2.1. Curvas de falla para diferentes materiales, según ASME . . . . . . . . .. 21. 4.1. Composición quı́mica del acero Nitronic 50 (ASME SA-240 ED 2013) provisto por ATI y de los aceros AISI 304L y 316L de acuerdo a la norma ASTM A276-06 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4.2. Propiedades mecánicas básicas reportadas en el certificado del proveedor ATI para el acero inoxidable ASME SA-240 ED 2013 (Nitronic) . . . .. 46. 5.1. Resultados del experimento de difracción de rayos X sobre la muestra de Nitronic 50 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.2. Propiedades mecánicas obtenidas mediante el ensayo de tracción a temperatura ambiente de una probeta de Nitronic 50 y de una probeta de SS 316L . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.3. Propiedades mecánicas obtenidas mediante ensayos de tracción a alta temperatura (300 o C) en probetas de acero inoxidable ASME SA-240 ED 2013 (Nitronic 50) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 5.4. Parámetros correspondientes a los ensayos de fatiga en aire con R=0.05 5.5. Ensayos de fatiga en probetas de Nitronic 50 . . . . . . . . . . . . . . .. xv. 46. 68. 71. 74 86 92.

(16)

(17) Resumen ASME establece una metodologı́a general de análisis que, de acuerdo al tipo de carga, a las condiciones de servicio y a las caracterı́sticas de los materiales involucrados, permite cuantificar el daño por fatiga en componentes nucleares en términos de una cantidad adimensional denominada coeficiente de daño acumulado. Sin embargo, estudios reportados por la Comisión Regulatoria Nuclear de los Estados Unidos (U.S. NRC) parecen indicar que esta metodologı́a podrı́a resultar no conservativa cuando el componente evaluado se desempeña en un ambiente agresivo como lo es el agua del circuito primario de reactores de agua presurizada. Como consecuencia, algunos laboratorios proponen considerar la inclusión de un factor ambiental para la cuantificación correcta del daño. El propósito del presente trabajo es efectuar una comparación crı́tica entre los criterios propuestos por ASME y U.S. NRC para evaluaciones de daño asociado a fatiga con participación del medio. Se evaluó la factibilidad del uso de la metodologı́a del factor ambiental en el análisis de fatiga de materiales usados en reactores argentinos, en particular en aceros utilizados en la construcción del recipiente de presión del prototipo de reactor argentino CAREM 25. Como parte de esa evaluación, se utilizaron datos publicados en la literatura para materiales similares, como ası́ también resultados propios correspondientes a ensayos de fatiga de bajo número de ciclos, curva deformación-vida correspondiente, resultados de ensayos de ratchetting y relajación de tensiones obtenidos en aire a temperatura ambiente y a una temperatura cercana a la de operación del reactor, complementados con análisis fractográfico.. Palabras clave: FATIGA, CAREM 25, ASME, FACTOR AMBIENTAL xvii.

(18)

(19) Abstract ASME establishes a general methodology of analysis that, according to the type of load, the service conditions and the characteristics of the materials involved, allows to quantify the fatigue damage in nuclear components in terms of a dimensionless quantity called Cumulative Usage Factor. However, studies reported by the United States Nuclear Regulatory Commission (U.S. NRC) seem to indicate that this methodology could be non-conservative when the evaluated component performs in an aggressive environment such as water in the primary circuit of pressurized water reactors. As a consequence, some laboratories propose to consider the inclusion of an environmental factor for the correct quantification of the damage. The purpose of this work is to make a critical comparison between the criteria proposed by ASME and U.S. NRC for assessments of damage associated with fatigue with environmental participation. The feasibility of using the environmental factor methodology in the fatigue analysis of materials used in argentine reactors will be evaluated, particularly in steels used in the construction of the pressure vessel of the CAREM 25 Argentine reactor prototype. As part of that evaluation, data published in the literature for similar materials was used, as well as own results corresponding to fatigue tests of low number of cycles, corresponding strain-life curve, results of ratchetting tests and stress relaxation obtained in air at room temperature and at a temperature close to that of reactor operation complemented with fractographic analysis.. Keywords: FATIGUE, CAREM 25, ASME, ENVIRONMENTAL FACTOR xix.

(20)

(21) Capı́tulo 1 Introducción En este capı́tulo se presenta el concepto de fatiga de materiales, su importancia en el diseño de componentes ingenieriles y los distintos enfoques para su estudio. Asimismo, se presentan generalidades sobre los perı́odos o etapas que conforman al proceso de daño por fatiga junto a una breve descripción de los ensayos tradicionales.. 1.1.. Definición e importancia de la fatiga. Cuando un componente es sometido a cargas variables de distinto origen, estas producen tensiones y deformaciones fluctuantes en el material que pueden resultar en la aparición y/o crecimiento de fisuras hasta la fractura. Este proceso de cambio estructural, permanente, localizado y progresivo, se conoce como fatiga [1]. En componentes nucleares, son los cambios en las condiciones térmicas y mecánicas del sistema al evolucionar de un estado (presión, temperatura, momento y fuerza) a otro, los que provocan la aparición de cargas variables. La fatiga es una de las causas más frecuentes de falla en recipientes de presión y cañerı́as [2], ası́ como en máquinas rotantes y aeronaves [3]. A la fecha, se han reportado numerosas fallas por fatiga, algunas de las cuales causaron accidentes catastróficos con considerables pérdidas económicas y de vidas humanas [4]. Tales fallas, compiladas por numerosos investigadores entre los que se destacan Walter Schütz [5] y John Mann [6], han revelado varias debilidades que contribuyen a una resistencia a la fatiga insuficiente en componentes sometidos a cargas variables. El conocimiento profundo de este fenómeno y de las variables que lo afectan permitirı́a influir en el diseño, la construcción, la posterior inspección y el mantenimiento de los componentes crı́ticos que pudieran estar afectados. Como resultado de extensivas investigaciones y con la acumulación de experiencia práctica a lo largo de los años, en la actualidad existe una enorme cantidad de conocimiento adquirido en lo que respecta a los mecanismos de iniciación y propagación 1.

