Los materiales solicitados por la acción de carga estática, después el límite de fluencia, inician el proceso de deformación plástica y con la continuidad del carga, pueden ocurrir el colapso mecánico. Sin embargo, la mayor parte de los materiales en ingeniería están sometidos a cargas cíclicas. Esos materiales pueden fracturar, en esas condiciones, a una tensión inferior al límite de fluencia y al límite de resistencia. A ese tipo de fallo se da el nombre de fatiga.
La norma ASTM Y 1150-87 (1993) define la fatiga como “el proceso de cambio estructural permanente, progresivo y localizado, producido por tensiones o deformaciones fluctuantes en algún punto o puntos del material, y que puede culminar en grietas o fractura completa después un número suficiente de ciclos de carga”.
El proceso de fatiga consiste en tres etapas (estadios): nucleación (iniciación) de la grieta, propagación de la grieta y rotura.
La iniciación de las grietas de fatiga está ligada a la acumulación de deformación plástica, en general en la superficie del material, mediante deslizamiento de los planos cristalográficos. Las grietas pueden iniciarse en defectos o inclusiones en el material, o sea, en puntos de concentración de tensiones, en logares no homogéneos y puntos de variación abrupta de la geometría de la estructura.
En la segunda etapa, las grietas generalmente se propagan perpendicularmente a la dirección de las tensiones principales de un modo estable, hasta cierta extensión, generalmente con el desarrollo de las llamadas a “marcas de playa”. El último estadio del proceso de fatiga se caracteriza por la propagación de la grieta de modo inestable, resultando en el colapso mecánico de la estructura al superar un determinado tamaño crítico. En la figura 1 son presentados los tres estadios del proceso de fatiga.
Figura 1 – Estadios I, II y III del desarrollo de una grieta por fatiga.
La superficie del material fracturado por fatiga presenta tres regiones de propagación de las grietas distintas, de fácil identificación, que pueden ser asociadas directamente al proceso de fatiga. El esquema de la superficie de fractura de un material sometido a la fatiga es presentado en la figura 2.
Figura 2 – Representación de la superficie de fractura de un material sometido a fatiga.
Antes de abordar la nucleación y propagación de la grieta de fatiga, es necesario que algunos conceptos sean esclarecidos para el mejor entendimiento del fenómeno. Para ello, es necesario que las tensiones fluctuantes involucradas en el proceso de fatiga sean especificadas. Esas tensiones son presentadas en la figura 3.
Figura 3: Variación de la tensión con las cargas de fatiga.
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Se encuentran en la literatura muchos estudios sobre grietas de fatiga. Según DE MARCO FILHO (2002), el proceso de iniciación de la fatiga del material es “esencialmente” superficial, raramente con ocurrencia en el interior del mismo. El autor también menciona que esa etapa de nucleación “es aquélla que consume la mayor parte de la vida de la estructura o del elemento mecánico”. Evidencias experimentales revelan que las grietas de fatiga se inician en una región extremadamente pequeña (menor que 0,5µm) (LIN et Al., 1986). De acuerdo con BHAT e FINE (2001), existen varias teorías que explican el proceso de nucleación de las grietas de fatiga basadas en modelos computacionales, además de modelos de dislocaciones y deslizamiento.
Preferencialmente, las grietas de fatiga son nucleadas en la superficie del material debido a que la deformación plástica es más amplia en esa región. Cuando se aplica tensión variable, el deslizamiento de las dislocaciones en los planos de carga es responsable por la creación de las bandas de deslizamiento persistentes que, apiladas, forman las crestas y valles (concentradores de tensiones), tornándolos sitios para la nucleación de las grietas por fatiga. Un modelo de crestas y valles es presentado en la figura 4.
Figura 4 – Modelo de Wood para iniciación de la grieta.
Otros modelos sobre la nucleación de las grietas por fatiga pueden ser encontrados en la literatura. LIN et Al. (1986), muestran que la etapa de nucleación de la grieta es precedida por la acumulación de varias discontinuidades a lo largo de las bandas de deslizamiento. En este caso, la grieta por fatiga se inicia cuando la suma de los desplazamientos de las dislocaciones acumuladas excede el desplazamiento teorético para causar fractura en un material perfecto.
En otro trabajo realizado por ZHANG et Al. (1999) en acero de bajo carbono, los resultados indicaron que los sitios más favorables para la nucleación de grietas de fatiga son los contornos de grano. Estando estos favorablemente orientados, la nucleación de la grieta ocurre paralelamente al eje de carga, pudiendo también, formar ángulos entre 45 – 90°. Exámenes microscópicos revelaron otros sitios de nucleación de la grieta, tales como bandas de deslizamiento y superficies rugosas producidas por deformaciones cíclicas.
Con relación al estadio de propagación de la grieta, existen tres modos en el cual carga operar sobre la misma, determinando los diferentes tipos de cargas en las superficies de la grieta.
Según BROEK (1989), la mayoría de las grietas resultan del modo I de carga. El autor complementa que los otros dos modos no ocurren individualmente, pero pueden ocurrir en combinación con el modo I, o sea, I – II, I – III o I – II – III. Los tres modos de carga son presentados en la figura 5.
Figura 5 – Modos de carga en la superficie de la grieta.
En la literatura, son encontradas teorías que buscan explicar los mecanismos de propagación de las grieta de fatiga. LAIRD (1979) propuso que la propagación de la grieta se da por procesos sucesivos de enromamiento plástico y afilamiento de la propia grieta (figura 6)
Figura 6 – Mecanismo de propagación de la grieta por fatiga mediante enromamiento y afilamiento de la grieta.
En el inicio de la carga cíclica la punta de la grieta presenta la forma de entalla doble (figura 6.a). A la medida que se aplica una pequeña tensión tractiva, el pequeña entalla doble en la punta de la grieta concentra el deslizamiento a lo largo de los planes que hacen 45° con el plano de la grieta (figura 6.b). En la máxima tensión tractiva aplicada (figura 6.c), la grieta se redondea. Cuando la carga cambia para compresión, las direcciones de la deformación en la punta de la grieta son alteradas (figura 6.d), hasta la formación de la nueva superficie de grieta afilada con entalla doble (figura 6.e). A partir de allí, la punta
(a) (c) (b) de la grieta avanza para un nuevo ciclo de tensiones mediante aplicación de una tracción pequeña (figura 6.f).
En otro mecanismo, según BROEK (1986), la grieta de fatiga crece por un proceso de deslizamiento reverso mostrado en la figura 7.
Figura 7 – Mecanismos de propagación de la grieta.
