Tesis Doctoral SPT en Aceros de Ductos

8/18/2019 Tesis Doctoral SPT en Aceros de Ductos

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UNIVERSIDAD DE OVIEDO

DEPARTAMENTO DE CIENCIA DE LOS

MATERIALES E INGENIERÍA METALÚRGICA

TESIS DOCTORAL

Caracterización del comportamiento a fractura de un

acero para gasoductos mediante el ensayo miniatura

de punzonado

Autor: Donato Emerson Cárdenas Paredes.

Directores: Francisco Javier Belzunce Varela.

María Cristina Rodríguez González.

2010


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Dedicatoria:

Para Dios y mi Familia.


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Agradecimientos

Para la realización de este trabajo de investigación quiero agradecer a la UNIVERSIDAD

DE OVIEDO, representado por mis directores de tesis, Javier Belzunce Varela y Cristina

Rodríguez González, quienes con sus conocimientos y experiencias, que lograron

transmitirme, sirvieron de base fundamental para la elaboración de este trabajo.

También a todas las personas del entorno de la universidad que de una forma u otra

me han apoyado para cumplir los objetivos trazados en esta memoria, y que fueron de

mucha ayuda en la ejecución y elaboración de la tesis doctoral.

Por último, y no menos importante, a mi familia que en todo este tiempo me han dadosu apoyo incondicional en esta etapa de mi vida, y me hicieron ver, que yo soy parte de

ellos y ellos parte de mi, por eso, me siento muy orgulloso y muy feliz de tenerlos a mi

lado.

Muchísimas Gracias.

Emerson.


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i

RESUMEN

La determinación de las propiedades mecánicas de los materiales en las fases de diseño

y operación es esencial, pero más importante aún, es establecer la vida residual de los

componentes industriales en servicio. Estos componentes se caracterizan medianteensayos mecánicos convencionales, que implican el uso de ensayos destructivos, que

además utilizan probetas relativamente grandes y muchas veces es necesario extraer

las muestras de ensayo de equipos en funcionamiento, lo que normalmente supone

pérdidas económicas importantes (paradas, reparaciones, etc.).

Muchos investigadores han enfocado sus estudios en la optimización del

comportamiento de los materiales en condiciones extremas, y se basan tanto en la

modificación de la composición química, como del mismo proceso de producción, con

el fin de optimizar el comportamiento en servicio del componente. En el caso de las

tuberías utilizadas para el transporte de gas o petróleo, el material más utilizado es el

acero, buscándose aleaciones con un contenido de carbono muy bajo, con la

adecuada adición de microaleantes, con objeto de elevar el límite elástico de estos

aceros, asegurando al mismo tiempo una buena ductilidad y una excelente

soldabilidad, propiedad ésta fundamental dada la necesidad de unir los tramos cortos

de tubería para construir gasoductos de grandes longitudes (miles de kilómetros).

A la hora de analizar el comportamiento a fractura de tuberías para transporte de gassometidas a presión interna, diversos autores demostraron que estas estructuras tienen

un nivel de constricción bajo. Sin embargo las probetas utilizadas en los ensayos

normalizados de fractura, se caracterizan por poseer grietas largas, lo que ocasiona una

alta constricción, y en consecuencia un peor comportamiento a fractura del material.

Por lo tanto se podría inferir que los valores de tenacidad a la fractura que se obtienen

a partir de probetas normalizadas proporcionan valores de diseño demasiados

conservadores, lo cual se traduce en un aumento innecesario del espesor de la tubería,

de su peso y por lo tanto también de su coste.

A partir de lo anteriormente expuesto, sería lógico pensar en realizar un ensayo para

determinar un parámetro de tenacidad a la fractura cuyos niveles de constricción

fueran similares a los existentes en las tuberías en servicio, y en esta línea, el ensayo

miniatura de punzonado, EMP, puede considerarse una opción interesante, ya que

utiliza probetas de bajo espesor sujetas a un nivel de constricción necesariamente bajo

y, además, se trata de un ensayo biaxial, por lo que el estado de tensiones aplicado se

asemeja bastante al que opera en el gasoducto sometido a presión interna.


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ii

El ensayo miniatura de punzonado, debido al pequeño tamaño de sus probetas podría

considerarse como un ensayo casi no-destructivo, se está utilizando para determinar las

propiedades mecánicas de los materiales, pudiendo caracterizar regiones muy

especificas de los mismos, como por ejemplo las zonas afectadas térmicamente que se

producen como consecuencia de los procesos de soldeo o las capas de material

afectados por un tratamiento superficial, que no sería posible caracterizar utilizando los

procedimientos convencionales.

En este trabajo se describe la metodología experimental de ejecución del ensayo

miniatura de punzonado sobre probetas convencionales (probeta de sección cuadrada

de 10x10 mm2 y 0.5 mm de espesor) de un material metálico y de su zona afectada

térmicamente (ZAT), con objeto de valorar las diferencias más significativas entre

ambos estados y analizar las relaciones que se han formulado hasta ahora paradeterminar las propiedades convencionales de los aceros a partir de los resultados del

ensayo EMP.

Además también se ha trabajado sobre probetas entalladas, dado que la tenacidad a la

fractura se define como el valor del parámetro crítico (K en el caso de los materiales de

comportamiento elástico lineal y J en el caso de los materiales de comportamiento

elastoplástico) para el que se inicia el crecimiento de una grieta preexistente, por lo que

parece lógico intentar realizar su medida en el ensayo EMP utilizando una probeta

previamente entallada.

Las entallas de las probetas del ensayo EMP fueron realizadas en dirección del espesor

con una profundidad menor al tamaño del espesor, en la zona central de una de sus

caras y paralela a uno de sus lados, de tal manera que se analizó la variación de la

relación entre la longitud de la entalla y el espesor (a/t = 0.5, 0.4 y 0.3). Igualmente se

estudió el modo de identificar el inicio del crecimiento estable de la grieta desde la

entalla, con objeto de determinar el parámetro crítico de fractura de estos materiales,

acero base y zona afectada térmicamente en su soldeo.


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iii

INDICE

1. INTRODUCCIÓN .......................................................................................................................... 1

1.1. MARCO DEL PROYECTO ....................................................................................................... 1

1.2. OBJETIVOS DEL TRABAJO ................................................................................................... 3

1.3. ESTRUCTURA DE LA MEMORIA ......................................................................................... 4

2. ESTADO DEL CONOCIMIENTO ............................................................................................... 5

2.1. ACEROS ESTRUCTURALES .................................................................................................... 5

2.1.1. Aceros de baja aleación y alta resistencia ................................................................ 5

2.1.2. Fiabilidad en servicio de gasoductos .......................................................... ............... 15

2.2. ENSAYO MINIATURA DE PUNZONADO (EMP) ......................................................... 172.2.1. Ensayos EMP sobre probetas entalladas ............................................................... .... 24

3. MATERIALES Y PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL ............................................................ 33

3.1. MATERIALES UTILIZADOS .................................................................................................. 33

3.2. COMPOSICIÓN QUÍMICA ................................................................................................... 34

3.3. PROCESO DE FABRICACIÓN ............................................................................................. 34

3.4. SOLDEO POR LÁSER DEL ACERO API X-70 ................................................................. 36

3.5. TRATAMIENTO TÉRMICO DEL ACERO API X-70 (X-70TT)...................................... 36

3.6. ANÁLISIS MICROESTRUCTURAL ....................................................................................... 37

3.7. ENSAYOS DE DUREZA ......................................................................................................... 37

3.8. PROPIEDADES MECÁNICAS A TRACCIÓN ................................................................... 37

3.9. ENSAYOS DE TENACIDAD A LA FRACTURA .............................................................. 38

3.10. ENSAYO MINIATURA DE PUNZONADO .................................................................... 41

3.10.1. Ensayo miniatura de punzonado sobre probetas entalladas .......................... 46

3.11. FRACTOGRAFÍA .................................................................................................................. 50

4. CARACTERIZACIÓN CONVENCIONAL: RESULTADOS Y DISCUSIÓN ........................... 51

4.1. ANÁLISIS MICROESTRUCTURAL ....................................................................................... 51

4.1.1. Acero API X-70 ........................................................ .......................................................... 51

4.1.2. Acero API X-70TT ......................................................................................................... .... 54

4.1.3 Acero API X-70 Soldado por Láser ............................................................................... 58


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iv

4.2. DUREZA .................................................................................................................................... 59

4.3. PROPIEDADES MECÁNICAS A TRACCIÓN ................................................................... 62

4.3.1. Acero API X-70 ........................................................ .......................................................... 62

4.3.2. Acero API X-70 TT ..................................................................................................... ....... 63

4.4. TENACIDAD A LA FRACTURA .......................................................................................... 64

4.4.1. Acero API X-70 ........................................................ .......................................................... 64

4.4.2. Acero API X-70 TT ..................................................................................................... ....... 65

4.5. ANÁLISIS FRACTOGRÁFICO .............................................................................................. 67

4.6. RECAPITULACIÓN FINAL ................................................................................................... 70

5. ENSAYO MINIATURA DE PUNZONADO: RESULTADOS Y DISCUSIÓN ..... ...... ...... ...... . 71 5.1. ENSAYOS MINIATURA DE PUNZONADO (EMP) ....................................................... 71

5.1.1 Ensayos sobre probetas convencionales ............................................................... .... 71

5.1.2. Comparación de los parámetros EMP con los parámetros característicos a

tracción ................................................................................ .......................................................... 76

5.1.3. Determinación de la tenacidad a la fractura a partir de la deformación biaxial

equivalente a rotura ......................................................... .......................................................... 80

5.1.4.Ensayo miniatura de punzonado sobre probetas con entalla

micromecanizada ................................................................................... ..................................... 82

5.1.5. Ensayo miniatura de punzonado sobre probetas entalladas por láser ........ 109

5.2. ANÁLISIS FRACTOGRÁFICO ........................................................... .................................. 124

5.3. TENACIDAD A LA FRACTURA EN EL ENSAYO EMP .................................................. 127

6. CONCLUSIONES .................................................................................................................. 131

7. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS ...................................................................................... 137


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v

SIMBOLOGÍA

Ac3 ºC Temperatura de transformación completa en

austenita en el calentamiento.