(22) 2. Introducción. de fisuras por fatiga, ası́ como a las condiciones técnicas que afectan la vida cı́clica tales como la calidad superficial, las tensiones residuales y las caracterı́sticas del medio ambiente en el que el componente se desempeña [7].. 1.2.. Comportamiento cı́clico de materiales sometidos a fatiga. Para entender la fatiga es necesario comprender el comportamiento cı́clico de los materiales. La Figura 1.1 muestra un esquema general con las posibles evoluciones del gráfico tensión-deformación, junto a las variaciones temporales tanto de la deformación (impuesta) como de la tensión (respuesta). Este tipo de curvas puede obtenerse fácilmente a partir de ensayos de fatiga con control de deformación, lı́mites impuestos en deformación y reversión total (esto es, la razón entre las deformaciones mı́nima y máxima es igual a −1), los cuales brindan información crucial para conocer si un material es o no apto para ciertas condiciones de operación, al dar cuenta del endurecimiento o ablandamiento cı́clicos del material.. Figura 1.1: Comportamiento cı́clico de un material.. En el endurecimiento cı́clico, las tensiones necesarias para alcanzar los mismos niveles extremos de deformación aumentan ciclo a ciclo. Por otro lado, en el ablandamiento cı́clico, la tensión disminuye conforme aumenta el número de ciclos aplicados, asumien-.

(23) 1.2 Comportamiento cı́clico de materiales sometidos a fatiga. 3. do siempre constantes los lı́mites de deformación. Los materiales sometidos a fatiga pueden experimentar endurecimiento cı́clico, ablandamiento cı́clico, endurecimiento y posterior ablandamiento o bien no endurecer ni ablandar. Algunos pueden incluso ablandar y/o endurecer alcanzando, después de algunos ciclos, una condición estable o estacionaria. En esta condición, el comportamiento tensión-deformación cı́clico puede caracterizarse, para ciertos lı́mites impuestos de deformación, mediante un lazo de histéresis estacionario. El área encerrada por el ciclo puede interpretarse como la energı́a por unidad de volumen disipada durante un ciclo, en forma de calor, debido al trabajo irreversible asociado a la deformación plástica. La Figura 1.2 muestra un esquema del lazo de histéresis de estado estacionario, donde se indican las variaciones de deformación elástica y plástica, denotadas ∆εe y ∆εp , respectivamente, y la variación de tensión ∆σ.. Figura 1.2: Esquema general de un lazo de histéresis genérico asociado a ensayos de fatiga por control de deformación.. En algunos casos, debido a que no se alcanza una condición final estacionaria, se suelen tomar, por convención, los lazos de histéresis próximos a la mitad de vida como aquellos que mejor representan al estado estable [12]. Tales lazos, obtenidos a partir de distintos ensayos con amplitudes de deformación diferentes, pueden graficarse en un mismo par de ejes cartesianos, tal y como se indica en la Figura 1.3. La curva definida a partir del lugar geométrico de las puntas superiores de los lazos superpuestos recibe el nombre de curva tensión-deformación cı́clica. La curva tensión-deformación cı́clica brinda información muy útil sobre el comportamiento de estado estable de un material sometido a fatiga. La comparación con.

(24) 4. Introducción. su análoga monotónica puede resultar de utilidad para saber cuál curva debe usarse en el diseño de componentes fabricados con tal material, dependiendo del nivel de deformación máxima al que se lo someterá. Si para cierto nivel de deformación máximo, la curva cı́clica se encontrara por debajo de la monotónica, entonces cualquier diseño que considere en sus cálculos a la curva monotónica puede resultar no conservativo, cuando el mismo es sometido a cargas y/o deformaciones variables.. Figura 1.3: Curvas tensión-deformación cı́clica y monotónica, junto a los lazos de histéresis estacionarios, para un acero 4340 (adaptación del gráfico de R. W. Landgraf, ASTM STP467, Philadelphia, 1970, p.3).. En caso de trabajar con cargas o deformaciones asimétricas, puede ocurrir un fenómeno adicional a la fatiga, denominado ratchetting o creep dependiente de ciclos [12]. El ratchetting es un fenómeno de deformación acumulativo que se manifiesta mediante un corrimiento progresivo de los lazos de histéresis transitorios hacia valores de deformación mayores. En ciertos casos, dicho corrimiento puede alcanzar un estado estable denominado shakedown, mientras que en otros, el corrimiento del lazo hacia deformaciones mayores continúa hasta la falla.. 1.3.. Ensayos de fatiga. Interesa estudiar la vida a la fatiga para distintos valores de amplitud de deformación. La Figura 1.4 muestra un esquema general de la curva amplitud de deformación.

(25) 1.3 Ensayos de fatiga. 5. (∆ε/2) versus número de ciclos a la falla Nf (o bien, versus el número de reversiones a la falla, que es igual a 2Nf ), sobre la que se ilustra la forma tı́pica del lazo de histéresis estacionario en las distintas zonas. Este tipo de curvas permiten estimar la vida cı́clica de un material, conociendo la amplitud de deformación a la que es sometido.. Figura 1.4: Curva amplitud de deformación vs número de reversiones a la falla.. A partir de la Figura 1.4 puede inferirse que a menores amplitudes de deformación se obtienen mayores números de ciclos a la falla y que conforme aumenta la amplitud de deformación también lo hace la relación entre la componente de amplitud de deformación plástica respecto de la elástica. El aumento en dicha relación puede verse fácilmente al analizar el área encerrada por los lazos de histéresis estacionarios o de mitad de vida, la cual es mayor a amplitudes más elevadas y vidas más bajas. Cuando en la deformación total predominan las deformaciones elásticas se habla de fatiga de alto número de ciclo (HCF, del inglés High Cycle Fatigue) ya que la vida se extiende por encima de los 105 ciclos y, cuando las que predominan son las deformaciones plásticas, se habla de fatiga de bajo número de ciclos (LCF, del inglés Low Cycle Fatigue), ya que las vidas son tı́picamente inferiores a 105 ciclos. En la fatiga de alto número de ciclos, es importante conocer, para efectuar el diseño a vida infinita de ciertos componentes, el valor de la resistencia lı́mite o lı́mite de fatiga, entendido como el nivel de tensión por debajo del cual puede aplicarse un número.