En ese caso, la grieta sometida a un campo de tensiones puede deslizarse a lo largo del plano de deslizamiento (dirección de mayor tensión) como en la figura 7.1–7.3. Enseguida, el aumento de la tensión actuante promoverá la activación de otros planos de deslizamiento, debido al endurecimiento, conllevando a la propagación de la grieta en un tamaño ∆a (figura 7.4). Al descargarse, la grieta vuelve a ser aguda, pero la deformación plástica sufrida es irreversible (figura 7.5). A partir de allí el ciclo recomienza nuevamente (figuras 7.6–7.7).
Curvas de Wöhler (curvas S-N)
Hace muchos años, August Wöhler introdujo el concepto de amplitud de tensión límite (límite de fatiga) en la evaluación de la resistencia a la fatiga de las estructuras. La curva de Wöhler presenta un gráfico relacionando la amplitud de tensión (σa) con el número de ciclos necesarios para la fractura, indicando que cuanto mayor es la magnitud de la amplitud, menor será el número de ciclos que el material será capaz de soportar antes de la fractura.Son observados dos tipos de comportamiento para la curva de Wöhler. En algunos materiales ferrosos y aleaciones de titanio, la curva S-N tiende a una horizontal para un determinado número de ciclos y tensión límite, caracterizando el límite de fatiga. El límite de fatiga es la amplitud de tensión máxima a la que una estructura puede ser sometida a infinitos ciclos de carga sin ocurrir la falla por fatiga. Por tanto, debajo de ese límite, el material podría aguantar infinitos ciclos sin que ocurra la fracturar. Ya los materiales no ferrosos, como el aluminio no presentan el límite de fatiga. De acuerdo con DIETER (1976), para esos materiales, las propiedades de fatiga son especificadas como resistencia a la fatiga para un número arbitrario de ciclos, por ejemplo, 108 ciclos.
La figura 8 presenta los dos comportamientos para la curva de Wöhler.
Figura 8 – Curva de Wöhler que representa el límite de fatiga para materiales ferrosos y no ferrosos.
El límite de fatiga del material sufre una gran influencia por la tensión media, pues para una amplitud de tensión dada, el aumento de la tensión media disminuirá la vida a la fatiga del material, ya que será necesario una menor cantidad de ciclos para que ocurra la falla. Ese comportamiento es verificado en las curvas S-N de Wöhler, presentadas esquemáticamente en la figura 9.
Figura 9 – Efecto de la tensión media (σm) en la resistencia a la fatiga de un material.
La utilización del tratamiento tradicional de las curvas de Wöhler presenta algunas limitaciones. Según DE MARCO FILHO (2002), la curva S-N de Wöhler presenta limitaciones en el tratamiento de los datos ya que no son evidenciadas las etapas de iniciación y propagación de las grietas, acarreando dificultades en la evaluación del comportamiento de estructuras que presentan entallas agudas o grietas. MACHADO (2002) propone que las curvas S-N no son apropiadas para describir el estado físico de la estructura para un tiempo dado. El autor menciona que es necesario un modelo que permita la evaluación del desarrollo de una grieta a lo largo del tiempo. El modelo que adquiere importancia creciente en el estudio de la vida en fatiga de un material está basado en la Mecánica de la Fractura, cuya metodología de análisis permite:
- Acompañar el crecimiento de la grieta y mecanismos de propagación actuantes
- Evaluación rigurosa de las variables involucradas
- Calcular la vida residual de la estructura agrietada
Mecánica de la fractura aplicada a la fatiga
En la Mecánica de la Fractura Lineal Elástica, la introducción del concepto del factor de intensidad de tensiones (K) es de extrema importancia, pues describe el campo de tensiones en la punta de la grieta. Es definido de acuerdo con la ecuación (1).
Durante los ciclos de fatiga, para carga de amplitud constante, la variación de la carga aplicada es responsable por la variación de la tensión entre un valor mínimo y un valor máximo, o sea, sometiendo la estructura a una variación de tensión constante ∆σ, que en un cuerpo agrietado, corresponde a la variación entre un Kmin y un Kmáx. La diferencia entre Kmáx y Kmin es denominada amplitud del factor de intensidad de tensiones (figura 10). Por tanto:
Figura 10 – Esquematización de la amplitud del factor de intensidad de tensiones (∆K) en función del tiempo.
Estudiando el crecimiento de las grietas de fatiga, Paris y ERDOGAN (1963) observaron que el crecimiento de la grieta por ciclo de carga era función de ∆K actuando en la punta de la grieta. A partir de allí, se utilizó el factor de intensidad de tensiones (∆K) para describir la propagación de las grietas de fatiga.
Experimentalmente, la evolución de las grietas de fatiga durante carga cíclicas puede ser representada por una curva relacionando el largo de la grieta (a) en función del número de ciclos (N), como se muestra en la figura 2.11.
Figura 11 – Evaluación de la grieta de fatiga durante la acción de cargas cíclicas fadiga, donde S es la tensión cíclicas aplicada.
El perfil de las curvas presentado en la figura 11 muestra claramente que la tensión cíclica aplicada es un parámetro importante en el crecimiento de la grieta. Desde la curva a vs. N (figura 11), la velocidad de propagación de las grietas de fatiga (da/dN) puede ser calculada tomando la derivada en cada punto de la curva, donde se puede verificar que da/dN depende de a, o sea, el valor de la velocidad de propagación de la grieta aumenta al mismo tiempo con el tamaño de la grieta, pues el valor del factor de intensidad de tensiones (K) aumenta con el valor de a.
Por tanto, se puede concluir que existe una relación entre la velocidad de propagación de la grieta y ∆K. La relación entre ellos es representada por la curva da/dN vs.∆K en escala logarítmica, como en la figura 12.
Figura 12: Representación esquemática a escala logarítmica de la relación entre la velocidad de propagación de la grieta de fatiga (da/dN) y la amplitud del factor de intensidad de tensiones (∆K).
La curva presentada en la figura 12 tiene una forma sinusoidal, destacándose tres regiones. La región I presenta el valor de ∆Kth (threshold), bajo del cual no hay propagación de la grieta por fatiga. Es una región bastante sensible a la microestructura del material (morfología, dispersión de partículas de segunda fase, tamaño de grano e inclusiones), razón de tensiones y al medio ambiente (BRAZ, 1999).
LAWSON et al. (1996) mencionan la existencia de criterios de carga que definen dos tipos de límite. El límite de propagación de la grieta de fatiga es aquél en el cual las grietas de fatiga no crecen significantemente, mientras el límite de fatiga es aquél en que las grietas no son formadas.