Ar3 ºC Temperatura de incio de formacion de ferritaen el enfriamiento.

a milímetros Profundidad de entalla en una probeta del

EMP.

B milímetros Espesor de la probeta de fractura.

BN milímetros Espesor neto.

b= W-a milímetros Ligamento resistente.

A % Alargamiento a rotura.

E GPa Modulo elástico. MPa Límite elástico.e milímetros Espesor de la chapa.

o MPa Media entre el límite elástico y resistencia a la

tracción.

n ----- Coeficiente de endurecimiento por

deformación.

MPa Resistencia a la tracción.

J/msK Conductividad térmica.σm MPa Tensión media.

σeq MPa Tensión equivalente.

σv MPa Tensión verdadera.

pv Deformación plástica verdadera.

JIC kJ/m2 Valor crítico de la integral J en modo I.

kJ/m2 Deformación biaxial equivalente a rotura. Je kJ/m

2 Componente elástico de la integral J.

Jpl kJ/m2 Componente plástico de la integral J.

------- Coeficiente de Poisson.

C1 ------- Flexibilidad correspondiente a la descarga i-

ésima en el ensayo de tenacidad a la fractura.

KC MPa Factor crítico de intensidad de tensiones.γ ºC/seg. Velocidad de soldeo.

α ------- Parámetro de relación entre el límite elástico y

el parámetro P y del ensayo EMP.


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vi

P Newton Carga en el ensayo EMP.

d milímetros Desplazamiento del punzón.

dmax milímetros Desplazamiento en el punto de carga maxima

del EMP.

JEMP Julios/m2 Valor crítico de la integral J obtenido en la

simulacion numérica del EMP.

K ------- Constante de la ley de Hollomon.

P y Newton Carga de fluencia del EMP.

Pmax Newton Carga máxima del EMP.

Ptest Newton Carga de ensayo de EMP.

Pinf Newton Carga en el punto de inflexion de la curva del

EMP.Pcm Newton Parámetro de soldabilidad.

R Velocidad de enfriamiento.

S Milímetros Distancia entre apoyos.

T nr ºC Temperatura de no recristalización de la

Austenita.

t Milímetros Espesor de probeta del EMP.

U Area bajo la curva de ensayo.

v Metros/segundos Velocidad de desplazamiento del punzón.W Milímetros Ancho de las probetas de fractura.

W max,W f ,W i Newton*milímetro Area bajo la curva de un ensayo EMP para

una determinada carga.

Milímetros Diametro de probeta de tracción.

Δa Milímetros Incremento de la longitud de grieta.

α, , ,, ρ ---------------- Constantes propias del material.


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vii

Abreviatura

API American Petroleum Institute.

CE Carbono equivalente.

CT Probeta Compacta.CTOD Crack Tip Opening Displacement.

DWTT Drop Weight Tear Test.

EMP Ensayo Miniatura de Punzonado.

H Aporte termico.

HSLA Aceros de baja aleacion y alta resistencia.

HV Dureza Vickers.

SENB Probeta de flexión en tres puntos.

TT Temperatura de transición.MIT Instituto Tecnologico de Massachussets.

M.B. Metal Base.

M.E.B Microscopio electrónico de barrido.

SMLS Proceso de obtencion de tuberia sin soldar.

UOE Proceso de obtención de tuberias a partir de chapas.

X70 Acero API, grado 5L.

X70TT Acero API, grado 5L tratado termicamente.

ZAT Zona afectada termicamente.

Z.F. Zona fundida.


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INTRODUCCIÓN

1

1. INTRODUCCIÓN

1.1. MARCO DEL PROYECTO

La constante búsqueda de nuevas fuentes energéticas en el mundo, implica la

necesidad de realizar exploraciones en lugares donde las condiciones climáticas son

extremas y muy variadas (regiones árticas, regiones con actividad sísmica frecuente,

etc.). Como consecuencia de ello, surge la necesidad de materiales que tengan

propiedades idóneas para trabajar con fiabilidad suficiente en estas condiciones, a la

hora de ser utilizados en la construcción de las estructuras que se requieren para la

extracción y transporte de estas fuentes energéticas como son el petróleo y el gas

natural. Estas exigencias deben estar reflejadas en las propiedades del material a

utilizar, siendo el acero el material más usado para estas aplicaciones, debido a que

combina de la mejor manera propiedades como la resistencia mecánica y la tenacidad

a la fractura con una excelente conformabilidad y soldabilidad.

Una de las causas que merma la capacidad resistente de los aceros empleados en la

construcción de tuberías, depende directamente del fluido (liquido o gas) que

transporta, ya que muchas veces la presencia de productos susceptibles de generar

hidrogeno (SH2, por ejemplo), aumenta la susceptibilidad a la fisuración, lo que llevó adiversos investigadores a estudia la modificación de determinados parámetros del

proceso de laminación de la chapa de acero empleada en estas construcciones, con

objeto de desarrollar microestructuras menos susceptibles a estos fenómenos y que al

mismo tiempo mantengan la resistencia, tenacidad y soldabilidad. [1,2,3]

Además tampoco hay que olvidar que otro de los aspectos que se debe tener en

cuenta a la hora de seleccionar el acero más apropiado en estas construcciones, son las

condiciones ambientales externas, sobre todo cuando las exploraciones se realizan en

regiones árticas, en las que la temperatura fácilmente alcanza valores muy por debajo


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INTRODUCCIÓN

2

de los cero grados Celsius. Por este motivo, muchos investigadores estudiaron el

comportamiento de estos aceros bajo condiciones extremas de temperatura,

obteniendo mejoras importantes de la tenacidad a base de realizar modificaciones

tanto en la composición química como en el proceso de laminación utilizado. [4,5,6,7,8,9,10]

Otro aspecto de vital importancia que se toma muy en cuenta a la hora de seleccionar

el acero idóneo para la fabricación de tuberías, es su soldabilidad, ya que éste es el

método común de unión de los pequeños tramos de tubería para formar un

gasoducto/oleoducto, que puede llegar a tener miles de kilómetros de longitud y así

lograr la continuidad deseada. Por supuesto las juntas soldadas deben cumplir con los

mínimos requerimientos necesarios parar asegurar un buen comportamiento en

servicio, y por este motivo se han realizado estudios en los que se evaluó el

comportamiento de estas uniones soldadas, y se estudió la influencia de la adiciónmicroaleantes (por ejemplo. Nb o Ti), de la modificación de determinados parámetros

de soldeo y de la necesidad de realizar precalentamientos y/o poscalentamientos en el

caso de los grados de aceros mas aleados.[11,12,13,14,15]

En el mercado mundial son muy conocidos para este tipo de aplicaciones los

denominados aceros API(nomenclatura definida por el Instituto Americano del

Petróleo) en sus diferentes grados: X60, X70, X80, etc. aceros sobre lo que existen

numerosos trabajos particularizados con objeto de alcanzar sus mejores propiedades

en condiciones extremas. [1,5,9,11,12,15]

El presente trabajo de tésis, que se encuadra en este marco científico, forma parte de

un proyecto de investigación financiado por el Plan Nacional de Materiales, titulado

“ Aplicación de la metodología de ensayos de punzonado a la evaluación de la

integridad estructural de aceros de gasoductos y de vasijas nucleares”, que está

desarrollando la universidad de Oviedo, en colaboración con las universidades de

Cantabria y Burgos. En este contexto, el objetivo principal de esta tesis es el análisis de

la aplicabilidad del ensayo miniatura de punzonado para garantizar la fiabilidad

estructural de los aceros que se están utilizando en la fabricación de gasoductos.


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INTRODUCCIÓN

3

1.2. OBJETIVOS DEL TRABAJO

A continuación se enumerarán los principales objetivos que se plantearon a la hora de

emprender el presente trabajo de investigación, como consecuencia del análisis de los

antecedentes y en respuesta al proyecto de investigación financiado por el PlanNacional de Materiales:

Simular la zona afectada del acero API-X70 mediante un tratamiento térmico, con

objeto de caracterizarla mecánicamente del modo más completo posible.

Analizar microestructuralmente el acero API-X70 y el acero API-X70TT, siendo este

último acero la simulación, mediante tratamiento térmico de temple, de la zona

afectada térmicamente de una unión soldada del acero de partida API-X70.

Determinar las principales propiedades mecánicas a temperatura ambiente que

caracterizan los aceros API X70 y API-X70TT, propiedades a tracción, tenacidad a la

fractura y dureza.

Obtener los principales parámetros característicos del Ensayo Miniatura de

Punzonado (EMP) convencional a temperatura ambiente, sobre estos materiales.