(26) 6. Introducción. infinito de ciclos sin que se produzca la falla, con poca o nula aparición de deformación plástica macroscópica. Este lı́mite, si bien no está bien definido para algunos materiales, acepta también definiciones convencionales, como por ejemplo, la tensión asociada a una vida de 107 ciclos. A su vez, en la fatiga de bajo número de ciclos, es conveniente tomar a la deformación como la variable controlada durante los ensayos. La fatiga de bajo número de ciclos es usualmente caracterizada por la relación de Coffin-Manson, Ecuación 1.1, publicada independientemente por L. F. Coffin en 1954 y por S. S. Manson en 1953. Esta ecuación describe la dependencia de la amplitud de deformación de plástica ∆εp /2 con el número de reversiones a la falla 2Nf , involucrando dos constantes empı́ricas, una llamada coeficiente de ductilidad a la fatiga ε0f y la otra exponente de ductilidad a la fatiga c. ∆εp = ε0f (2Nf )c 2. (1.1). Por otro lado, la amplitud de tensión alternante, descripta mediante la ley de Basquin, puede relacionarse con la amplitud de deformación elástica ∆εe /2 mediante la ley de Hooke de acuerdo a la ecuación 1.2. En esta expresión, σf0 es el llamado coeficiente de resistencia a la fatiga del material, b es el llamado exponente de Basquin y E es el módulo de elasticidad longitudinal del material. σa = σf0 (2Nf )b =. E∆εe ∆σ = 2 2. (1.2). Considerando que la amplitud de deformación total es la suma de las amplitudes de deformación elástica y plástica, y asumiendo la validez de las leyes de Coffin-Manson y Basquin, es posible hallar una expresión única, ecuación 1.3, para la deformación total, válida en todo el rango de deformaciones. Es claro que en el regimen HCF, generalmente asociado a los ensayos por control de carga en los que se obtienen curvas de tipo tensión-vida, S-N o de Whöler, la ley de Basquin cobra mayor relevancia mientras que en el régimen LCF es la ley de Coffin-Manson la que tiene mayor peso. Este último regimen se encuentra generalmente asociado con las curvas deformación-vida o ε-N. Cabe mencionar que los datos de fatiga HCF obtenidos en ensayos por control de carga pueden ser fácilmente representados en términos de amplitudes de deformación mediante la ley de Hooke, lo cual permite construir la curva amplitud de deformación total versus número de ciclos a la falla mostrada en la Figura 1.4 para un amplio rango de deformaciones. σf0 ∆ε = (2Nf )b + ε0f (2Nf )c 2 E. (1.3).

(27) 1.3 Ensayos de fatiga. 7. El enfoque hasta aquı́ presentado se denomina enfoque de vida total e incluye, en el cómputo de vida, tanto la etapa de iniciación como la etapa de propagación de fisuras. La etapa de iniciación incluye la nucleación de algunas microfisuras, mientras que la de propagación contempla el crecimiento de fisuras hasta la falla, entendiéndose a esta última como la rotura del componente, o bien como cierta pérdida en la capacidad de soportar cargas mecánicas [3]. La diferenciación entre ambas etapas es técnicamente significativa debido a que muchas condiciones prácticas tienen gran influencia en una de ellas y poca en la otra [4]. La nucleación de microfisuras y su posterior crecimiento durante la etapa de iniciación, es un proceso fuertemente dependiente de la microestructura y de la condición superficial, mientras que en la etapa de propagación, el crecimiento de fisuras ya no depende de las caracterı́sticas de la superficie libre, sino de las propiedades del material como un todo. Cabe preguntarse en esta instancia si existe un lı́mite definido entre ambas etapas, esto es, si existe alguna forma de determinar que ha culminado la etapa de iniciación de una dada fisura para dar lugar a la etapa de crecimiento o propagación. La respuesta dista bastante de ser un sı́ rotundo, y existen actualmente controversias alrededor de la definición de dicho lı́mite. Un criterio bastante aceptado considera completo al perı́odo de iniciación cuando el crecimienFigura 1.5: Iniciación y propagación to de microfisuras no es más dependiente de las de una fisura por fatiga. condiciones de superficie libre. Este hecho se traduce, en general, en un cambio en la dirección de propagación de las fisuras desde un estado inicial dependiente de la microestructura hasta una dirección normal al esfuerzo aplicado (Figura 1.5). La transición de una etapa a la otra depende del tipo de material, puesto que las barreras microestructurales que deben ser sorteadas por la fisura creciente varı́an de uno a otro. Sin embargo, debido a las caracterı́sticas propias de los procesos de manufactura, es prácticamente imposible evitar la aparición de fisuras durante el conformado de cualquier material. El estudio de la fatiga en estos materiales con defectos preexistentes se encuentra enmarcado en otro enfoque, denominado tolerante a los defectos. En el enfoque tolerante a los defectos se utilizan los principios de la mecánica de.

(28) 8. Introducción. fractura, sea lineal-elástica o elastoplástica, para analizar el proceso de crecimiento de fisuras, suponiendo que es dicha etapa la que prevalece durante el proceso de falla. A continuación, se detalla cada uno de los experimentos tradicionales enmarcados en el enfoque de vida total, por ser el que se considerará en el presente trabajo.. 1.3.1.. Ensayos de fatiga de alto número de ciclos. Los ensayos de fatiga de alto número de ciclos consisten en someter a una probeta a una carga uniaxial cı́clica de amplitud constante con inversión total, es decir, con una razón de tensiones R, definida como el cociente entre la tensión mı́nima y la tensión máxima, igual a −1. A partir de ellos se puede obtener una curva de amplitud de tensión en función del número de ciclos, siendo dicha amplitud igual a la mitad del rango máximo de tensión aplicada. Este tipo de curvas, denominadas curvas de Whöler, curvas S-N o curvas tensión-vida, una vez obtenidas, permiten estimar la vida a la fatiga de un material sometido a cargas con inversión total, conociendo la amplitud de tensión. La Figura 1.6 muestra una curva de este tipo. Al tratarse de ensayos donde predominan las componentes elásticas de deformación, la ley de Hooke puede aplicarse para relacionar tensiones con deformaciones. De esta forma, puede obtenerse la zona derecha de la curva deformación-vida mostrada en la Figura 1.4.. Figura 1.6: Curva S-N o de Whöler para un material dúctil [9].. En vista de la existencia de ciertas fisuras, denominadas no propagantes [10], en las cuales el perı́odo de propagación jamás es alcanzado, el lı́mite de fatiga puede redefinirse como el nivel de amplitud de tensión más bajo para el cual la nucleación de fisuras es seguida por la propagación hasta la falla, o bien, como la amplitud de tensión.