La región II es aquélla de mayor interés en los estudios de fatiga.
Matemáticamente, son los coeficientes lineal y angular de la recta, respectivamente.
La velocidad de propagación de la grieta por fatiga en el estadio II es menos sensible a la microestructura, a la razón de tensiones y al medio ambiente (BRAZ, 1999). Es en esa fase que se observan las estrías de fatiga. La ecuación de Paris (ecuación 2) es la más utilizada en el estudio de propagación de las grietas de fatiga debido a que su simplicidad matemática. Sin embargo, presenta algunas deficiencias. No es reconocido el efecto de ∆Kth ni de la tenacidad a la fractura en la velocidad de propagación de la grieta (MEGGIOLARO e DE CASTRO, 1997), además no logra describir la influencia de factores como tensión media, temperatura y medio ambiente, entre otros, en la vida del elemento (DE MARCO FILHO, 2002). Según FERNANDES (2002), la ley de Paris puede ser conservativa suponiendo que las grietas iniciales son pequeñas o induzcan valores próximos al límite y no conservativa, en valores altos de ∆K. Hay ecuaciones desarrolladas por otros autores que incorporan parámetros como ∆Kth, KIC, R, entre otros. En ese sentido, FERNANDES (2002) presenta en su trabajo varias ecuaciones que representan modelos de propagación de la grieta por fatiga.
Dentro de esas ecuaciones, se destaca la de Forman (ecuación 3), que puede ser utilizada en el estudio de las regiones II y III y el efecto de R en la velocidad de propagación de la grieta.
La región III presenta una velocidad de propagación de la grieta muy elevada, presentando pequeña contribución para la vida del material. Es una región de superposición de mecanismos de estrías y fractura monotonica. (BRAZ, 1999). Refleja la proximidad de la propagación inestable de la grieta cuando el valor de Kmáx alcanza la tenacidad a la fractura (MEGGIOLARO e DE CASTRO, 1997)
3.1 – Cierre de la grieta por fatiga.
Relatos en la literatura atribuyen a ELBER, en el inicio de la década de 70, el primero en descubrir el proceso de cierre de la grieta en aleaciones de aluminio, un importante fenómeno para la comprensión de la propagación de las grietas de fatiga. Él constató que en un ciclo de fatiga, las grietas podrían permanecer cerradas por cargas sustancialmente mayores que el mínimo aplicado (MEGGIOLARO e DE CASTRO, 2001) y que durante la descarga la grieta se cerraba antes de la carga fuese anulada, o sea, aún con aplicación de tensión tractiva. Eso es debido al estado de tensiones desarrollado en la punta de la grieta que es el responsable por la formación de la zona plástica, que va siendo dejada detrás a la medida que la grieta se propaga, llevando a la formación de un volumen extra de material deformado plásticamente en la superficie de la grieta (DE MARCO FILHO, 2002), resultando en la retardación del crecimiento de la misma. Esa retardación corresponde al período en el cual la propagación de la grieta es muy baja o se acerca al cero (FURTADO FILHO, 1990)
El modelo de Elber implica la suposición de que la zona plástica formada en la carga es responsable por la reducción de ∆K retardando el crecimiento de la grieta. Además, Elber observó que en el momento en el que un material es cargado entre Kmin y KMax,, bajo de Kop (factor de intensidad de tensiones para la apertura de la grieta), las caras de la grieta están en contacto y no hay contribución para el crecimiento de la grieta (figura 13).
Figura 13 – Definición de varios valores de K.
OBS: Kcl es el factor de intensidad de tensión de cierre de la grieta, en el primero contacto entre las superficies de la grieta durante la descarga
Como resultado de un gran número de investigaciones, es reconocida la existencia de varios mecanismos responsables para el proceso de cierre de la grieta en los materiales metálicos (Mc EVILY, 1988). Dentro los principales, se destacan:
3.2 – Efecto de las Sobrecargas.
Es bien documentado que la aplicación de carga cíclica puede conllevar al el proceso de fatiga. Sin embargo, un cambio en la intensidad de la carga invariablemente resulta en efectos transitorios que afectan el crecimiento de la grieta de fatiga y, por consiguiente, en la vida a fatiga de los componentes. Por ese motivo, el estudio de la cuantificación de esos efectos ha sido realizado por más de treinta años (SADANANDA et al., 1999). El caso más simple de efecto transitorio conocido es la sobre posición de sobrecargas durante cargas de amplitud constante (HAMMOUDA et Al., 2004).
La intensidad de sobrecargas aplicadas es dada en forma de porcentaje, y es definida de acuerdo con la ecuación 7, en función del factor de intensidad de tensiones en la punta de la grieta. Así:
Para evaluar el efecto de la interacción de cargas, los ensayos de fatiga son realizados con ∆K constante y con carga constante. Ya la caracterización de los efectos de interacción de cargas es realizada a través del estudio de la evolución del largo de la grieta en función del número de ciclos (N) y, de la velocidad de propagación de la grieta da/dN en función del tamaño de la grieta (a).
Dependiendo de la amplitud de la sobrecarga, tipo de carga y carga aplicada con relación al límite de fluencia, dos eventos pueden ser observados.
Inicialmente, puede haber un aumento de la velocidad de propagación de la grieta hasta que la carga alcance su valor máximo y otra desaceleración en la velocidad de propagación debido a la formación de tensiones residuales compresivas provocadas por la plasticidad de la punta de la grieta (zona plástica) después de la aplicación del la sobrecarga (SADANANDA et Al.,1999, DE MARCO FILHO, 2002, GEARY, 1992, Mc EVELY y ISHIHARA, 2002), resultando en un aumento del número de ciclos hasta la fractura del material. SADANANDA et Al.(1999) mencionan que los factores que influencian en la plasticidad de la punta de la grieta como temperatura, geometría y propiedades del material, entre otros, tienen efecto directo o indirecto en los efectos de la sobrecarga.
Varios modelos de interacción de carga han sido desarrollados basados en la idea del cierre de la grieta propuesto por Elber. Los modelos más representativos son aquellos propuestos por WHEELER (1972) y WILLENBORG (1971). En ambos modelos, la extensión del retardo ocurre mientras la grieta acompañada con su zona plástica permanece dentro de la zona plástica formada por la sobrecarga. La diferencia entre los dos es que el primero explica el retardo por la reducción directa de la velocidad de propagación de la grieta, da/dN, mientras el modelo de Willenborg propone que el retardo es consecuencia de la reducción del factor de intensidad de tensiones efectivo, por las tensiones residuales compresivas (MEGGIOLARO y DE Castro, 2001, Kim y SHIM, 2003). Es observado que la velocidad de crecimiento de la grieta de fatiga alcanza un valor mínimo cuando la grieta alcanza una longitud igual a la extensión de la zona plástica primaria (formada por la sobrecarga), creciendo después de sobrepasar esa extensión.