Realizar EMPs, en probetas de acero API-X70 y API-X70TT, dotadas de entallas no

pasantes mecanizada en una de sus caras, utilizando distintos métodos

(micromecanizado y procesado con láser) y con diferentes profundidades deentalla, con la intención de determinar la tenacidad a la fractura de los aceros a

partir de este ensayo.

Determinar el inicio de crecimiento de grieta en los ensayos EMP sobre probetas

entalladas, utilizando diferentes métodos y valorar la idoneidad de los mismos de

cara a obtener la tenacidad a la fractura de estos aceros

Relacionar los parámetros obtenidos de los ensayos EMP ( convencional y sobre

probeta entallada) con los parámetros mecánicos obtenidos a partir de ensayos

normalizados en los materiales estudiados.


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INTRODUCCIÓN

4

1.3. ESTRUCTURA DE LA MEMORIA

El presente trabajo de tesis doctoral, se estructuró en varios capítulos que se describen

a continuación.

En el presente capítulo de Introducción, se define el marco en el que se inscribe este

trabajo, se enumeran los objetivos generales planteados en el mismo y finalmente se

detalla la estructura que se ha seguido a la hora de elaborar esta Memoria.

En el capítulo 2, denominado Estado del Conocimiento, se realiza un breve repaso

sobre las características, clasificación, proceso de producción, etc. del acero API-X70,

así como una de las principales aplicaciones del mismo, como es su uso en la

fabricación de gasoductos/oleoductos. En este mismo capítulo también se realiza la

descripción del ensayo EMP, así como el modo de obtener los parámetros

característicos del ensayo, basándose en los trabajos desarrollados previamente por

diversos autores.

El capítulo 3 corresponde a la descripción de los Materiales Utilizados y del

Procedimiento Experimental empleado a la hora de realizar los diferentes ensayos.

Se describe el proceso de fabricación de las chapas de acero API X-70, el proceso de

soldeo llevado a cabo y la realización del tratamiento térmico utilizado para obtener

el acero API X-70TT. También se detalla la ejecución de los ensayos mecánicosutilizados en la caracterización de los aceros API X70 y API X70TT. En este mismo

capítulo se describe el desarrollo experimental seguido para realizar los ensayos

EMP, la localización y preparación de las probetas de ensayo y la realización de las

entallas en estas mismas probetas.

Descritos los materiales y el procedimiento experimental se da paso a la

presentación de resultados y a la discusión de los mismos, parte que se ha dividido

en dos capítulos: El primero (capítulo 4) se dedica a los resultados correspondientes

a la caracterización convencional de los aceros, mientras que en el capítulo 5 serecogen y discuten los resultados de los ensayos EMP, tanto los realizados sobre

probetas convencionales como sobre las probetas entalladas.

El capítulo 6 recoge las conclusiones del trabajo y, finalmente se enumeran todas las

referencias bibliográficas utilizadas.


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ESTADO DEL CONOCIMIENTO

5

2. ESTADO DEL

CONOCIMIENTO

En este capítulo se realizará un breve repaso bibliográfico del acero

utilizado, sus procesos de fabricación, propiedades mecánicas y aplicaciones.

Además se mencionará los estudios previos realizados sobre el ensayo EMP.

2.1. ACEROS ESTRUCTURALES

2.1.1.

Aceros de baja aleación y alta resistencia

Los aceros son los materiales más usados en virtud de sus excelentes propiedades

mecánicas y bajo coste. Proporcionan un amplio rango de propiedades, desde

moderados niveles de resistencia a la fluencia (a partir de unos 200 MPa) con excelente

ductilidad, hasta valores de límite elástico que exceden los 1400 MPa .

La Tabla 2.1 muestra una clasificación de los aceros al carbono y de baja aleación en

diferentes grupos: aceros de bajo carbono, aceros al carbono-manganeso, aceros de

baja aleación y alta resistencia (HSLA), aceros al carbono tratados térmicamente

(normalizados o templados y revenidos) y aceros de baja aleación tratados

térmicamente, con sus composiciones típicas y propiedades mecánicas fundamentales.

El acero API X-70, que es el material analizado en este trabajo de investigación, se

encuadraría en esta clasificación en el grupo de los aceros microaleados, de bajo

carbono y baja aleación (bajo coste y alta soldabilidad y conformabilidad), alta


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resistencia mecánica y baja temperatura de transición dúctil– frágil [17]. Este acero se

utiliza para la fabricación de oleoductos, gasoductos, estructuras off-shore que deban

trabajar en situaciones extremas (baja temperatura, ambientes ácidos, etc.).

Tabla 2.1: Clasificación de aceros de baja aleación y alta resistencia [16]

Acero

Composición química,

peso

(a)

Res. mínima a

la Fluencia

Res. mínima a

Tracción

Alar.

Mínimo

(Elong.

en 50

mm),

C

(máx.)

Mn Si Otros MPa ksi MPa ksi

Ac. de bajo

carbono0.29

0.60-

1.35

0.15-

0.40(b) 170-

250

25-

36

310-

41545-60 23-30

Ac. carbono-

manganeso

laminados en

caliente

0.40

1.00-

1.65

0.15-

0.40 . . .

250-

400

36-

58

415-

690

60-

100 15-20

Ac. HSLA 0.081.30

máx.

0.15-

0.40

0.20 Nb ó

0.05 V

275-

450

40-

65

415-

55060-80 18-24

Ac al carbono

tratados

térmicamente

Normalizado(b) 0.36

0.90

máx.

0.15-

0.40200 29 415 60 24

Templado yrevenido

0.20 1.50máx.

0.15-0.30

0.0005 B min. 550-690

80-100

660-760

95-110

18

Ac. de baja

aleación

templados y

revenidos

0.210.45-

0.70

0.20-

0.35

0.45-0.65 Mo,

0.001-0.005 B

620-

690

90-

100

720-

800

105-

11517-18

(a) Las composiciones típicas incluyen 0.04% P (máx.) y 0.05% S (máx.)

(b) Si el cobre es especificado, el mínimo es 0.20%.

Los aceros microaleados sufren normalmente un proceso de laminación controlada enel que al mismo tiempo que se conforma en caliente el producto, se consigue una

reducción del tamaño de grano ferrítico, que proporciona unas excelentes propiedades

finales (alta resistencia y baja temperatura de transición dúctil-frágil). A grandes rasgos,

el propósito de la laminación controlada es laminar el acero sin permitir la

recristalización de la austenita deformada en caliente, propósito por el que adicionan

elementos microaleantes como el titanio, vanadio y especialmente el niobio.

Estos elementos, en cantidades muy pequeñas, retrasan ostensiblemente los

fenómenos de recristalización de la austenita a la temperatura de laminación en


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caliente, al promover la precipitación de carbonitruros. La transformación posterior de

la austenita fuertemente deformada en ferrita en el enfriamiento del producto

laminado en caliente, origina una fuerte reducción del tamaño de grano ferrítico.

Téngase en cuenta que el refino de grano es el único mecanismo que consigue a la vez

una mejora la tenacidad e incrementa la resistencia mecánica.

Existen diferentes tipos de laminación controlada, pero las principales son las dos que

se reflejan en la Figura 2.1, que corresponden a la laminación termomecánica seguida

de enfriamiento al aire para obtener estructuras ferrito-perlíticas de grano fino y la

laminación controlada seguida de un enfriamiento acelerado; en éste último caso se

pueden obtener estructuras diferentes a las de equilibrio, como bainita y/o martensita.

Figura 2.1: Ilustración esquemática de dos posibles condiciones de laminación. [6]

2.1.1.1. Aceros para gasoductos y oleoductos

[68]

Los oleoductos y gasoductos constituyen un sistema muy eficiente para el transporte

masivo de petróleo y gas, y se ha utilizado para cubrir grandes distancias. Por ejemplo,

el sistema de transporte de gas nacional en Alaska, tiene más de 6437 kilómetros de

tuberías, cuyos diámetros están comprendidos entre 1.07 y 1.42 metros. En Europa, las

líneas de tuberías del norte de Rusia, que llegan hasta Alemania y Austria se extienden

para cubrir distancias superiores a 4989 kilómetros utilizando diámetros

predominantemente de 1.42 metros, todo ello bajo presiones de operación que

alcanzan hasta 10 MPa.


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La tendencia que se ha venido siguiendo en el diseño de estas líneas de tuberías ha

sido la del aumento paulatino de las distancias y presiones de operación, para poder

incrementar así la eficiencia en el transporte. Esto se ha logrado a través del uso de

aceros con un límite elástico cada vez más elevado, manteniendo una buena

soldabilidad y suficiente tenacidad para evitar la propagación de las grietas que

pudieran existir. Sin embargo, otras tendencias en la explotación de petróleo y gas, han

supuesto la necesidad de introducir requerimientos mayores en las propiedades de los

aceros utilizados en estas aplicaciones. Así por ejemplo se han comenzado a utilizar

aceros de alta resistencia junto con grandes espesores de tubería, para prevenir el

pandeo durante la instalación de las líneas en aguas profundas,(profundidades de

hasta 170 metros en el Mar del Norte). La instalación de tuberías en regiones árticas,

unido con el transporte de gas natural liquido (LNG), han impuesto también la

necesidad de mejorar los niveles de tenacidad a bajas temperaturas de operación

existentes en esas zonas. Además, una tendencia particularmente importante ha sido la

explotación de reservas de petróleo y gas sulfuroso, lo que ha requerido el desarrollo

de aceros para tuberías con una mayor resistencia a la fragilización por hidrogeno

(HIC). Así, además, de la alta resistencia y tenacidad, las tecnologías de desarrollo de

tuberías demandan aceros con una mayor resistencia frente a la corrosión, lo que se ha

conseguido con la adición de aleantes específicos y con un mejor control sobre las

inclusiones no metálicas.