(29) 1.3 Ensayos de fatiga. 9. más grande que no conlleva a un crecimiento de fisura hasta la fractura. Esta nueva definición reconoce al lı́mite de fatiga como un umbral para el crecimiento de fisuras pequeñas, abandonando su concepción como umbral para la nucleación de fisuras. La relevancia de dicha redefinición es crucial para entender que la iniciación de fisuras puede provocarse a niveles de tensión alternante inferiores al lı́mite de fatiga, pero que su propagación no tendrá lugar debido a la presencia de barreras de crecimiento u otro tipo de condicionante. Cabe mencionar además que no todos los materiales presentan un lı́mite de fatiga definido, por lo que algunas veces se asocia a dicho lı́mite con la amplitud de tensión que provoca la falla en cierto número de ciclos elegido arbitrariamente. Otro parámetro a tener en cuenta cuando se utilizan curvas S-N en el diseño a la fatiga de componentes ingenieriles es la tensión media, esto es, el nivel de tensión alrededor del cual se producen las oscilaciones en el valor de carga. Como regla general, a mayor nivel de tensión media y para una misma amplitud, menor es la vida a la fatiga del material. Por esto, para utilizar las curvas S-N, debe llevarse a cabo una corrección por valor medio en la amplitud de tensión. Esta corrección se efectúa mediante correlaciones ampliamente detalladas en la literatura, como ser las de Goodman, Soderberg, Gerber, etc. [7]. En capı́tulos posteriores se brindarán mayores detalles sobre cómo llevar a cabo ensayos de fatiga de alto número de ciclos.. 1.3.2.. Ensayos de fatiga de bajo número de ciclos. Al estudiar la propagación de una fisura por fatiga es necesario prestar especial atención a todas aquellas regiones que puedan actuar como concentradores de tensión, ya que constituyen lugares ideales para la nucleación de fisuras. Estas regiones, más susceptibles a experimentar deformaciones plásticas localizadas, se encuentran rodeadas por una matriz elástica y pueden pensarse dominadas por deformación más allá de que el control global sea por carga. Esta es la razón por la que hay que hacer también ensayos con control de deformación en el rango plástico y no quedarse sólo con los resultados obtenidos de los ensayos anteriormente descriptos. Los ensayos con control de deformación usualmente se realizan con ayuda de máquinas de ensayo servo-controladas a ciclo cerrado, que someten al material bajo estudio a un ciclado con amplitud de deformación constante, provocando una respuesta variable en la tensión. Realizando ensayos con diferentes amplitudes de deformación impuestas y registrando los correspondientes valores de vida a la fatiga, puede obtenerse la parte izquierda de la curva deformación-vida mostrada en la Figura 1.4. Asimismo, graficando tensión vs deformación puede obtenerse el lazo de histéresis de cada ciclo. En capı́tulos.

(30) 10. Introducción. posteriores se brindará mayor detalle sobre cómo llevar a cabo estos ensayos.. 1.4.. Importancia del ambiente en la vida a la fatiga. Cuando un componente es sometido a cargas y/o deformaciones fluctuantes o alternantes en presencia de un ambiente corrosivo (también denominado no inerte o participativo), tiene lugar la denominada fatiga con corrosión, fatiga ambiental o fatiga asistida por el medio. Este fenómeno no solo depende de las variables tradicionales que son relevantes al proceso de fatiga en ambientes no participativos o inertes, sino que también depende del sistema material-ambiente y de caracterı́sticas metalúrgicas, mecánicas y electroquı́micas. Además, al estar involucrada la corrosión, el tiempo constituye una variable a tener en cuenta. En este contexto, parámetros como frecuencia y forma de onda aplicada cobran relevancia, en conjunción con la temperatura del medio [3, 4]. El daño por fatiga en presencia de un ambiente corrosivo ha sido, durante los últimos años, motivo de estudio de numerosos investigadores entre los que destacan Endo y Miyao [13]. Dichas investigaciones pusieron de manifiesto un hecho importante en lo que respecta al uso de curvas S-N: existe una gran reducción en el lı́mite a la fatiga y pese a existir un efecto desfavorable para tensiones alternantes elevadas, dicho efecto es menor [4, 14]. Ası́ mismo, se corroboró que la disminución de la frecuencia afecta a las curvas S-N negativamente, debido a la dependencia temporal de los procesos electroquı́micos en punta de fisura. La caracterización completa de materiales a la fatiga exige conocer no solo qué factores afectan a la vida de iniciación sino también requiere un profundo conocimiento sobre los mecanismos de propagación de fisuras y los parámetros que afectan su crecimiento. La influencia ambiental juega, en la caracterización, un rol central, puesto que todas las propiedades y mecanismos asociados a la fatiga que son válidos en aire se ven afectados al cambiar el par material-ambiente. La consideración de estos efectos puede hacerse ya sea mediante el trazado de curvas caracterı́sticas apropiadas para ese sistema o mediante factores de penalización aplicados a los resultados obtenidos en ambientes inertes.. 1.5.. Análisis de fatiga de componentes nucleares según códigos de diseño. El código ASME, creado por la Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos, establece una metodologı́a general de análisis que, de acuerdo al tipo de carga, a las condiciones de servicio y a las caracterı́sticas generales de los materiales involucrados,.

(31) 1.6 Motivación del presente trabajo. 11. permite cuantificar el daño por fatiga en componentes nucleares Clase 1. Esta clasificación incluye a todos aquellos componentes ubicados en el ámbito de presión del refrigerante del reactor y, en general, a cualquier cañerı́a o parte no aislable del núcleo [8]). La cuantificación del daño se efectúa en términos de un factor adimensional denominado coeficiente de daño acumulado (CUF, del inglés Cumulative Usage Factor ). Para garantizar que un componente nuclear sometido a cargas y/o deformaciones variables no falle por fatiga es necesario que el CUF en cada punto del material sea inferior a la unidad. En el cálculo de este coeficiente, intervienen la información de los estados de carga aplicados y las curvas de fatiga del material, denotadas en el contexto de ASME como curvas de diseño. Sin embargo, ciertos estudios reportados por la Comisión Regulatoria Nuclear de los Estados Unidos (U.S. NRC) parecen indicar que esta metodologı́a podrı́a no resultar conservativa cuando el componente bajo análisis se desempeña en un ambiente no inerte o participativo, como lo es el agua del circuito primario de un reactor PWR. Como consecuencia, distintos laboratorios proponen la inclusión de factores penalizantes en el cálculo del CUF, asociados a distintos estados de carga y condiciones de servicio, denominados factores ambientales. La propuesta ası́ presentada recibe el nombre de metodologı́a del factor ambiental o metodologı́a Fen [3, 17, 19, 29] y será tratada con mayor detalle en capı́tulos posteriores.. 1.6.. Motivación del presente trabajo. El reactor nuclear integrado CAREM, sigla de Central ARgentina de Elementos Modulares, constituye un ejemplo de central nuclear de baja potencia (25 M We , 100 M Wth ) donde los efectos de la fatiga ambiental pueden resultar crı́ticos. Su diseño innovador está basado en un reactor de agua liviana y uranio enriquecido, cuyas caracterı́sticas principales son poseer un sistema primario integrado con generadores de vapor dentro del recipiente de presión del reactor, refrigeración primaria por convección natural, autopresurizado y con sistemas pasivos de seguridad [15]. La Figura 1.7 muestra una representación en perspectiva del recipiente de presión del reactor, donde puede apreciarse un total de 12 (doce) acometidas con sus correspondientes cilindros plena, asociados cada uno de ellos con un generador de vapor. Se muestra además un corte transversal de un plenum, donde pueden apreciarse la brida, la placa tubo, el tabique separador de las cámaras del circuito secundario con agua y vapor, y el recipiente de presión (RPR) propiamente dicho. Todos estos componentes, a excepción del RPR, se construirán con un acero inoxidable denominado Nitronic 50, en condición forjada (designación SA-965 FXM 19). El uso de este material en reemplazo de otros aceros inoxidables resulta innovador debido a que no hay evidencia empı́rica.