El factor de intensidad de tensiones efectivo es relacionado con la tensión residual producida por la sobrecarga. De acuerdo con GEARY (1992), la tensión residual reduce el factor de intensidad de tensión efectivo, causando el retardo en la velocidad de crecimiento de la grieta por fatiga, subsiguiente a la sobrecarga. El autor también menciona que el efecto de la tensión residual en la punta de la grieta es acentuado con el aumento de la magnitud de la sobrecarga.
Eventualmente, la retardación de la propagación de la grieta puede manifestarse de otras formas. En ese sentido, GODEFROID (1993), en su trabajo en aleaciones de aluminio-litio, discute las posibilidades existentes de retardación, las cuales serán abordadas sucintamente. Para pequeñas sobrecargas, hay inexistencia de retardo, al no presentar influencias detectables en la propagación de la grieta.
El retardo simple consiste en la disminución instantánea de la velocidad de propagación de la grieta después de la sobrecarga, mientras que la pérdida del retardo consiste en la retardación seguida por una aceleración de la grieta. Hay la posibilidad también de una parada completa de la grieta.
En el mismo trabajo, el autor discute ampliamente la influencia de variables como tamaño de la zona plástica, microestructura y su geometría, condiciones ambientales y temperatura, además de variables de carga en la fatiga, como el efecto de la razón de tensión (R), en los fenómenos de sobrecargas.
De acuerdo con el autor, el aumento de R provoca una disminución del retardo. En ese sentido, GODEFROID (1993) menciona que el aumento del valor de la razón de tensión aumenta levemente el valor de la tensión de cierre de la grieta, en una velocidad menor que la variación de R. Sin embargo, para un cierto valor de R, la tensión mínima aplicada se vuelve mayor que la tensión de cierre de la grieta, tornándolo inexistente a partir de ese momento.
Un aspecto interesante a ser abordado es el aumento del retardo con el número de sobrecargas. En ese caso, la retardación será máxima en una carga con varias sobrecargas, cuando la separación entre ellas sea tal que la velocidad de crecimiento de la grieta alcance un valor mínimo debido a las sobrecargas precedentes. Así, se puede decir que la distancia entre ellas influye en la retardación de la propagación de la grieta (Castro, 1992).
Varios mecanismos han sido propuestos para la explicación del retardo en el crecimiento de la grieta mediante interacción de cargas (sobrecargas), incluyendo modelos basados en tensiones residuales, endurecimiento por deformación, cierre de la grieta inducida por la plasticidad y redondeo de la punta de la grieta, entre otros, siendo descritos por investigadores como BORREGO et Al.(2003), DE MARCO FHITO (2002), GODEFROID (1993), GEARY (1992), SURESHI (1983), MEGGIOLARO y DE Castro, 1997. Sin embargo, Mc EVELI y ISHIHARA (2002), BORREGO et Al.(2003) mencionan que los mecanismos responsables por la retardación del crecimiento de la grieta no son completamente comprendidos, generando controversias.
Pueden ser encontradas en la literatura algunas divergencias sobre la aceptación de esos modelos en la explicación del retardo en el crecimiento de la grieta. Mc EVELY y ISHIHARA (2002) constataron una afirmación de años atrás que el cierre de la grieta, después de la sobrecarga, no tendría importancia en el mecanismo de retardación de la grieta. Otro ejemplo, VASUDEVAN et Al. (1994) constato la influencia de la plasticidad en el mecanismo de cierre de la grieta, alegando que no es posible justificar el retraso del crecimiento de la misma. BERNARD et al. (1976) estudiaron el efecto de la aplicación de sobrecargas en aceros baja-aleación de recipientes a presión y verificaron que el aumento del nivel de sobrecargas provocó un mayor retardo en la propagación de la grieta por fatiga debido a la formación de tensiones residuales compresivas en la punta de la misma. Castro (1992) estudió el comportamiento a fatiga en uniones soldadas del acero estructural BS 4360 G50D mediante aplicación de sobrecargas tractivas del 100% de la carga máxima aplicada para razón de tensión de 0,1. Además, fue evaluada la influencia de tratamientos térmicos de alivio de tensiones después de la sobrecarga en la retardación en la velocidad de crecimiento de la grieta. Los resultados revelaron que las sobrecargas provocaron la retardación en la velocidad de crecimiento de la grieta, además del mayor aumento en la vida a fatiga en las uniones soldadas, debido a las tensiones residuales compresivas oriundas del proceso de soldadura. Fue observado que el tratamiento térmico promovió la eliminación de la retardación de la grieta por fatiga.
GODEFROID (1993) estudió el comportamiento de propagación de las grietas de fatiga en diferentes historias de carga en la aleación de aluminio-litio Al-8090-T351 mediante aplicación de sobrecargas para diferentes valores de razón de tensión entre 0,1 y 0,7. Inicialmente, los resultados revelaron, bajo amplitud constante, que el aumento en el valor de R provocó el aumento en la velocidad de propagación de la grietas por fatiga debido a la disminución del fenómeno de cierre de la grieta. Posteriormente, la aplicación de sobrecargas simples de tracción resultó en el retardo en la propagación de la grieta, sin embargo, para los mayores valores de sobrecargas, la retardación fue mayor. Para dos sobrecargas, se constató que existe una distancia mínima entre las sobrecargas responsables donde se dará el máximo de retardación (la suma de los efectos de tensiones compresivas residuales y cierre de la grieta es máxima). Fue verificado también que la aplicación de una sobrecarga de compresión después una sobrecarga de tracción redujo el número de ciclos de retardación, en función de la disminución del fenómeno de cierre de la grieta.
3.3 – Efecto de la razón de tensiones (R).
Es de conocimiento de los especialistas que la velocidad de crecimiento de las grietas de fatiga varia con la razón de tensión (R). Su efecto es observado en muchos tipos de aceros incluyendo los de bajos contenido de carbono, ferríticos-perlíticos y de alta resistencia, entre otros (KUJAWSKI y ELLYIN, 1987). La figura 14 presenta el efecto de la razón de tensión en la velocidad de propagación de las grietas de fatiga
Figura 14 – Efecto de la razón de tensiones en la velocidad de crecimiento de la grieta por fatiga.