El desarrollo de las técnicas de laminación controlada ha tenido una importancia

singular a la hora de conseguir las propiedades de los aceros requeridas por las

industrias del gas y petróleo, de tal manera que en la actualidad la gran mayoría de los

aceros utilizados en estas aplicaciones se fabrican utilizando procesos termomecánicos.

2.1.1.1.1. Especificaciones y propiedades requeridas

[68]

La mayoría de las especificaciones de las líneas de tuberías en el mundo están basadasen las publicaciones del Instituto Americano del Petróleo (API). La especificación API

para tuberías se introdujo ya en 1948 y en esa época incluyó solamente un grado, el

X42, con un límite elástico de 42 ksi (290 MPa). Desde ese momento empezaron a

desarrollarse los aceros de alta resistencia y ahora las especificaciones ya incluyen hasta

los aceros API X 80 (80 ksi = 551 MPa) y X100 (690 MPa).

Muchas especificaciones utilizan el límite elástico como criterio de designación, y debe

tenerse en cuenta que cuando se incrementa el límite elástico, el espesor de la pared dela tubería se reduce proporcionalmente, manteniendo el mismo factor de seguridad de


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diseño. Así pues, la sustitución del grado X70 por el X80 puede conducir a la reducción

del espesor de pared en un 12.5%, hecho éste que muestra claramente el beneficio de

usar aceros de mayor resistencia. Sin embargo, la determinación del límite elástico en

líneas de tuberías ha sido por algún tiempo un área de controversia entre los aceristas y

los operadores de estas líneas, debido a la variación de resistencia que ocurre entre la

chapa laminada y la propia tubería. Las probetas de tracción extraídas de la tubería

acabada deben aplanarse en frío antes de realizar el ensayo de tracción, de manera

que el límite elástico medido es habitualmente significativamente menor que el

obtenido directamente de la chapa utilizada en la fabricación de la tubería. Esta

diferencia se debe al conocido efecto Bauschinger, que implica una disminución del

límite elástico cuando el ensayo de tracción es precedido por una deformación en la

dirección opuesta, por ejemplo, durante el aplanado de la tubería. En una tubería de

acero X70, el efecto Bauschinger puede suponer una reducción del límite elástico de

entre 69 y 83 MPa (10 a 12 ksi), de tal manera que la chapa de acero a utilizar debe

suministrarse con una resistencia extra, que de alguna manera compense la aparente

pérdida del límite elástico que sufrirá la tubería. El efecto Bauschinger en los aceros

empleados en la fabricación de tuberías es particularmente marcado en el caso de los

aceros ferrítico-perlíticos, que exhiben una fluencia discontinua en el ensayo de

tracción. Este efecto es mucho más reducido en aquellos aceros que tienen pequeñas

cantidades de bainita y martensita, y en el caso de los aceros que contienen cantidades

significativas de productos de transformación de baja temperatura, la operación de

aplanado puede incluso incrementar el límite elástico de la tubería comparado con el

de la chapa con la que se fabricó. Estos aceros exhiben además curvas tensión-

deformación continuas donde la alta velocidad de endurecimiento por deformación

compensa la pérdida de resistencia debida al efecto Bauschinger.

La tenacidad es igualmente un requisito fundamental que se exige a los materiales

utilizados en la fabricación de tuberías y estas exigencias tienen en cuenta tanto la

iniciación como el crecimiento de grietas. Para el diseño contra el inicio de la fractura,se usa el concepto del tamaño de defecto crítico bajo la tensión de servicio. Este

tamaño crítico de grieta depende de la tenacidad del acero (medida normalmente en

ensayos Charpy) de las dimensiones de la tubería y de la presión de operación. El

parámetro CTOD también se usa para determinar la iniciación de la fractura en aceros

de tuberías, sobre todo para la caracterización de la zona afectada por el calor de las

soldaduras.

Cuando ocurre una fractura en un oleoducto, la descompresión del fluido tiene lugarmuy rápidamente y por lo tanto la energía disponible para la propagación de la fisura


22/159


10

se disipa muy rápidamente en el tiempo y en el espacio. Sin embargo, esto no sucede

de la misma manera en una tubería de gas, por lo que en estos casos la posibilidad de

desarrollar grietas que propaguen grandes distancias (incluso kilómetros) es mucho

mayor. No obstante, con objeto de evitar la propagación frágil, se está exigiendo

habitualmente un mínimo de un 85% de área dúctil en las probetas de espesor

completo del ensayo Drop Weight Tear Test (DWTT), a la mínima temperatura de

servicio. Además se han desarrollado diferentes expresiones con objeto de especificar el

mínimo nivel de energía Charpy que asegura la parada de una grieta que se estuviera

propagando de un modo dúctil. Todo esto supone que se requieren chapas de acero

con valores altos de energía Charpy para fabricar tuberías que deban trabajar bajo

grandes presiones de operación, para tuberías de gran resistencia mecánica, grandes

diámetros y espesores de pared gruesos. Sin embargo, la adecuación de los ensayos

Charpy a la hora de predecir el comportamiento de la tubería para la detención de las

fisuras es muy cuestionada en la actualidad.

Por otro lado, la soldabilidad de los aceros de tuberías es también fundamental, en

primer lugar de cara a la fabricación de la tubería a partir de una chapa y, en segundo

lugar, debido a la soldadura circunferencial que se utiliza ya en campo para la

construcción de estas grandes líneas. Obviamente la consecución de las características

optimas en campo constituye el requisito más difícil de cumplir, particularmente

cuando deba soldarse con valores muy bajos de temperatura ambiente, pero por logeneral hoy en día se puede asegurar la ejecución de soldaduras libres de fisuras,

haciendo uso de las formulaciones de carbono equivalente (véanse las expresiones 3.1

y 3.2.).

2.1.1.1.2. Procesos de producción de de tuberías:

En la figura 2.2 se resumen los procesos de producción de tuberías más habituales, quecomprenden tanto las tuberías sin costura como las tuberías soldadas. Estas últimas,

que son las más utilizadas, se fabrican a partir de chapa plana utilizando varios

métodos, siendo los más empleados el método UOE con soldadura por arco

sumergido, la soldadura de la chapa en espiral y la soldadura longitudinal por

resistencia.

El método UOE consiste en doblar primero la chapa formando una U, continuar el

doblado hasta cerrar la U y formar una O, cerrar la tubería mediante una soldaduralongitudinal, que se ejecuta de modo automático mediante arco sumergido y


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11

finalmente terminar el proceso mediante una expansión que modifica ligeramente el

diámetro y asegura la circularidad y las tolerancias de su sección. Otra forma de fabricar

una tubería consiste en arrollar la chapa de partida en espiral y unirla igualmente

utilizando el proceso automático de soldeo por arco sumergido. El tercero de los

métodos normalmente utilizado para fabricar tuberías a partir de chapas consiste en

curvar la chapa hasta hacer coincidir sus dos extremos y realizar una soldadura

longitudinal por resistencia eléctrica, igualmente de modo automático.

Figura 2.2: Procedimientos de obtención de tuberías [66].

Japón es el país productor líder en la fabricación de tuberías y en la figura 2.3 se

presenta un resumen que informa de los rangos de diámetro exterior y espesor de

pared que se pueden alcanzar con los diferentes procesos. Esta figura indica que las

tuberías sin soldar (SMLS) solo se fabrican en diámetros pequeños, por lo que las

tuberías más empleadas para el transporte de gas y petróleo son las tuberías soldadas.

Entre estas últimas tanto la tuberías UOE como las soldadas en espiral admiten amplias

variaciones tanto en el diámetro como en el espesor de pared.


24/159


12

Figura 2.3: Rango de tamaños de tuberías realizadas con los principales procesos

japoneses de producción.

Las tuberías soldadas por resistencia eléctrica permiten fabricar diámetros de hasta 600

mm con espesores de hasta 25 mm. El procedimiento UOE con costura longitudinal,

que es uno de los más utilizados en las líneas de transporte de gas y petróleo, permite

obtener tuberías con diámetros de hasta 1500 mm y espesores de pared que llegan

hasta los 50 mm. Finalmente, tal y como se ilustra en la figura 2.3, las tuberías con los

mayores diámetros se producen utilizando procesos de soldeo en espiral que permiten

alcanzar espesores superiores a 25 mm (1pulgada).