(32) 12. Introducción. Figura 1.7: Recipiente de presión del reactor CAREM junto al detalle de un plenum.. de su uso como componente parte del lı́mite de presión de un reactor nuclear. Las simulaciones desarrolladas durante la etapa de diseño del reactor CAREM indican que la zona del tabique separador donde se suelda con el cilindro plenum, la zona del final del bolsillo y la placa tubo, representan zonas crı́ticas de análisis debido a que constituyen zonas de altas concentraciones de tensión donde ocurrirán además variaciones significativas de carga. Esto puede verse en la Figura 1.8, la cual muestra simulaciones de contornos de tensión equivalente de Tresca vinculados con dos estados de carga diferentes. El de la izquierda corresponde a un ciclado de presión diario (NA-03) y el de la derecha a un evento equivalente de seguridad nuclear (NB-06). Ambos estados de carga se encuentran descriptos en la especificación técnica ET-CAREM25M-32 [16]. Desde el punto de vista de la fatiga ambiental, la zona del fondo del bolsillo y la placa tubo se encuentran en contacto directo con el agua del circuito primario, mientras que la parte inferior del tabique presenta también contacto con agua pero del circuito secundario, estando su parte superior en contacto con vapor del secundario. La Figura 1.9 muestra un esquema adicional del RPR en corte, donde pueden observarse los GVs y la circulación de agua. Todas estas interacciones material-ambiente bajo cargas cı́clicas son susceptibles a producir falla por fatiga ambiental. Dado que se debe asegurar la integridad de estos componentes a lo largo de toda la vida estimada, es primordial.

(33) 1.6 Motivación del presente trabajo. 13. Figura 1.8: Contornos de Tresca del RPR CAREM asociados a distintos estados de carga.. Figura 1.9: Representación en corte del recipiente de presión del reactor CAREM donde puede verse un detalle de los generadores de vapor y la circulación de fluido..

(34) 14. Introducción. realizar un adecuado análisis de fatiga, incluyendo la influencia del medio. En cuanto a los estados de carga considerados, eventos tales como arranques y paradas, disparos espurios del sistema de extinción rápida, o ciertos transitorios térmomecánicos, entre otros, constituyen las situaciones crı́ticas que al repetirse en el tiempo pueden producir falla por fatiga de bajo número de ciclos (LCF) asistida por el ambiente. La especificación técnica ET-CAREM25M-32 [16] provista por la Gerencia CAREM da cuenta de cada uno de los estados de carga previstos y de la frecuencia anual de ocurrencia de cada uno de ellos, junto con las curvas de presión y temperatura a las que va a estar sometido el componente en cada caso. La cuantificación del daño por fatiga efectuada de acuerdo a los lineamientos de ASME utiliza, en los modelos computacionales de cálculo, las curvas asociadas a ciertas familias genéricas de materiales provistas por los propios códigos. Debido a la ausencia de datos especı́ficos sobre el Nitronic 50, resulta de interés contar con datos experimentales de fatiga de este material, el cual será usado en la construcción de los componentes plena, tabiques separadores y bridas del reactor CAREM 25. Por otro lado, resulta de interés analizar la factibilidad de aplicar la metodologı́a del factor ambiental en la evaluación del daño por fatiga del reactor CAREM, de acuerdo a los lineamientos de ASME, pero incorporando las propuestas de la U.S. NRC. Para ello, serı́a necesario contar también con datos experimentales propios de fatiga en presencia de medios corrosivos, tales como agua en condiciones de operación de un reactor.. 1.7.. Objetivos del trabajo. El objetivo general del presente trabajo de tesis es contribuir al entendimiento de los efectos del medio ambiente en la fatiga de materiales estructurales de reactores nucleares, efectuando un análisis crı́tico de los lineamientos establecidos por códigos internacionales de estandarización (en particular por el código ASME) y de la metodologı́a del factor ambiental, útil para incorporar los efectos ambientales en el diseño o verificación a la fatiga de componentes nucleares Clase 1. Como objetivo especı́fico, se propone caracterizar al material Nitronic 50 por ser el que se usará en la fabricación de los componentes plena antes descriptos. En base a investigaciones realizadas por la Comisión Regulatoria Nuclear de los Estados Unidos (U.S. NRC) en colaboración con el Laboratorio Nacional de Argonne (ANL) y la Organización para la Seguridad en Energı́a Nuclear de Japón (JNES), diversos experimentos de caracterización a la fatiga son propuestos en la presente tesis, con el objeto de verificar que los modelos propuestos que atañen a la influencia ambiental en la vida a la fatiga sean aplicables al material aquı́ considerado. A su vez, una visión crı́tica sobre los lineamientos generales del tratamiento a la fatiga de ASME es presentada en detalle..

(35) 1.8 Estructura de la tesis. 1.8.. 15. Estructura de la tesis. La tesis cuenta con seis capı́tulos. En el primero, se expusieron generalidades sobre fatiga, con atención a los efectos ambientales que pueden tener lugar en aplicaciones nucleares. Como resulta de especial interés efectuar un análisis de fatiga en el reactor CAREM, de acuerdo a los lineamientos del código ASME, un análisis detallado sobre los criterios usados es presentado en el Capı́tulo 2. Luego, considerando que numerosos componentes nucleares se ven sometidos a cargas variables en presencia de agua, el Capı́tulo 3 presenta una introducción a la metodologı́a de análisis de fatiga asistida por el medio, junto a los antecedentes de estudio. Dichos antecedentes incluyen resultados experimentales y modelos empı́ricos para la cuantificación del daño por fatiga. Por su parte, los Capı́tulos 4 y 5 presentan el método experimental y los resultados obtenidos en los diversos experimentos de fatiga llevados a cabo en probetas estandarizadas de Nitronic 50, el material de interés de la presente tesis por ser el que constituye a múltiples componentes sometidos a fatiga ambiental en el reactor CAREM. Finalmente, en el Capı́tulo 6 se presentan las conclusiones y los correspondientes contrastes entre resultados experimentales propios y aquellos recogidos de la literatura abierta..