La influencia de la razón de tensión en el crecimiento de la grieta de fatiga es claramente observada en la figura 14, pues el aumento de la razón de tensión es responsable por el aumento en la velocidad de propagación de la grieta en las tres regiones de la curva. Sin embargo, ese efecto es más pronunciado en las regiones I y III.
Conceptos como tensión compresiva residual y efectos del medio ambiente han sido desarrollados para explicar el efecto de la razón de tensión (R) en la velocidad de crecimiento de la grieta (KUJAWSKI e ELLYIN, 1987, BULLOCH, 1994, ZHANG et al., 2003). Sin embargo, después de los primeros descubrimientos de Elber, la mayoría de las investigaciones relacionadas al efecto de la razón de tensiones son basada en el concepto del cierre de grieta (KUJAWSKI, 2001). El fenómeno de cierre de la grieta es importante en bajos valores de ∆K, ya que para valores elevados de R, el cierre de la grieta pasa a ser inexistente debido a los motivos explicados anteriormente.
BULLOCH (1991) estudió la influencia del ambiente (aire seco y ambiente marino) y de dos microestructuras bainíticas granular y una microestructura ferrita-perlita en la velocidad de crecimiento de la grieta próximo al threshold, en un acero baja aleación BS1509 para dos valores de R, 0,1- 0,86. Los resultados revelaron que el ambiente no ejerció influencia en la velocidad de crecimiento de grieta para R igual a 0,86, independiente de la microestructura. Sin embargo, para el valor de R más bajo hubo una influencia significativa en el valor de ∆Kth ya que esos valores en el ambiente marino fueron cerca de 30% mayores que aquellos referentes al aire seco, además de que presenten una velocidad de crecimiento de la grieta de fatiga cerca de cuatro veces menor que en el ambiente de aire seco. Según el autor, ese comportamiento fue esperado, considerando que para valores de R elevados, la microestructura tiene pequeña influencia en el ∆Kth. Además, BULLOCH (1991) recuerda que los efectos del medio ambiente en el valor de threshold son relacionados al concepto de cierre de la grieta. Sin embargo, para valores de R elevados, los efectos del cierre de la grieta son insignificantes. Los efectos del ambiente en el valor de threshold para bajo valor de R son atribuidos al efecto de cierre de la grieta inducido por óxido.
LIAW (1988) discute la influencia de la microestructura (límite de fluencia y tamaño de grano) y medio ambiente (temperatura), entre otros, en la velocidad de propagación de la grieta de fatiga en cobre en la región de ∆Kth para diferentes valores de R. Él observó que con relación a la microestructura, para valores de R bajos, el aumento del límite de fluencia del material generalmente decrece la resistencia a la propagación de la grieta próximo al threshold, mientras que el aumento del tamaño de grano promueve el efecto inverso. Con relación a la temperatura, para valores bajos de R, de 24 a 121º C y de 121 a 343º C, hubo aumento y disminución en la velocidad de propagación de la grieta, respectivamente. Para valores de R elevados, hubo disminución de la influencia de la microestructura y del medio ambiente en la tasa de crecimiento de la grieta de fatiga.
BULLOCH (1994) estudió el efecto de la microestructura en la propagación de las grietas de fatiga próximo a la región del threshold, para diferentes valores de R en cuatro clases de ferritas poligonales: ferrita poligonal pura, ferrita poligonal binaria conteniendo 1% de silicio, ferrita poligonal binaria conteniendo 2% de silicio y microestructura ferrita-perlita presentando límites de fluencia de 144, 216, 308 453 MPa, respectivamente. Los resultados revelaron que, para bajos valores de R, las microestructuras con mayores límites de fluencia presentaron mayores valores de ∆Kth, mientras que para R > 0,6, no hubo influencia del límite de fluencia en el valor de threshold.
3.4 – Otros factores que influencian la propagación de las grietas de fatiga
Bajo amplitud de carga constante, otros factores además de la razón de tensión, influencian la propagación de la grieta por fatiga, son ellos: frecuencia, medio ambiente (ambientes agresivos), espesor, entre otros.
De acuerdo con BASTIAN et al. (1989), factores como tensión media y agentes corrosivos tienen efecto marcados en la tasa de crecimiento de la grieta. Sin embargo, la frecuencia no tiene grande influencia en la velocidad de propagación al aire, en diferencia a lo observado en ambientes corrosivos. BRANCO et al. (1986), mencionan que la influencia de la frecuencia está relacionada con el medio ambiente, pero en ciertos materiales como aceros de construcción, la velocidad de crecimiento es influenciada por la frecuencia, independientemente del efecto del medio ambiente.
En una manera general, cuanto menor sea la frecuencia de carga aplicada, mayor será la tasa de crecimiento de la grieta de fatiga, pues de acuerdo con BASTIAN et al. (1989) y BRANCO et al. (1986) en las frecuencias más bajas, el tiempo disponible para el ataque de medio agresivo es mayor.
BASTIAN et al. (1989) presentan el estudio de la propagación de la grieta por fatiga en un acero 12Ni-5Cr-3Mo en solución 3% de cloruro de sodio (NaCl) ensayado con frecuencias de carga entre 0,1 – 10Hz. Los resultados son presentados en la figura 15.
Figura 15 – Propagación de la grieta por fatiga en un acero 12Ni-5Cr-3Mo en solución 3% de cloruro de sodio (NaCl) en función de la frecuencia de carga.
Los resultados mostraron el aumento en la velocidad de propagación de las grietas por fatiga en presencia de la solución de NaCl, siendo más pronunciado para la frecuencia de 0,1Hz. Para la frecuencia de 10Hz, la tasa de propagación se aproximó a la del aire.
Nótese también que la frecuencia no influenció la velocidad de propagación de la grieta al aire (la velocidad es la misma para las frecuencias entre 0,1 y 10Hz). El autor menciona que ése comportamiento también es observado en otros aceros, aleaciones de aluminio y titanio.
GINGELL y KING (1997) estudiaron el efecto de la frecuencia en la velocidad de propagación de la grieta por fatiga en una aleación de aluminio Al-Zn-Mg-Cu de alta resistencia, con valor de razón de tensión constante, sometidas a ambiente marino y temperatura ambiente. Los resultados revelaron que el aumento de la frecuencia provocó una mayor resistencia a la corrosión-fatiga, aunque las tasas de crecimiento en las frecuencias de 0,1 y 1Hz presentasen comportamientos semejantes (figura 16). Las velocidades de crecimiento de la grieta al aire fueron independientes de las frecuencias utilizadas, entre 0,1 y 20 Hz.