2.1.1.1.3. Grados de acero usados en la fabricación de tuberías

Una característica de las especificaciones de los aceros de la normativa API 5LX es, que

admite una amplia variación de la composición química, ya que solo se especifica el

nivel máximo permitido de carbono, manganeso, azufre y fósforo. Sin embargo, las

especificaciones de los fabricantes de tuberías son muchos más restrictivas al objeto de

obtener altos valores de tenacidad y soldabilidad para el nivel específico del límiteelástico requerido en cada caso. Así las cosas, los aceristas pueden aun manejar

diferentes opciones en términos de composición química del acero y procesos

termomecánicos, por lo tanto es posible utilizar un amplio rango de composiciones

químicas para satisfacer las exigencias tanto de las especificaciones API como las de los

usuarios. Sage [67], llevó a cabo ya en el año 1981 una clasificación de los aceros para

tuberías basada en la composición química, que se muestra en la Figura 2.4. En primer

lugar diferencia los aceros que se caracterizan por mostrar curvas tensión-deformación

a tracción continuas o discontinuas (con palier de fluencia) y seguidamente diferencialos aceros que exhiben el efecto Bauschinger de aquellos otros que experimentan un


25/159


13

ligero aumento del límite elástico durante el proceso de producción. Se destaca

también la gran diversidad de composiciones químicas que permiten alcanzar las

características de los grados X60, X65 y X70, manteniendo siempre un contenido en

carbono inferior al 0.2%. Por lo general el grado X60 se obtiene a partir de aceros

ferrítico-perlíticos, confeccionados por laminación controlada, microaleados con

aproximadamente un 0.03-0,05% Nb. Para los grados X65 y X70 es habitual

incrementar el efecto del afino de grano con una microaleación a base de vanadio.

Además, para incrementar la resistencia exigible al grado X80 se adicionan pequeñas

cantidades de níquel o molibdeno a los aceros Nb-V y además estos aceros sufren una

severa laminación controlada.

Figura 2.4: Clasificación de los aceros de tuberías en la producción de aceros de alta

resistencia para tuberías en Europa, América y Japón.

En la Tabla 2.2. se muestran ya más detalladamente las composiciones químicas

utilizadas en diferentes países para satisfacer los requisitos de los diferentes grados API.Puede apreciarse que hoy en día el contenido de carbono de estos aceros no suele


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14

superar el 0,1%, todos están microaleados con niobio y son aceros muy bien

desulfurados (%S < 0,005%). Esta tabla incluye también aceros tratados con boro, que

desarrollan microestructuras bainíticas y muchos de ellos están microaleados con

titanio con objeto de formar finos precipitados de TiN que inhiben el crecimiento de

grano de la austerita durante el recalentamiento de la chapa previo a su laminación en

caliente, con objeto de lograr un grano aún más fino.

Para terminar este apartado, la tabla 2.3 refleja las propiedades mecánicas típicas de los

grados de acero API X65, X80 y X100, donde se denomina ratio de fluencia al cociente

entre el límite elástico y la resistencia a la tracción. Debe destacarse que estos aceros se

caracterizan por tener una energía absorbida en ensayos Charpy muy alta a -10ºC y

temperaturas de transición en el entorno o por debajo de los -100ºC.

Tabla 2.2: Composición química de aceros actuales para tuberías. (% en peso)[68] Nro.

de

Acero

Grado

Espesor

de

Pared

(mm)

C Si Mn P S Ni Mo Cu Nb V Ti B

1 X65 16 0.02 0.14 1.59 0.018 0.003 0.04 0.017 0.001

2 X65 25 0.03 0.16 1.61 0.016 0.003 0.17 0.05 0.016 0.001

3 X65 25 0.06 1.35 0.025 0.005 0.25 0.33 0.04 0.07

4 X70 20 0.03 0.14 1.91 0.018 0.003 0.05 0.018 0.001

5 X70 19.6 0.08 1.6 0.04 0.07

6 X80 12 0.07 1.65 0.002 0.22 0.05 0.075

7 X80 20 0.02 0.26 1.95 0.022 0.003 0.38 0.31 0.04 0.019 0.001

8 X80 19 0.08 0.1 1.5 0.05 0.076

9 X80 19 0.036 0.1 1.6 0.35 0.29 0.64

La utilización de todos estos aceros para la fabricación de gasoductos exige realizar

soldaduras para unir in situ sus diferentes tramos (de aproximadamente 15 m de

longitud). De este modo se pueden construir enormes estructuras, que pueden llegar a

alcanzar varios miles de kilómetros, debiéndose asegurar necesariamente la integridad

de estas instalaciones bajo las acciones de servicio.

Tabla 2.3: Propiedades mecánicas de aceros API.[69]

Grado

API

Dimensiones Propiedades a tracción longitudinal Propiedades de Impacto

Diámetro

Exterior

(mm)

Espesor

de

Pared

(mm)

e

(MPa)

R

(MPa)

Ratio de

Fluencia

( )

Coef. de

endurecimiento

n.

Energía

Charpy

a

-10ºC

Temperatura de

Transición

dúctil frágil.

X65 762 19.1 463 590 78 0.16 271 -98

X80 610 12.7 553 752 74 0.21 264 -105

X100 914 15.0 651 886 73 0.18 210 -143


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15

2.1.2. Fiabilidad en servicio de gasoductos

La demanda de gasoductos para el transporte de gas y petróleo con la necesidad de

cubrir distancias que llegan alcanzar miles de kilómetros, está en aumento en muchas

regiones del mundo. Estos gasoductos se construyen a base de unir elementostubulares cortos mediante uniones soldadas. Los programas de inspección llevados a

cabo hasta la fecha han puesto en evidencia que muchas veces aparecen variados

defectos derivados de las operaciones de soldeo (escorias retenidas, presencia de

inclusiones no metálicas, etc.), defectos en los propios materiales, grietas debidas a

fragilización por hidrógeno y también daños de morfología variada debidos a

fenómenos corrosivos, por lo que resulta absolutamente necesario prevenir el fallo

catastrófico en servicio de estas enormes estructuras[17]. En el curso de su instalación o

durante su servicio, en virtud de la existencia de fenómenos de pandeo local o decargas sísmicas, estas estructuras deben ser capaces de soportar grandes

deformaciones plásticas, en combinación con la existencia de presiones internas y

externas (tramos enterrados) y también, normalmente con la presencia de esfuerzos

complementarios de flexión, tracción, e incluso en ocasiones también de torsión. El

estado de tensión resultante de todas estas acciones junto con la existencia de grietas y

en combinación con las propiedades del material constitutivo de la estructura

(especialmente el que constituye sus uniones soldadas), podría llegar a iniciar un

proceso de fractura, que diera finalmente lugar al colapso total de la estructura.

Diversos autores [18,19,20], han analizado el comportamiento mecánico de gasoductos

con grietas superficiales, tanto longitudinales como circunferenciales (grietas

normalmente asociadas a soldaduras), sometidos a presión interna (Figura 2.5) y

demostraron que estas estructuras se caracterizan por poseer una bajo nivel de

constricción, de manera que su tenacidad a la fractura en la condición de servicio es

apreciablemente mayor que la que se obtiene a partir de los ensayos de fractura

normalizados que utilizan probetas, como la probeta compacta o la probeta de flexión

en tres puntos con grieta larga (a/W >0.5), caracterizadas por una alta constricción.

Figura 2.5: Gasoducto con una grieta longitudinal sometido a presión interna [19]


28/159


16

La figura 2.6, muestra esquemáticamente el incremento del parámetro crítico de

fractura (Kc, Jc o CTODc) con la disminución de la constricción, parámetro éste que se

puede expresar por el cociente entre la tensión media y la tensión equivalente (σ0 /σeq)

en el momento del inicio de la rotura. En la misma figura se puede observar como las

probetas normalizadas para la medida de la tenacidad (probetas CT y SENB con a/W

=0.5) se caracterizan por poseer una alta constricción y originan valores críticos de la

tenacidad bajos, mientras que una tubería sometida a presión interna en general

muestra un grado de constricción mucho más bajo y su rotura se produce para un

valor del parámetro de fractura correspondiente claramente superior. Además, también

cabe esperar que los micromecanismos operativos de fractura sean los mismos siempre

que el nivel de constricción también lo sea, por lo que los mecanismos de fractura

operativos en el caso del fallo de un gasoducto bajo las cargas de servicio podrían ser

muy diferentes de los que se observarían en los ensayos convencionales de fractura.

Figura 2.6: Influencia del grado de constricción en el parámetro crítico de fractura [18]

Como consecuencia de todo lo expuesto, el uso de la tenacidad a la fractura medida en

ensayos normalizados (probetas CT y SENB) proporciona valores de diseño

excesivamente conservadores, que implicarían la necesidad de aumentar

innecesariamente el espesor de los gasoductos, su peso y en consecuencia su coste. En

estos casos, se recomendaría determinar la tenacidad a la fractura del material que se

va a utilizar en la fabricación del gasoducto utilizando un ensayo de laboratorio sujeto

a una constricción similar a la que operará durante su servicio, es decir, un ensayo

caracterizado por una baja constricción y en esta línea, el uso del ensayo miniatura de

punzonado, EMP, que se describirá en el siguiente apartado, puede considerarse una

opción interesante, ya que utiliza probetas de bajo espesor sujetas a un nivel de

constricción necesariamente bajo y, además, se trata de un ensayo biaxial, por lo que el


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17

estado de tensiones aplicado se asemeja bastante al que opera en el gasoducto

sometido a presión interna.

2.2. ENSAYO MINIATURA DE PUNZONADO (EMP)

El ensayo miniatura de punzonado, EMP , o Small Punch Test , como se denomina en la

literatura científico-técnica, es un procedimiento de ensayo que puede considerarse

casi no destructivo, en virtud del reducido tamaño de las probetas que utiliza,

permitiendo además valorar directamente las propiedades mecánicas de los materiales,

en contraste con otras técnicas no destructivas como rayos X, ultrasonidos o técnicas

magnéticas, que se basan en medidas indirectas para estimar algunas de estas mismas

propiedades.