(36)

(37) Capı́tulo 2 El código ASME y la fatiga de materiales En este capı́tulo se detallan los procedimientos de análisis de fatiga recomendados por el código ASME, y se expone un análisis crı́tico de los criterios de trazado de las curvas experimentales a ser usadas en la cuantificación del daño por fatiga.. 2.1.. Introducción. El código ASME, creado por la Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos, fue una de las primeras normas internacionales de estandarización en tratar de forma explı́cita el diseño de componentes sometidos a cargas variables y, por ende, susceptibles a fallar por fatiga. En este sentido, las investigaciones de W. J. O’ Donnell, B. F. Langer, W. E. Cooper y James Farr, en la década del 50, permitieron el desarrollo de los procedimientos de evaluación de vida cı́clica de la Sección III del código ASME de calderas y recipientes de presión, avalado por el Programa Nuclear Naval de los Estados Unidos. Dentro de la Sección III, la subsección NB es la que provee la metodologı́a de evaluación de fatiga para componentes nucleares Clase 1, ası́ como requerimientos de fabricación y ensayos no destructivos de esos componentes, considerando el enfoque de vida total. La cuantificación del daño por fatiga se lleva a cabo definiendo en cada punto del componente, un factor adimensional denominado coeficiente de daño acumulado (CUF). Este coeficiente, que surge a partir de la combinación de múltiples factores de uso parcial, uno para cada estado cı́clico de carga, debe ser inferior a la unidad para garantizar que el componente solicitado no fallará por fatiga en el transcurso de su vida útil esperada. La regla de combinación más frecuentemente empleada en los análisis de fatiga que 17.

(38) 18. El código ASME y la fatiga de materiales. involucran múltiples estados de carga es la regla lineal de Palmgren y Miner, de uso habitual en fatiga [4], la cual asume la validez del principio de superposición de estados. Según esta regla, si un componente es sometido a m estados de carga cı́clicos, el coeficiente de daño acumulado viene dado por la Ecuación 2.1. CU F = Σm. nm Nm. (2.1). En esta ecuación, nm es el número de ciclos de acuerdo a los proyectado en las especificaciones de diseño para el estado m y Nm es el número admisible de ciclos asociado. El número admisible de ciclos, Nm , correspondiente a cierto estado de cargas m, se obtiene a partir de curvas similares a las curvas de Whöler, asociadas a la fatiga de alto número de ciclos. Estas curvas, denominadas por ASME como curvas de diseño, están disponibles en el código para cada tipo de material y surgen a partir de múltiples ensayos de fatiga por control de deformación realizados en aire seco a temperatura ambiente utilizando probetas de laboratorio estandarizadas de diámetro inferior a 10 mm (pequeñas). Las curvas de diseño de ASME son también referidas como curvas S-N, aún cuando por su construcción difieren de las curvas de Whöler tradicionales presentadas en el Capı́tulo 1. Estas curvas se utilizan de la siguiente manera en el diseño. En primer lugar se calcula una tensión alternante, denotada por ASME como Sa , entendida como el valor corregido por temperatura de una tensión alternante equivalente Salt apropiadamente seleccionada que sea representativa del punto de interés. La Ecuación 2.2 muestra la forma general de cálculo de la intensidad de tensiones alternante usada en el código. Salt =. 1 (Smax − Smin ) 2. (2.2). La misma está representada en términos de la tensión equivalente de Tresca o máxima tensión de corte, definida como la semidiferencia entre la máxima y la mı́nima tensión principal. El cálculo de la intensidad de tensiones alternante Salt depende del tipo de cargas a las cuales es sometido el componente. Si las direcciones principales del estado de tensiones no variaran a lo largo del ciclo, se dice que las cargas son proporcionales, mientras que si lo hicieran se dice que son no proporcionales. Por la forma de trazado de las curvas de diseño, la tensión Salt debe multiplicarse por la razón entre el módulo de elasticidad correspondiente a la temperatura de referencia de la curva y el módulo de elasticidad a la temperatura de operación. Este factor modifica a Salt incrementándolo y generando el valor Sa a utilizar como dato de entrada.

(39) 2.2 Cálculo de la intensidad de tensiones alternante. 19. en la curva de diseño correspondiente al material que se está considerando. Este ajuste permite lograr consistencia entre los datos y la temperatura de operación [17, 21]. La consideración de estados de carga cı́clicos no supone una pérdida de generalidad en los procedimientos de fatiga de ASME debido a que cualquiera sea la variación de las tensiones, la aplicación de los métodos de conteo permite transformarla desde un espectro continuo a un set de reversiones simples de tensión. Estos métodos se hallan detallados en la documentación de ASTM, E1049-85 (2017) [24]. Dicho proceso puede llevarse a cabo definiendo en las curvas de variación de tensiones un conjunto de puntos de reversión (picos y valles) a partir de los cuales es posible definir diferentes rangos de tensión con sus correspondientes repeticiones. El cálculo de un factor de uso parcial para cada rango y su combinación mediante la regla de Palmgren-Miner para calcular el CUF (Ecuación 2.1), es finalmente directo.. 2.2.. Cálculo de la intensidad de tensiones alternante. La metodologı́a de cálculo de las diferencias de tensión y de la intensidad de tensiones alternante varı́a dependiendo de si las cargas son o no proporcionales. A continuación se listan los procedimientos paso a paso recomendados por el código para cada caso [22]. Direcciones principales constantes (carga proporcional) Para cualquier situación en la cual las direcciones de las tensiones principales en el punto considerado no cambian durante el ciclo, el cálculo de la intensidad de tensiones alternante en dicho punto se lleva a cabo de la siguiente forma: a) Tensiones principales. Considerar los valores de las tres tensiones principales en el punto en función del tiempo (ciclo completo), teniendo en cuenta discontinuidades locales, globales y efectos térmicos que pueden variar durante el ciclo. Denotar las tensiones con σ1 , σ2 y σ3 . b) Diferencia de tensiones. Determinar las diferencias de tensiones S12 = σ1 − σ2 , S23 = σ2 − σ3 y S31 = σ3 − σ1 en función del tiempo, para el ciclo completo. En lo que sigue se denota con Sij a cualquiera de las tres diferencias. c) Intensidad de tensiones alternante. Determinar los valores extremos del rango a través del cual cada diferencia de tensiones Sij fluctúa y encontrar la magnitud absoluta de ese rango para cada Sij . Denominar a esa magnitud Srij y establecer Salt,ij = 0, 5.Srij . La intensidad de tensiones alternante Salt del punto bajo análisis se define como el mayor valor de los Salt,ij ..