Figura 16 – Influencia de la frecuencia de carga en la tasa de crecimiento de la grieta de fatiga de la aleación Al-Zn-Mg-Cu de alta resistencia.
La influencia de las variables metalúrgicas en la propagación de las grietas por fatiga está relacionada con la deformación plástica, o sea, cualquier variación metalúrgica que dificulte el proceso de deformación plástica, automáticamente irá a aumentar la resistencia a la fatiga, visto que, la iniciación de las grietas de fatiga involucra deformación plástica localizada.
FONTE et al. (2003) estudiaron el efecto de la microestructura y del ambiente (aire y vacio) en el crecimiento de la grieta de fatiga en una aleación de aluminio 7049. Fueron ejecutados dos tratamientos térmicos (super envejecimiento y envejecimiento incompleto) con la finalidad de producir aleaciones con límites de fluencia semejantes para evitar cualquier efecto de la resistencia en el crecimiento de la grieta, diferenciándose solamente en el modo de deformación de deslizamiento (“slip deformation”). Los resultados son presentados en la figura 17.
Figura 17 – Curvas de propagación de las grietas de fatiga en el aire y en el vacío en diferentes razones de tensiones, para los tratamientos térmicos de super envejecimiento (LA) y envejecimiento incompleto (UA).
A partir de las curvas de la figura 17, puede ser verificado el efecto de la estructura y el ambiente en las tasas de crecimiento de las grietas por fatiga próximo a la región de threshold. En vacío, ambas microestructuras presentaran valores de ∆Kth mayores que en el aire, porque en este ultimo, la presencia de humedad llevó a una significativa reducción en el valor de threshold. La reducción del valor de threshold para la aleación envejecida incompletamente fue mayor por la ocurrencia de la ramificación de la grieta, promoviendo un retardo en el crecimiento de la misma. El efecto de la microestructura, según los autores, es función del control que la misma ejerce sobre los diferentes mecanismos de deformación: la resistencia a la propagación de la grieta de fatiga en una aleación presentando deslizamiento planar (aleación con envejecimiento incompleto) es mayor en comparación con a aleación presentando deslizamiento ondulado (aleación super envejecida).
Con relación a la espesor, Park y Lee (2000) mencionan que los resultados sobre su influencia en la tasa de crecimiento de la grieta de fatiga son contradictorios, ya que trabajos anteriores revelaron velocidades de crecimiento acelerada o reducida en función del espesor, o ningún efecto. En ese sentido, los autores investigaron el efecto del espesor en la velocidad de propagación de la grieta de fatiga con carga de amplitud constante en probetas C(T) de acero inoxidable tipo 304. Los resultados mostraron que la velocidad de crecimiento fue mayor para las probetas de mayor espesor. Resultado semejante fue encontrado por RADON y WOODTLI (1984) en un acero baja aleación BS4360-50D.
Medición de crecimiento de la grieta por fatiga
Existen disponibles diversa técnicas para medición de la propagación de la grieta por fatiga, dentro de las cuales se destacan la observación visual de la grieta y la técnica de caída de potencial.El método más simple de medición de crecimiento de la grieta es la observación visual con auxilio de microscopio. En esa técnica, la propagación de la grieta es medida por medio de marcaciones realizadas en intervalos iguales a lo largo de la superficie pulida de la probeta.
Otro método bastante utilizado es la técnica de la caída de potencial o diferencia de potencial. Esta técnica utiliza la aplicación de una corriente constante en una probeta. Con la propagación de la grieta, la diferencia de potencial en puntos de contacto situados en la vecindad en la punta de la grieta aumenta. Esa diferencia de potencial es comparada con el voltaje en la probeta donde no hay crecimiento de la grieta y a través de una curva de calibración se determina el largo de la grieta. Es una técnica simple, de bajo costo y que no requiere avances electrónicos. Es descrita detalladamente por WILKOWSKI y MAXEY (1983) y HALLIDAY y BEEVERS (1980).
Los dos métodos descritos anteriormente son aquéllos utilizados más frecuentemente. Sin embargo, métodos como la medición de de CTOD, ultrasonido, emisión acústica también son utilizados para medir la longitud de la grieta. RICHARDS (1980) hace una breve descripción de esas técnicas.
Uniones soldadas
La Sociedad Americana de Soldadura (AWS – American Welding Society) define el proceso de soldadura como: “Proceso de unión de materiales utilizado para lograr la unión localizada de metales y no metales, producida por un calentamiento hasta una temperatura adecuada, con o sin la utilización de presión y/o material de adición.”La soldadura es un proceso empleado frecuentemente en diversa estructuras como puentes, aeronaves, recipientes a presión, estructuras offshore, ductos, entre otros, permitiendo uniones permanentes en los materiales. Las estructuras soldadas frecuentemente están sujetas a cargas cíclicas y pueden sufrir un proceso de fatiga, el cual constituye uno de los fallos más comunes en estructuras soldadas (XIAOYAN et Al., 1996). La vida de una estructura soldada es gobernada comúnmente por el tiempo necesario para la iniciación y crecimiento de una grieta que comienzan desde las discontinuidades o concentradores de tensiones pre-existentes, donde un crecimiento inestable de la grieta propicia la ocurrencia de la fractura (SHI et Al., 1990).
Del punto de vista microestructural, una unión soldada esta constituida por tres zonas heterogéneas conocidas como: metal de soldadura, zona térmicamente afectada (ZTA) y metal base. Las tres zonas de la unión soldada están identificadas en la figura 18.
Figura. 18. Zonas de una unión soldada.
Las uniones soldadas pueden ser clasificadas en función de la orientación del cordón de soldadura con relación a la dirección de la carga. La clasificación de las uniones soldadas es presentada en la figura 19.
Figura 19 – Clasificación de las uniones soldadas.
De acuerdo con la figura 19, las uniones a tope pueden ser clasificadas en longitudinales (El cordón de soldadura esta orientado según la dirección de la carga) y transversales (El cordón de soldadura esta orientado perpendicularmente a la dirección de carga).
Esa clasificación lleva en consideración el modo de rotura por fatiga. En las uniones transversales, las grietas por fatiga se inician en el pie del cordón de soldadura, propagándose en la dirección del espesor del material. En las uniones longitudinales continuas, sin embargo, las grietas se inician en una posición de “parada – arranque” del electrodo en el proceso de soldadura y en las uniones longitudinales discontinuas, en la extremidad del cordón de soldadura. La figura 20 presenta ejemplos de las uniones a topes longitudinales y transversales además de los modos de rotura por fatiga de estas uniones respectivamente.
Figura 20 – Modos de rotura por fatiga de las uniones a tope: (a) transversales, (b) longitudinales discontinuas y (c) longitudinales continúas.