El ensayo EMP inició su desarrolló en el MIT en el año 1981 para estudiar la fragilización

de los materiales producida por radiación[21]. Su desarrollo continuó en Japón,

particularmente en la universidad Tohoku y en el Instituto Japonés de Investigación

sobre Energía Atómica (JAERI) [22]. En U.S.A fue el EPRI el encargado de su desarrollo,

mientras que en Europa los primeros trabajos sobre este ensayo aparecen en 1992 de

la mano de la universidad de Swansea y el ERA, en el reino Unido [23] y del CESI, en

Italia [24].

El ensayo EMP está siendo utilizado en la actualidad para determinar las propiedades

mecánicas a tracción (incluida la ley de comportamiento del material), la temperatura

de transición dúctil-frágil, el comportamiento a fractura y a fluencia, así como para

estudiar cualquier fenómeno de fragilización, incluida la fragilización asistida por el

medio ambiente. [25,26,27,28]. Además, en virtud del pequeño tamaño de las probetas que

utiliza, constituye un ensayo muy apropiado para caracterizar mecánicamente zonas

muy pequeñas, que no sería posible analizar con otro tipo de ensayos, como por

ejemplo, las zonas afectadas térmicamente (ZAT) de las uniones soldadas.

Las probetas que normalmente se usan en este ensayo son cuadradas, de 10x10 mm 2

de sección y 0.5 mm de espesor, o bien discos de 3 mm de diámetro (probetas

habitualmente utilizadas en microscopia electrónica de transmisión) y 0.25 mm de

espesor. El ensayo consiste en fijar la periferia de la probeta, sujetándola firmemente

entre dos matrices, para posteriormente deformar la probeta hasta su rotura utilizando

un punzón de cabeza semiesférica (de 1.25 o de 0.5 mm de radio respectivamente para

los dos tipos de probeta mencionados), tal y como se esquematiza en la figura 2.7


30/159


18

Figura 2.7: Esquema general del ensayo EMP

Con la ayuda de un extensómetro, que se coloca entre la matriz fija y la móvil se

obtiene el desplazamiento del punzón que, previa corrección de la flexibilidad del

dispositivo de ensayo, permite calcular el desplazamiento del punto central de la

probeta en el curso del ensayo.

Los datos de la fuerza aplicada y del desplazamiento del punto de carga (P,d)

generados en el ensayo nos permiten obtener la curva característica del ensayo, que en

el caso de un material dúctil muestra la forma que se expone en la figura 2.8.

Figura 2.8: Curva carga desplazamiento de un ensayo EMP realizado sobre un materialdúctil

En la figura 2.8.muestra las siguientes zonas características [29]:


31/159


19

Zona I, que corresponde a la deformación inicial, predominantemente elástica.

Zona II representativa de una deformación mayoritariamente plástica.

Zona III en la que la deformación plástica es generalizada y se extiende a toda la

probeta, hasta que en las proximidades del máximo de carga se inicia el proceso de

adelgazamiento local (estricción) y agrietamiento.

Zona IV, caracterizada por el crecimiento del daño o grieta hasta alcanzar el

espesor completo de la probeta para continuar avanzando circunferencialmente

hasta que sobreviene la fractura total de la probeta.

De cualquier manera, estas curvas dependen del espesor de la probeta utilizada, como

se pone de manifiesto en la figura 2.9, que representa las curvas obtenidas con un

mismo acero para probetas de 0.37, 0.45 y 0.55 mm de espesor [30]. Por esta razón, es

muy importante a la hora de comparar resultados obtenidos con este ensayo asegurarla uniformidad del espesor de las probetas utilizadas.

Por su lado la figura 2.10 muestra la uniformidad de resultados que se obtienen

cuando se ensaya probetas del mismo espesor (espesores comprendidos entre 0.656 y

0.662 mm).

Figura 2.9: Efecto del espesor de la probeta en la curva EMP (acero A460) [30]


32/159


33/159


21

0.561 y 0.574 mm) y pone de manifiesto que la rugosidad superficial no parece influir

significativamente en el resultado de este ensayo.

Figura 2.11: Curvas EMP obtenidas con un acero ferrítico variando el acabado

superficial [30]

A partir de las curvas fuerza-desplazamiento de los ensayos EMP se pueden obtener los

parámetros característicos que se presentan a continuación:[22,25,26,29]:

- P y /t 2 , donde P y es la fuerza para la que se inicia el régimen plástico, y que

generalmente se obtiene trazando una recta paralela a la pendiente inicial de la curva

(Zona I) desde un desplazamiento igual a t/10 (ver figura 2.8), siendo, t, el espesor de la

probeta. Hay que mencionar que existe cierta controversia a la hora de determinar este

parámetro, ya que algunos autores utilizan un método similar pero variando el

desplazamiento de la recta, por ejemplo t/100, y un tercer criterio se basa en utilizar el

punto de corte de dos rectas representativas de las regiones caracterizadas por elcomportamiento elástico (zona I) y plástico del material (zona II) en el ensayo.

Este parámetro es directamente proporcional al límite elástico del material, σe, siendo

las expresiones más utilizadas para expresar esta relación las del tipo [48,49]:

(2.3)

(2.4)

α, α 1, α 2 son parámetros característicos del material ensayado.


34/159


22

- P max /t 2 , donde P max es la carga máxima registrada en el ensayo. Este parámetro se ha

visto que es directamente proporcional a la resistencia a la tracción, σu. En este caso las

expresiones más utilizadas son del tipo [50]:

22

max

1

t

P

u (2.5)

Donde 1 y 2 son parámetros que dependen no solo del material sino del coeficiente

de fricción existente entre la probeta y el punzón.

- d max /t y d f /t , donde d max y d f son, respectivamente, los desplazamientos

correspondientes al punto de carga máxima y al de rotura. Ambos están relacionados

con la ductilidad del material. En la bibliografía consultada se ha hecho uso de la

relación siguiente

[29]

:

(2.6)

Donde de nuevo, , es un parámetro característico del material.

W max /t 2 y W f /t

2 , siendo ahora W max y W f las energías absorbidas en el punto de carga

máxima y en el de rotura (área encerrada debajo de la curva EMP hasta los

desplazamientos citados anteriormente). Estos valores estarían correlacionados con la

energía de fractura del material.

Diferentes investigadores han utilizado ya el ensayo EMP para la determinación de la

temperatura de transición dúctil-frágil de los aceros ferríticos [4,5,8]. Para ello deben

realizarse ensayos EMP desde temperatura ambiente hasta temperaturas criogénicas

para posteriormente representar, al igual que se hace en los ensayos Charpy, la energía

absorbida hasta rotura frente a la temperatura, diferenciándose, del mismo modo que

en aquellos ensayos, una región de comportamiento dúctil (alta energía), otra de

comportamiento frágil (baja energía) y una transición entre ambas. La figura 2.12

representa una curva de transición EMP de un acero ferrítico sobre la que se muestran

aspectos fractográficos característicos de la misma [35].

Aunque la temperatura de transición (TT) medida en los ensayos EMP suele ser muy

inferior a la evaluada mediante ensayos Charpy, en la bibliografía consultada[29,33,34,35,36,37,50] se exponen relaciones lineales entre ambas, del tipo:

TT (Charpy) = ρ + ρ1 TT (EMP) (2.7)

TT (Charpy) =ρ2 TT (EMP) (2.8)

Donde ρ , ρ1 y ρ2 son constantes características del material.


35/159


23

Figura 2.12: Curva de transición EMP con indicación de los micromecanismos de

fractura operativos [35]

Por último, otros investigadores [22] han intentado determinar el parámetro crítico de

fractura elastoplástica, JIc, a partir del ensayo EMP, para lo que han utilizado la medida

de la deformación verdadera en la dirección del espesor, 3, en el punto de rotura de la

probeta en este ensayo, que corresponde a la deformación biaxial equivalente a rotura.

3 = -(1+2) (2.9)

(2.10) Se han encontrado relaciones del tipo:

(2.11)1 y 2 son de nuevo constantes características de cada material en particular.

A modo de ejemplo, la figura 2.13 [37] ilustra la correlación encontrada por diferentes

autores entre la deformación biaxial equivalente a rotura y el valor crítico de JI

utilizando diferentes aceros de comportamiento elastoplástico, aceros al carbono,aceros cromo-molibdeno, aceros templados y revenidos, etc.

Sitio de inicio dela fractura

Sitio de inicio de

la fractura

Falla dúctiltotal

Labio delgadode corte

Principalmennte clivajecon fa lla intergranular aislada

Sitio de inicio dela fractura

Sitio de

inico de lafracturaEnergia

SP(J)

Temperatura (ºC)

0-200 -100 0

0.5

1.0

1.5


36/159


24

Figura 2.13: Correlación entre la tenacidad a la fractura y la deformación biaxial

equivalente a rotura.[37]

En la figura 2.13 pone sin embargo de manifiesto, como para un valor determinado de

la deformación biaxial equivalente a rotura superior a 0.2, se obtiene un amplio rango

de valores de JIc, dependiendo de la relación que se utilice, e incluso en algunos casos

resultan valores negativos de la tenacidad a la fractura para deformaciones biaxiales

inferiores a 0.5, por lo que la exactitud de estas correlaciones parece dudosa, como de

hecho podría esperarse ya que se están comparando los resultados de dos ensayos

muy diferentes.