(40) 20. El código ASME y la fatiga de materiales. Direcciones principales variables (carga no proporcional) Para cualquier situación en la cual las direcciones principales en el punto considerado cambian durante el ciclo, es necesario aplicar un procedimiento más general en la determinación de la intensidad de tensiones alternante. El procedimiento es el siguiente: a) Considerar las seis componentes del tensor de tensiones simétrico σt , σl , σr , τlt , τlr y τrt (t: tangencial, l: longitudinal y r: radial) en función del tiempo, para el ciclo completo, teniendo en cuenta discontinuidades estructurales tanto locales como globales, y efectos térmicos que pueden variar en el tiempo. b) Elegir un instante de tiempo en el cual las condiciones se correspondan con uno de los extremos en el ciclo (ya sea un máximo o un mı́nimo) e identificar a las componentes de tensión en ese tiempo con el subı́ndice i. En la mayorı́a de los casos será posible definir al menos un tiempo durante el ciclo en el cual las condiciones sean un extremo. En algunos casos podrı́a ser necesario intentar con diferentes instantes de tiempo hasta encontrar aquel que resulta en la máxima intensidad de tensiones alternante. Cabe mencionar que, en estados de carga complejos, la selección del tiempo asociado a las condiciones extremas requiere el establecimiento de algún criterio de análisis que defina un indicador apropiado de tales condiciones. c) Sustraer cada una de las seis componentes de tensión σti , σli , etc., de las correspondientes tensiones σt , σl , etc., en cada instante de tiempo durante el ciclo, y llamar a las componentes resultantes: σt0 , σl0 , etc. d) En cada instante de tiempo durante el ciclo, calcular las tensiones principales σ20 y σ30 a partir de las seis componentes σt0 , σl0 , etc. Nótese que las direcciones de las tensiones principales pueden cambiar durante el ciclo pero cada tensión principal retiene su identidad mientras rota. σ10 ,. 0 0 0 e) Determinar las diferencias de tensión: S12 = σ10 −σ20 , S23 = σ20 −σ30 y S31 = σ30 −σ10 en función del tiempo para el ciclo completo y hallar la magnitud absoluta mayor de cualquier diferencia de tensiones en cualquier tiempo. La intensidad de tensiones alternante será la mitad de esa magnitud.. En ambos procedimientos (direcciones principales constantes y variables) se obtienen tensiones alternantes Salt que pueden ser usadas en las curvas de diseño a la fatiga para determinar el número admisible de ciclos N asociado a las condiciones de operación.. 2.3.. Curva de diseño a la fatiga o curva S-N. La curva S-N es una representación gráfica de la tensión alternante (Sa ) en función del número (admisible) de ciclos que pueden aplicarse sobre el componente cargado sin.

(41) 2.3 Curva de diseño a la fatiga o curva S-N. 21. que el mismo falle por fatiga. La misma se basa en resultados experimentales obtenidos a partir de probetas estandarizadas sometidas a ensayos de fatiga por control de deformación. A partir de tales datos se puede obtener la denominada curva de falla, definida como el mejor ajuste de los puntos experimentales obtenidos. Dicho ajuste se basa en la ecuación de Langer (Ecuación 2.3), la cual propone que la amplitud de deformación εa es una función potencial en la variable N , que es la vida a la fatiga. En la Ecuación 2.3, A1 , A2 y n1 son coeficientes ajustables del modelo. εa = A1 (N )−n1 + A2. (2.3). Esta ecuación puede escribirse en términos de una amplitud de tensión multiplicando la amplitud de deformación por el módulo de elasticidad (a temperatura ambiente) del material E, esto es, Sa = Eεa . El mejor ajuste actualmente aceptado por ASME para varios aceros, puede expresarse en términos de la Ecuación 2.4. Sa =. E 1/2. 4Nf. ln. 100 100 − Af. + Bf. (2.4). Donde E es el módulo de elasticidad a temperatura ambiente (en MPa), Nf es el número de ciclos a la falla, y Af y Bf son constantes relacionadas con el porcentaje de reducción de área en un ensayo de tracción y con el lı́mite de fatiga (en MPa) del material definido a 107 ciclos, respectivamente. En la actualidad, el código brinda información a la fatiga para tres tipos de materiales: aceros al carbono, aceros de baja aleación y aceros inoxidables austenı́ticos. La Tabla 2.1 muestra los valores actualmente aceptados de estos parámetros para estos tres grupos de materiales, junto con las expresiones finales para las curvas medias o de falla. Tabla 2.1: Curvas de falla para diferentes materiales, según ASME. Af ( %) Bf (MPa) Sa (MPa) Acero al carbono 68,5 149,2 59734Nf−0,5 + 149,2 Acero de baja aleación 61,4 265,4 49222Nf−0,5 + 265,4 Acero inoxidable austenı́tico 72,6 299,9 58020Nf−0,5 + 299,9 Las curvas de falla dadas por la Ecuación 2.3 pueden escribirse también en la forma consignada en la Ecuación 2.5. lnN = A − Bln (εa − C). (2.5). Sea cual fuere la forma de presentar los resultados del ajuste, las curvas asociadas proveen en todos los casos una estimación de la vida a la fatiga que llevarı́a a la falla a la mitad de la población bajo cierta carga. Las curvas de diseño a la fatiga finales se obtienen a partir de las curvas de falla.

(42) 22. El código ASME y la fatiga de materiales. mediante la aplicación de una corrección por efecto del valor medio y de factores de ajuste cuya acción combinada provoca que las curvas de diseño ASME estimen en forma aceptable la vida a la fatiga de al menos el 95 % del total de la población sometida a cierto nivel de carga. La evaluación del efecto de un valor medio no nulo se lleva a cabo mediante el uso de un diagrama de Goodman modificado como el que puede apreciarse en la Figura 2.1, donde la tensión media se grafica en el eje de abscisas y la amplitud o mitad del rango de tensión se grafica en el eje de ordenadas.. Figura 2.1: Diagrama de Goodman modificado.. La lı́nea recta que une la amplitud de tensión para falla en N ciclos, SN , localizada en el punto E del eje vertical, con la tensión última SU localizada en el punto D del eje horizontal, representa una aproximación conservativa de la combinación de tensiones media y alternante que produce falla por fatiga con un valor medio no nulo. Sin embargo, debe considerarse que no todos los puntos de la lı́nea de falla ED son factibles. Cualquier combinación de tensión media y alternante que sobrepase la tensión de fluencia produce un cambio en la tensión media, manteniéndose la tensión máxima en el valor correspondiente a la fluencia. En presencia de endurecimiento por deformación, las combinaciones posibles de tensión media y alternante están todas contenidas en el triángulo isósceles AOB, donde A se corresponde con la tensión de fluencia en el eje vertical y B con dicha tensión medida en el eje horizontal. Más allá de la condición bajo la cual cualquier ensayo o ciclo de servicio comienza, las condiciones verdaderas después de la aplicación de algunos ciclos debe caer en esta región debido a que toda combinación por encima de la lı́nea AB tiene asociada una tensión máxima por encima de la tensión de fluencia. Por todo esto, resulta evidente que el valor de la tensión media no es necesariamente el valor correspondiente al ciclo de carga impuesto. Cuando el ciclo.