Es importante resaltar que en todos los modos de rotura de las uniones a tope presentadas en la figura 20, la grieta por fatiga se origina en zonas de mayor concentración de tensiones, en los lugares donde existan defectos de soldadura o puntos de discontinuidad geométrica, propagándose en el modo I, o sea, en una dirección normal a la dirección de carga (BRANCO et Al., 1986).
En cualquiera de los casos, las grietas de fatiga se originan en zonas donde las tensiones sean máximas, desde que la amplitud de esas tensiones y el número de ciclos de aplicación de carga sean elevados. Existiendo un defecto de soldadura, la concentración de tensiones puede ser más elevada y, así, la iniciación de las grietas por fatiga será más probable, pues el aumento de la tensión facilitará el movimiento de las dislocaciones (BRANCO et Al., 1986). Y la propagación de las grietas ocurrirá por el metal base, metal depositado o por la zona térmicamente afectada (ZTA), dependiendo de la geometría de la unión, condiciones de solicitación y estado metalúrgico del material.
Se encuentran disponibles métodos para mejorar el comportamiento a la fatiga de las uniones soldadas. Tales métodos pueden ser agrupados en (FURTADO FILHO, 1990):
- métodos que modifican la geometría del cordón de soldadura, reduciendo el factor de concentración de tensiones y removiendo los defectos existentes, tales como: esmerilado, refusión por TIG y refusión por plasma.
- métodos que modifican el campo de tensiones residuales en la superficie como el aplastamiento y chorreado.
5.1 – Defectos de soldadura
En una estructura soldada, los defectos de soldadura son responsables por el surgimiento de discontinuidades geométricas que actúan como concentradores de tensiones, que facilitan la iniciación y la consecuente propagación de la grieta, disminuyendo la resistencia a la fatiga de la estructura. Pueden ser producidos durante la operación de soldadura, causados por factores ligados al proceso, forma y ejecución de la soldadura adoptados y son frecuentemente localizados en el metal base, en el metal depositado o en la zona térmicamente afectada (BRANCO et Al., 1986).
A continuación serán introducidos los conceptos más importantes de los tipos de defectos existentes en estructuras soldadas, pero la influencia de estos defectos en la resistencia a la fatiga de las uniones no será abordada aquí. Sin embargo, ese asunto se encuentra descrito en la literatura por GURNEY (1968) y BRANCO et Al. (1986) con mayor riqueza de detalles.
5.1.1 – Porosidad
Dentro de los defectos de soldadura más encontrados en las uniones soldadas, destacan la porosidad. Los poros (figura 21) son formados durante la contracción del metal en el proceso de soldadura o mediante la liberación de gases como hidrógeno y nitrógeno que se forman en reacciones ocurridas durante la solidificación de la soldadura.
Figura 21 – Representación de porosidades en una unión soldada.
En estructuras de acero soldadas, varios factores contribuyen para la formación de porosidad, como contenido de azufre elevados en el metal de base o en el electrodo, además tiene influencia la humedad excesiva en el recubrimiento del electrodo (BRANCO et Al., 1986,GURNEY, 1968). La existencia de porosidad en pequeñas cantidades no es prejudicial al material. Sin embargo, por encima de límites determinados por normas técnicas, la cantidad de poros puede llevar al surgimiento de grietas por fatiga (DE MARCO FILHO, 2002).
5.1.2 – Inclusiones sólidas.
Las inclusiones sólidas (inclusiones de escoria, inclusiones de óxidos e inclusiones metálicas de cobre y tungsteno, entre otros metales) son defectos provocados por la presencia de partículas extrañas al proceso de soldadura que están localizadas en el interior del metal fundido, comúnmente causados por la limpieza imperfecta entre los pases de soldadura. Las inclusiones de escoria son los defectos encontrados con más frecuencia en estructuras soldadas y son causadas principalmente por la mala limpieza de la soldadura entre sucesivos pases (GURNEY, 1968). En la figura 22 puede ser visto una representación esquemática de una inclusión sólida.
Figura 22 – Representación de una inclusión solida en un cordón de soldadura.
5.1.3 – Falta de fusión y penetración.
Otros defectos importantes en las estructuras soldadas son denominados falta de fusión y falta de penetración (penetración incompleta). El primero es caracterizado por la discontinuidad (falta de unión), en escala atómica, entre el metal depositado y el metal base. Es un defecto importante, que debe ser evitado, pues actúa como un intenso concentrador de tensiones (DE MARCO FILHO, 2002).
La principal causa de falta de fusión en los aceros es la presencia de substancias extrañas (escorias, por ejemplo) a la superficie a ser soldada, impidiendo que el metal alcance la temperatura de fusión. La selección errónea de la corriente de soldadura es otro agente causante de ese defecto. En la figura 23 son ejemplificadas juntas soldadas que presentan falta de fusión.
Figura 23 – Uniones soldadas que presenta falta de fusión.
La falta de penetración (figura 24) es un defecto que consiste en el incompleto relleno de la raíz de la unión soldada por el metal depositado (reducción del área útil de la soldadura) y consecuentemente se convierte en un concentrador de tensiones.
Es interesante observar que no son todos los casos en los que la penetración incompleta puede ser considerada como defecto (en recipientes a presión presión, por ejemplo, ella es utilizada en la unión entre sus conexiones). De ese modo, la penetración incompleta solo puede ser considerada como defecto si es observada en uniones que, necesariamente, deben tener la penetración completa (BRANCO et Al., 1986, GURNEY, 1968).
Figura 24 – Ejemplo de uniones soldadas que presentan falta de penetración.
5.1.4 – Defectos geométricos.
.Los defectos geométricos ocurren a partir de la desalineación axial o angular de la forma del cordón de soldadura. Ambos tipos de desalineaciones provocan una concentración de tensiones en esa región, provocando una disminución de la resistencia a la fatiga de la soldadura (DE MARCO FILHO, 2002).
La desalineación axial debido a la imposición constructiva o por error constructivo, accidentalmente provocada por la fijación inadecuada de las piezas antes de la soldadura (BRANCO et Al., 1986). Son presentados esquemáticamente en la figura 25.
Figura 25 – Desalineación axial en una unión soldada a tope: (a) desalineación constructiva; (b) desalineación accidental (desalineación angular).
Con relación a la desalineación angular (figura 25.b), ese tipo de defecto tiende a ser encontrado en soldaduras longitudinales de tubería. En ese caso, la resistencia a la fatiga disminuye con la disminución del ángulo de refuerzo de la soldadura (DE MARCO FILHO, 2002).