2.2.1. Ensayos EMP sobre probetas entalladas

Dado que la tenacidad a la fractura se define como el valor del parámetro crítico (K en

el caso de los materiales de comportamiento elástico lineal y J en el caso de los

materiales de comportamiento elastoplástico) para el que se inicia el crecimiento de

una grieta preexistente, parecería lógico intentar realizar su medida en el ensayo EMP

utilizando una probeta previamente entallada.

Uno de los primeros trabajos recogidos en la bibliografía y publicado en el año 2003

corresponde a Ju [38]. Ju y colaboradores realizaron la evaluación del factor de

intensidad de tensiones, KI, en una probeta EMP dotada de una grieta centrada y

pasante de longitud 2a (figura 2.14). Para el cálculo de K I se asumió que la probeta

estaba empotrada en todo el contorno y que se trataba de una placa fina sometida a

tensión fuera del plano.


37/159


25

Figura 2.14: Probeta con grieta centrada sometida a flexión uniforme [38]

Sin entrar en más detalles se determinó que el factor de intensidad de tensiones de esta

geometría dependía de la geometría de la probeta, del tamaño de la grieta practicada y

de la carga aplicada, de tal manera que resultaba posible determinar el valor de K Ic de

esta probeta utilizando el valor de la carga para el que se iniciaba el crecimiento de la

grieta. De cualquier manera le expresión de Ju se limita a materiales elástico lineales.

Tanaka[57], ha utilizado una probeta semejante para la determinación del parámetro de

fractura elastoplástico JIC, de un acero dúctil para lo que llevó a cabo la modelización

numérica del ensayo, utilizando elementos finitos y destacó en su estudio la dificultad

de determinar el punto en que se iniciaba el crecimiento de grieta. La utilización del

método de caída de potencial eléctrico no condujo a los resultados esperados.

Cuesta [39] utilizó probetas EMP de 1 mm de espesor, con una entalla no pasante que

dispuso desde el centro de uno de los lados de la probeta hasta el centro del ladoopuesto y utilizó profundidades de fisura, a/t, desde 0.2 a 0.5. Las probetas fueron

agrietadas utilizando pulsos controlados de energía láser, consiguiendo de este modo,

tal y como se muestra en la figura 2.15, unas grietas muy agudas sin apenas zona

térmicamente afectada.

El factor de intensidad de tensiones de esta geometría, K I, fue calculado

numéricamente utilizando elementos finitos, demostrando que el factor citado

depende de la geometría de la probeta, de la relación a/t y de la carga aplicada. De

este modo, a partir de la medida experimental de la carga para la que la grieta

empezaba a crecer, resulta posible determinar la tenacidad a la fractura del material, KIc,

mediante el ensayo EMP.

La figura 2.16, presenta las curvas carga-desplazamiento obtenidas utilizando el ensayo

EMP con probetas de dimensiones 20x20x1mm entalladas, con una relación /a t

respectivamente mayor y menor de 0.5 [39]. Analizando la forma de las curvas, se

distingue diferentes regiones en cada una de ellas.


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26

Figura 2.15: Probeta con fisura longitudinal no pasante y aspecto de la fisura realizada

por láser [39].

Figura 2.16: Curvas carga-desplazamiento del ensayo EMP sobre probetas con fisura

longitudinal no pasante. [39]

En la misma figura 2.16 y para una mejor comprensión de las curvas de ensayo

obtenidas, se presentan también las curvas obtenidas en el ensayo EMP convencional y

la simulación numérica realizada sobre una probeta similar pero con una fisura

completamente pasante, es decir, como si estuviese formada por dos mitades unidas

sólo por las fuerzas de contacto (probeta rota en dos mitades). Este último caso

representa la situación final de una probeta completamente rota. Analizando la forma

de las curvas, se distinguen regiones diferentes en cada una de ellas.

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5

Desplazamiento punzón (mm)

C a r g a p u n z ó n

( k N )

Experimental sin fisura

Experimental a/t0.5

Simulación fisura pasante

III IV

III

IV

V

V

II

I II

I


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27

En el caso de la curva correspondiente a la relación a/t > 0.5, la región I correspondería

al comportamiento puramente elástico, la región II correspondería a la transición

elastoplástica, en la tercera región tiene lugar el comienzo y propagación de la fisura,

hasta atravesar completamente el espesor de la probeta, para progresar

longitudinalmente a lo largo de toda la longitud de la entalla, región IV. Se comprueba

en la misma figura que en esta región IV la probeta tiende a comportarse como dos

mitades desacopladas (fisura pasante).

Para la curva correspondiente a la probeta con la relación a/t < 0.5, se puede llegar a

distinguir hasta cinco regiones diferentes. Las tres primeras se corresponderían con las

de la curva anterior, con la salvedad de que la región III es en este caso mucho mayor,

alcanzando la probeta una mayor capacidad de carga al ser mayor el ligamento

resistente. A lo largo de la región III se inicia la fisura y crece hasta hacerse pasante,momento éste que coincide aproximadamente con el máximo de la curva carga-

desplazamiento. La región IV corresponde al crecimiento longitudinal ya inestable de la

grieta a lo largo de toda la longitud de la entalla hasta llegar a la zona de

empotramiento. La última región, región V, correspondería a la división de la probeta

en sus dos mitades desacopladas.

De cualquier manera el instante de inicio de la propagación de la grieta no queda

claramente manifestado en la curva carga-desplazamiento de la probeta EMP entallada,

ya que tiene lugar antes de alcanzar la carga máxima (en el caso de las probetas

a/t0.5). En consecuencia, para determinar el valor de la carga aplicada sobre

la probeta en el instante del inicio de la propagación de la fisura, Cuesta [39] recomienda

utilizar cualquiera de los tres métodos siguientes:

Estimación del inicio del crecimiento de la grieta a partir de la variación de la

pendiente del gráfico experimental. En el caso de las probetas con a/t

0.5, el

gráfico en la parte inicial de la zona III es lineal, y progresivamente su pendiente se

reduce hasta alcanzar la carga máxima. El inicio del crecimiento de la grieta se

puede estimar para una determinada variación de la pendiente del gráfico.

Realización de ensayos interrumpidos para valorar microscópicamente a posteriori

si se ha iniciado o no el crecimiento de la grieta. La rotura de la probeta de forma

frágil, mediante inmersión en nitrógeno líquido, permitiría diferenciar en un

microscopio electrónico de barrido el crecimiento dúctil que tiene lugar en el

ensayo EMP, de la fractura frágil que tendrá lugar a baja temperatura. El


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inconveniente que presenta este método es su laboriosidad y la dificultad a la hora

de acertar con el punto de iniciación

Practicar en el propio ensayo EMP descargas y cargas sucesivas (igual que en el

ensayo uniprobeta de determinación de la integral J IC). Representando

posteriormente la pendiente de las descargas en función de la carga aplicada o del

correspondiente desplazamiento del punzón, se estimaría el inicio de la

propagación de la grieta en el punto en el que la pendiente de las descargas

comenzara a disminuir.

Por su parte, Lacalle R. [40] ha utilizado probetas EMP dotadas de fisuras pasantes

laterales de diferente longitud (longitud total desde 4 hasta 6 mm, en una probeta de

10 mm de lado) realizadas mediante erosión con hilo (Figura 2.17).

Figura 2.17: Probetas EMP con entalla lateral pasante [40]

En este caso se ha utilizado el área encerrada bajo la curva, U(definida como la energía

bajo el área de la curva) , para determinar la integral J :

(2.12)

donde el coeficiente, C, ha sido ajustado experimentalmente y engloba al factor y al

porcentaje de energía consumido en deformar otras zonas de la probeta no asociadas

al crecimiento de grieta, por lo que resulta en función, además de del tamaño de fisura,de la tensión de flujo del material, que puede definirse como la media entre el límite

elástico y la tensión de rotura. En este caso se trabajó en un acero de construcción

naval grado A y un acero estructural E690.

Del mismo modo que en los casos anteriores, el valor de J para la iniciación del

crecimiento de la grieta se ha estimado a partir del área bajo la curva experimental de

ensayo hasta el punto en el que se inicia el crecimiento de la grieta desde la entalla,

que comprobaron coincidía aproximadamente con el máximo de la curvaexperimental. Estos mismos investigadores llevaron a cabo igualmente simulaciones


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Figura 2.18: Tipos de fisura inicial en probetas EMP analizadas en [45].

Del micromecanizado se puede destacar el buen acabado superficial de la fisura y la

homogeneidad de profundidad de fisura conseguida, implicando esto la repetitividad

de las curvas que se obtienen en el ensayo. Como desventaja se podría decir que la

forma de la fisura inicial se asemeja más a la de una entalla que al de una fisura afilada.

Todo lo contrario sucede con la prefisuración por láser, donde la fisura lograda si es

afilada, pero presenta el inconveniente de no conseguir una profundidad de fisura

homogénea y del valor deseado, por lo que es necesario un posterior análisis con el

microscopio electrónico de barrido con objeto de proceder a la medida de la

profundidad de la fisura.

Por último, Peñuelas[47]

ha llevado a cabo simulaciones numéricas con objeto dedeterminar la triaxialidad (definida por el cociente entre la tensión media y la tensión

equivalente, m /eq) de diferentes geometrías de probetas EMP entalladas. El trabajo se

ha realizado sobre las geometrías con entallas no pasantes que se detallan en la figura

2.19: a) entalla longitudinal (L), b) doble entalla (L+T) y c) entalla circular (C).