(43) 2.3 Curva de diseño a la fatiga o curva S-N. 23. de carga impuesto produce tensiones que exceden el valor de la fluencia, es necesario calcular valores corregidos para la tensión media a utilizar en la evaluación de fatiga. Las reglas para calcular el valor ajustado de la tensión media son las siguientes: 0 0 ≤ Sy entonces Smed = Smed Si Salt + Smed 0 > Sy y Salt < Sy entonces Smed = Sy − Salt Si Salt + Smed. Si Salt ≥ Sy entonces Smed = 0 0 es el valor de la tensión media calculado directamente a partir del ciclo donde Smed de cargas, Smed es el valor ajustado de la tensión media, Salt es el valor de la tensión alternante o amplitud de tensión y Sy es la tensión de fluencia del material.. Como las curvas de falla se obtienen a partir de resultados experimentales correspondientes a ciclados con reversión completa, esto es, Smed = 0, si se desea utilizarlas sin corrección por valor medio mediante, es necesario hallar una tensión alternante equivalente, correspondiente a tensión media nula, para cada tensión alternante con valor medio no nulo. Dicha cantidad, denominada Seq , es la tensión alternante que produce el mismo daño por fatiga a tensión media nula que la tensión alternante real a la tensión media aplicada. La Ecuación 2.6 muestra la forma de cálculo de dicha tensión equivalente. Seq =. Salt Smed 1− Su. (2.6). La tensión equivalente Seq es el valor de la tensión a usar en las curvas de diseño sin corrección por valor medio, para obtener el número admisible de ciclos a la falla. Si bien todo lo antes expuesto es útil para entender el criterio general de cómputo de la tensión media, el código ASME maximiza los efectos de la misma en el trazado de las curvas de diseño, por lo que es innecesario calcular una tensión equivalente a tensión media nula para cada valor de tensión aplicado. El primer paso para encontrar el ajuste requerido de la curva de fatiga es determinar cómo afecta el valor medio a la amplitud de tensión necesaria para provocar falla por fatiga. En el diagrama de Goodman modificado de la Figura 2.1 puede verse que a tensión media nula, la amplitud de tensión para falla en N ciclos se denota con SN (llamado por el código Sa ). A medida que la tensión media aumenta a lo largo de OC’, la amplitud de la tensión alternante disminuye a lo largo de la lı́nea EC. Cualquier aumento en la tensión media más allá de C’ provocarı́a la fluencia del material. Por esto, C’ representa el máximo valor de tensión media que tiene algún efecto en la vida 0 a la fatiga. Debido a que SN (o Sa0 ) es la tensión alternante requerida para producir 0 la falla en N ciclos cuando la tensión media es la correspondiente a C’, SN es el.

(44) 24. El código ASME y la fatiga de materiales. valor en el cual la curva de fatiga a N ciclos debe ajustarse si los efectos de la tensión media quieren ignorarse. Por consideraciones geométricas, puede demostrarse que dicho valor de tensión alternante puede calcularse de acuerdo a la ecuación 2.7, válida para 0 SN < Sy . Cuando N disminuye al punto donde SN ≥ Sy , entonces se toma SN = SN , es decir, no se requiere ajuste alguno para esta zona de la curva. 0 SN. = SN. Su − Sy Su − SN. (2.7). La corrección por valor medio, más importante en el alto número de ciclos, es necesaria para tener en cuenta los efectos de tensiones medias no consideradas durante los ensayos controlados, tales como tensiones residuales de soldadura, entre otras. El uso que hace ASME del diagrama de Goodman modificado proporciona un ajuste conservativo de la curva de falla. Una segunda corrección, útil para disminuir la probabilidad de formación de fisuras por fatiga, contempla el hecho que los ensayos controlados de pequeñas probetas ignoran los efectos de ciertas variables que modifican la vida a la fatiga en forma notable. Dichas variables incluyen el acabado superficial de las probetas, el tamaño de las mismas, la dispersión de datos experimentales y la variabilidad de material de una probeta a otra. La Sección III del código ASME para calderas y recipientes de presión aplica a las curvas de falla, corregidas por valor medio, dos factores de ajuste, generando ası́ dos nuevas curvas: una producto de aplicar un factor 2 en deformación (o tensión) y otra producto de aplicar un factor igual a 20 en ciclos. La curva de diseño es finalmente construı́da en base al caso más conservativo, esto es, aquel que resulte en una tensión alternante de falla más baja. El criterio de ajuste descripto recibe el nombre de Criterio 2&20. La Figura 2.2 muestra una curva de diseño a la fatiga tı́pica. Dicha imagen es una duplicación de la Figura I-9.1 (Curvas de diseño a la fatiga para aceros al carbono, bajo carbono y alta resistencia, cuya temperatura no excede los 700◦ F (aprox. 370◦ C)), disponible en los apéndices de la sección III, división I del código ASME (B&PVC). La gráfica representa dos curvas: una para materiales cuya resistencia a la tracción (tensión UTS) es menor a 80 ksi (aprox. 552 MPa) y la otra para materiales con UTS comprendida entre 115 y 130 ksi (i.e. entre 793 y 896 MPa), admitiéndose la correspondiente interpolación para materiales con UTS entre 80 y 115 ksi (i.e. entre 552 y 793 MPa). Ambas curvas representan apropiadamente a casi todos los materiales ferrı́ticos usados en la fabricación de recipientes de presión [15]. El documento Criteria of the ASME B&PVC establece que los factores 2 y 20 no constituyen márgenes de seguridad, sino que son factores de ajuste que deben aplicarse a los datos obtenidos en pequeños especı́menes ensayados en condiciones controladas de laboratorio para que sean representativos de componentes con diferente tamaño,.