5.2 – TENSIONES RESIDUALES EN SOLDADURA.
Tensiones residuales son definidas como tensiones existentes en un componente o parte de él sin que haya ninguna carga exterior. Son producto de las variaciones térmicas o mecánicas acompañadas por deformaciones plásticas del metal (BRANCO et all., 1986, GURNEY, 1968). Pueden tener los más diversos orígenes, tales como: operaciones de laminación, conformación, corte, operaciones de soldadura y tratamientos térmicos (WOODTLI et Al., 1986).
Las tensiones residuales son clasificadas en tres tipos (Fonseca, 2000, DE MARCO FILHO, 2002, FERNANDEZ, 2002):
- Tensiones residuales del tipo 1: son tensiones homogéneas, o sea, constantes en magnitud y dirección, que se extienden en grandes áreas (varios granos del material). Esos tipos de tensiones son denominadas macroscópicas y están en equilibrio con todos los esfuerzos actuantes en el material.
- Tensiones residuales del tipo 2: son tensiones casi homogéneas, que se extienden en una pequeña área, esto es, en un grano o parte de él. Son equilibradas a través de un cierto número de granos. Son denominadas tensiones microscópicas.
- Tensiones residuales del tipo 3: son tensiones heterogéneas, generadas desde defectos cristalinos del material, extendiéndose a lo largo de algunas distancias atómicas en un grano. Son equilibradas adentro del propio grano y son denominadas tensiones submicroscópicas o tensiones micro-localizadas.
- El material debe ser deformable térmicamente.
- El material debe alcanzar el dominio plástico por efecto de las tensiones de origen térmico.
- No debe existir uniformidad en el campo de tensiones creados.
Otra fuente de tensiones residuales es aquella ligada al enfriamiento más rápido de la superficie, como el enfriamiento no es homogéneo a lo largo del espesor del material. En ese caso, las tensiones serán mayores si el espesor de la chapa también es mayor.
La tercera fuente de tensiones residuales es aquélla originada por la transformación de fases, creando un aumento del volumen del material transformado. La expansión del área transformada del material es impedida por las “regiones frías” del material, resultando en un esfuerzo de compresión.
La distribución de las tensiones residuales en las uniones soldadas es presentada ilustrativamente en la figura 26.
Figura 26– Distribución de las tensiones residuales en una unión soldada.
Las tensiones residuales longitudinales en la parte central de la unión alcanzan el valor máximo (tensiones residuales de tracción), frecuentemente semejante a la tensión límite de fluencia del material, mientras los bordes presentan un valor de tensión mínimo (tensiones residuales de compresión) a una distancia cerca de tres veces la anchura del cordón de soldadura (Fonseca, 2000). Ya las tensiones residuales transversales presentan en la parte central de la unión una pequeña amplitud de tensiones de tracción (cerca de 1/3 del límite de fluencia) (FONSECA, 2000) y en el restante son equilibradas por tensión de compresión (BRANCO et Al., 1986).
Las tensiones residuales desempeñan un papel muy importante en el comportamiento a la fatiga de las estructuras soldadas. Consecuentemente, muchos estudios son realizados para lograr la comprensión de las mismas. Los resultados muestran que la vida a fatiga y la resistencia a la fatiga pueden ser mejoradas por la reducción de la influencia de la tensión residual de tracción en los componentes soldados, TENG et Al.(2002), o por la introducción de tensiones residuales compresivas en las regiones de las uniones soldadas (NINH y WAHAB, 1995). TENG et Al.(2002) mencionan que las tensiones residuales pueden reducir la vida en fatiga de las estructuras soldadas, particularmente cuando una tensión residual de tracción de la magnitud del límite de fluencia exista en las regiones de la raíz de la soldadura.
Considerando que las grietas de fatiga frecuentemente surgen en la superficie del cuerpo, es de esperarse que las tensiones residuales superficiales tienen influencia en la vida en fatiga del mismo. En ese sentido, WOODTLI et Al., (1986) citan que las tensiones residuales superficiales son importantes en la propagación de las grietas de fatiga, pues las tensiones residuales compresivas causan el cierre y la retardación en la tasa de crecimiento de la grieta, mientras las tensiones residuales tractivas tienen el efecto inverso. OHTA et Al. (1982) estudiaron el crecimiento de la grieta de fatiga en las uniones soldadas a tope en un acero HT80 (grieta central) y los resultados revelaron que las propiedades de propagación de la grieta de fatiga de las uniones soldadas (metal de la soldadura y ZTA) fueron inferiores en comparación con el metal de base, causadas por la distribución de tensión residual tractiva en la parte central de las juntas soldadas alrededor de la punta de la grieta.
CASTRO (1992) estudió el comportamiento en fatiga del acero BS 4360 G50D en el metal base y en la ZTA con dos aportes de calor (30 y 50 KJ/cm) y razones de tensión de 0,1 y 0,5, mediante amplitud de carga constante y fue observado que para R = 0,1, el metal base presentó una menor vida en fatiga con relación las uniones soldadas, pues, según el autor, las tensiones residuales compresivas pueden disminuir la tasa de propagación de la grieta. Fue constatado también que la mayor vida a fatiga se relacionó con el mayor aporte de calor aplicado. Para R = 0,5, el mismo comportamiento fue observado, o sea, mayor vida a fatiga para las uniones soldadas con aporte de 50 KJ/cm, aunque la diferencia sea mínima. Hubo una disminución de la contribución de las tensiones residuales compresivas. Comparándose los resultados entre R iguales a 0,1 y 0,5, menores vidas a fatiga fueron observadas para los ensayos realizados en este último.
Las grietas de fatiga, sin embargo, pueden propagarse bajo tensiones compresivas. GURNEY (1968) dice que las grietas pueden surgir en regiones de tensiones tractivas, propagándose en regiones de compresión. En ese caso, bajo acción de tensiones residuales tractivas, las grietas abren hasta que sean aliviadas. Bajo carga cíclica, las grietas cierran y reabren cuando la carga es retirada. La explicación del autor es que las grietas permanecen tensadas, propagándose.
FONSECA (2000) menciona que en las uniones soldadas, las tensiones residuales de tracción son relevantes tanto en la dirección longitudinal, como en la dirección transversal, aunque las primeras sean más relevantes. El autor añade que en el momento cuando una estructura soldada conteniendo tensiones residuales sea solicitada, habrá una interacción entre las tensiones resultantes de la carga aplicada y las tensiones residuales presentes, promoviendo una alteración en el valor de R, principalmente en locales donde las tensiones residuales son de tracción.