Figura 2.19: Geometrías analizadas numéricamente en [47]

La figura 2.20 muestra los resultados de la triaxialidad obtenidos en las distintas

probetas, de 1 mm de espesor, en función de la profundidad relativa de la entalla. La


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figura muestra que la mayor triaxialidad corresponde a la probeta entallada

longitudinalmente y, además, que el valor de la triaxialidad aumenta con la

profundidad de la entalla hasta valores de a/t = 0.5, también comprobaron que el valor

de triaxialidad obtenido aumentaba al hacerlo el espesor de la probeta

Figura 2.20: Triaxialidad en función de la profundidad relativa de la entalla para las

distintas geometrías analizadas en [46]


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MATERIALES Y PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL

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3. MATERIALES Y

PROCEDIMIENTO

EXPERIMENTAL

En este capítulo se lleva a cabo un análisis detallado del material objeto de

estudio, se explicarán las técnicas utilizadas para el análisis microestructural

y la obtención de las propiedades mecánicas del acero, así como la

metodología experimental utilizada para la ejecución de los ensayos EMP

empleados en este trabajo.

3.1. MATERIALES UTILIZADOS

El material utilizado en esta investigación fue un acero API 5L, grado X-70, empleado

en la fabricación de tuberías para el transporte de petróleo o gas natural. El acero fue

suministrado por la empresa Arcelor-Mittal, en forma de chapa de aproximadamente

15 mm de espesor. Este tipo de acero en estado de suministro, se denominará en

adelante X-70.

Asimismo, y con objeto de simular la Zona Afectada Térmicamente (ZAT) que

provocaría una unión soldada en la tubería, se sometió al acero a un tratamiento

térmico de temple que se describirá más adelante. Al material así obtenido se le

denominará X-70TT.


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3.2. COMPOSICIÓN QUÍMICA

La composición química del acero API 5L grado X70 utilizado en este estudio se

muestra en la Tabla 3.1. Se trata de un acero de bajo contenido en carbono, aleado

con manganeso, microaleado con niobio y vanadio, y desulfurado para conseguir unnivel de azufre muy bajo.

En la Tabla 3.1 se exponen además el valor del carbono equivalente del acero, CE, y su

parámetro de soldabilidad, Pcm , calculados ambos de acuerdo a las expresiones 3.1 y

3.2. Como puede observarse, ambos son suficientemente bajos como para asegurar la

buena soldabilidad exigible a estos productos.[17]

Tabla 3.1: Composición química del acero API 5L grado X70 (% en Peso)

(3.1)

(3.2)

3.3. PROCESO DE FABRICACIÓN

De acuerdo con los datos suministrados por el acerista, la palanquilla obtenida

mediante colada continua sufrió un proceso posterior de laminación en caliente que

consistió en un recalentamiento a 1264ºC, durante 186 minutos para continuar con la

laminación del producto en un tren reversible (9 pasadas) hasta alcanzar un espesor de

54 mm. El producto obtenido a una temperatura de 1035ºC, se pasó al tren acabadorcontinuo compuesto por 7 cajas de laminación, donde se redujo el espesor de la chapa

hasta su espesor final de 14.3 mm. La temperatura medida a la salida del tren acabador

fue de 848ºC y la temperatura de bobinado de 547ºC.

Con objeto de comprender lo mejor posible el proceso de laminación en caliente que

ha sufrido el material base tras la colada continua, se ha hecho uso de las fórmulas

apropiadas que permiten valorar las temperaturas críticas en estos procesos a partir de

la composición química del acero. Las temperaturas necesarias para conseguir la

transformación austenítica completa en el calentamiento, Ac3 , y para el inicio de la

%C %Mn %Si %S %P %Altot %Alsol %N %Nb %V0.117 1.546 0.233 0.003 0.017 0.031 0.026 0.0056 0.049 0.060

%Ti %Cu %Ni %Cr %Mo %As %Sn %Ca %CE Pcm

0.010 0.019 0.020 0.026 0.004 0.001 0.002 0.003 0.395 0.20


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formación de ferrita en el enfriamiento , Ar3 , se han obtenido mediante las expresiones

propuestas por Andrews [59] y De Ardo [60]. Mientras que la temperatura de no

recristalización, T nr, se ha calculado a partir de la expresión de Barbosa et al[61]. Estas

tres expresiones se exponen a continuación y los valores obtenidos para el material

analizado se muestran en la Tabla 3.2:

– – – – – (3.3) ––-–––- (3.4) Donde „„e‟‟ es el espesor de la chapa en mm.

– – (3.5)

Tabla 3.2: Temperaturas criticas para la laminación en caliente del acero X-70

A

c3

(ºC)

A

r3

(ºC) T

nr

(ºC)

817 745 1038

Se confirma con estos datos que la fase final de laminación en el tren acabador,

correspondiente a la reducción de espesor desde 54 hasta 14.3 mm (reducción del

73,5%), se ha realizado prácticamente por debajo de la temperatura de no

recristalización de la austenita, T nr, y la temperatura final de la laminación ha sido

superior a la del inicio de formación de ferrita, Ar3, de manera que toda la laminación

en caliente se llevó a cabo en el dominio 100% austenítico.

La Tabla 3.3 recoge las características mecánicas medias de este tipo de acero

suministradas por el fabricante.

Tabla 3.3: Características mecánicas estándar suministradas por el fabricante de del

acero API X70 en dirección longitudinal y transversal.

e,0.5

(*)

(MPa)

R

(MPa)

e

/

R

A ( )

Charpy, 0º

(J)

X-70 (L) 560 657 0.85 29 ---

X-70 (T) 554 660 0.84 28 173

*El limite elástico corresponde a una deformación plástica del 0.5%


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3.4. SOLDEO POR LÁSER DEL ACERO API X-70

Al objeto de realizar la soldadura por láser del acero X-70 se utilizaron varias trozos de

chapa de unos 350 mm de longitud por 100 mm de ancho que fueron soldadas a tope

en las instalaciones de AIMEN (Vigo), utilizando una fuente láser de Nd:YAG (DY044 deROFIN) de 4.4 kW de potencia máxima.

Tras la realización de las pruebas previas para el ajuste necesario de los parámetros de

soldeo que asegurasen una penetración completa soldando por ambos lados (requisito

éste absolutamente necesario dado el espesor de la chapa), se decidió realizar las

uniones utilizando la potencia máxima del equipo (4.4 kW) y una velocidad de soldeo

de 8 mm/s. De este modo se pretendía asegurar, además de la penetración completa,

una zona afectada térmicamente lo más estrecha posible.

Concluido el proceso de soldeo y una vez realizados los END necesarios, se procedió a

la extracción de una probeta macrográfica transversal al cordón de soldadura, al objeto

de medir las dimensiones finales de las distintas zonas de la unión soldada, analizar sus

correspondientes microestructuras y estimar la dureza de cada una de ellas.

3.5. TRATAMIENTO TÉRMICO DEL ACERO API X-70 (X-70TT)

Con objeto de simular la microestructura de la zona afectada térmicamente de grano

grueso (máxima dureza) que se genera durante los procesos de soldeo realizados con

este acero, se han cortado cupones de 200x120x15 mm, para su tratamiento térmico.

Estos cupones han sido introducidos directamente en un horno de laboratorio

calentado previamente a 1100ºC, y se han mantenido durante 40 minutos a esa

temperatura, para luego enfriarlos bruscamente en un baño de agua a temperatura

ambiente. La velocidad de enfriamiento a 700ºC se obtuvo utlizando gráficos

experimentales correspondientes al temple en agua de chapas de diferente espesor. De

este modo se ha estimado que la velocidad de enfriamiento aproximada a 700ºC del

centro de estos bloques de 78ºC/s.

En un proceso de soldeo por arco y suponiendo un flujo de calor tridimensional (lo que

se puede asegurar cuando se utilizan electrodos de pequeño tamaño), el aporte

térmico (H) que debería utilizarse para obtener una velocidad de enfriamiento dada (),

se puede calcular, aproximadamente, mediante la expresión analítica (3.6), que

relaciona estas dos magnitudes a una determinada temperatura, T c [63]:

(3.6)


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De acuerdo con esta expresión y asumiendo que la conductividad térmica, , del aceroes de 50 J/msK, para que la velocidad de enfriamiento a 700ºC (Tc=700ºC) sea de

78ºC/s, resulta un aporte térmico de 1.86 kJ/mm.

El valor de aporte térmico obtenido es habitual en la soldadura de aceros, por lo que la

microestructura simulada corresponde a una microestructura que puede formarse al

soldar un acero de estas características (en el siguiente capitulo se comparará con la

que se ha obtenido en el soldeo por láser).

3.6. ANÁLISIS MICROESTRUCTURAL

El análisis metalográfico se realizó sobre diferentes muestras de material,

representativas tanto del acero en estado de recepción API X-70, como del tratado

térmicamente API X-70TT y de los cupones soldados por láser. Estas muestras fuerondesbastadas, pulidas y atacadas metalográficamente con Nital al 2%, para finalmente

analizarlas microestructuralmente utilizando un microscopio óptico Nikon-Epiphot 200,

dotado de un software de análisis de imagen Omnimet – Buehler V.9.0. Y además para

un análisis más detallado, se uso un microscopio electrónico de barrido Marca :JEOL

LTD. modelo : JSM-5600LV

3.7. ENSAYOS DE DUREZA

Los ensayos de dureza fueron realizados de acuerdo con

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Tesis Doctoral SPT en Aceros de Ductos

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