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INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL
ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA QUÍMICA E
INDUSTRIAS EXTRACTIVAS
DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA EN METALURGIA Y
MATERIALES
“EFECTO DEL BANDEAMIENTO MICROESTRUCTURAL EN
LA ANISOTROPÍA DE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS DE
ACEROS GRADO TUBERÍA API 5L.”
TESIS
PARA OBTENER EL GRADO DE INGENIERO EN
METALURGIA Y MATERIALES
PRESENTA:
JORGE ALEJANDRO GARCÍA DÍAZ
DIRECTORES DE TESIS:
DR. JORGE LUIS GONZÁLEZ VELÁZQUEZ
DR. DIEGO ISRAEL RIVAS LÓPEZ
Contenido Pagina
Resumen
Índice de figuras. i
Índice de tablas. iii
Introducción. 1
Capítulo I Marco teórico. 2
1.1 Aceros API 5L. 2
1.1.1. Especificaciones para aceros grado tubería API 5L. 2
1.2. Comportamiento isotrópico y anisotrópico. 6
1.2.1. Materiales anisotrópicos 6
1.2.2. Anisotropía microestructural en aceros para tubería 7
1.2.3. Coeficiente de Lankford. 8
1.3. Bandeamiento microestructural 11
1.3.1. Determinación del grado de bandeamiento. 12
1.4. Correlación entre energía de impacto Charpy y KIC. 13
Capítulo II Metodología experimental. 15
2.1. Desarrollo experimental. 15
2.1.1. Procedimiento general. 15
2.2. Ensayos microestructurales. 16
2.2.1. Análisis químico. 16
2.2.2. Preparación metalográfica. 16
2.2.3. Caracterización microestructural. 16
2.3. Ensayos mecánicos. 17
2.3.1. Prueba de dureza. 17
2.3.2. Pruebas de tensión uniaxial. 17
2.3.3. Pruebas impacto Charpy. 18
2.3.4. Coeficiente de variación relativa (rvr), relación entre la
anisotropía mecánica y las propiedades microestructurales.
20
Capítulo III Resultados 21
3.1. Resultados metalúrgicos. 21
3.1.1. Análisis químico. 21
3.1.2. Determinación del tamaño de grano. 21
3.1.3. Determinación del grado de bandeamiento (Ai),
orientación microestructural (Ω12) y separación entre
bandas (SB).
22
3.1.4. Determinación del porcentaje de inclusiones 22
3.2. Propiedades mecánicas. 26
3.2.1. Dureza. 26
3.2.2. Ensayos de tensión. 26
3.2.3. Energía de impacto Charpy. 28
Capítulo IV Análisis de resultados. 33
4.1. Análisis microestructural. 33
4.2. Energía de impacto Charpy. 33
4.3. Análisis fractográfico de las superficies de fractura de
las probetas Charpy.
34
4.4. Propiedades en tensión. 36
4.4.1. Dirección L. 36
4.4.2. Dirección C. 36
4.4.3. Dirección 45°. 36
4.5. Valores de KIC-CV a partir de la de impacto Charpy y
KIC.
37
4.6. Coeficiente de variación relativa (rvr). 38 Conclusión. 41
Referencias. 42
RESUMEN.
En el presente trabajo se evalúa el efecto del bandeamiento
microestructural en la anisotropía de las propiedades mecánicas en
aceros con bajo contenido de carbono, grado tubería. En la
experimentación se utilizaron tres diferentes aceros con diferencias en
las características microestructurales, pero todos con microestructura
ferrita-perlita. Para realizar la caracterización mecánica se utilizaron
probetas de tensión uniaxial y de impacto Charpy orientadas en las
direcciones longitudinal (L), circunferencial (C) y 45° con respecto a la
dirección de laminación. Se realizó el análisis microestructural y
químico en los planos de fractura de las probetas ensayadas.
Mediante el coeficiente de variación relativa (rvr) se cuantificó la
relación entre las características microestrucrturales del acero y la
anisotropía de las propiedades mecánicas, observando que es un
parámetro útil para relacionar la anisotropía mecánica del material.
i
Índice de figuras.
Pagina
Figura 1 Orientación de las probetas de tensión con respecto al laminado.
9
Figura 2 Microestructura característica de un acero API 5L que presenta bandeamiento microestructural.
11
Figura 3
Diagrama de flujo del desarrollo experimental para la evaluación de las propiedades mecánicas y microestructurales de acero grado tubería API-5L.
15
Figura 4 Direcciones de preparación metalográfica de acuerdo con la norma ASTM E-112-13.
16
Figura 5 Orientación de las probetas para el ensayo de tensión uniaxial.
17
Figura 6 Geometría de la probeta de tensión. 18
Figura 7 Orientación de las probetas de impacto Charpy. 19
Figura 8
Nomenclatura característica de la probeta de impacto
Charpy con las que se lleva a cabo el ensayo de
impacto.
19
Figura 9 Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en
la dirección L. 26
Figura 10 Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en
la dirección C. 27
Figura 11
Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en
la dirección 45°.
27
Figura 12 Superficies de fractura macroscópicas.
29
Figura 13 Superficie de fractura de impacto Charpy observada en
MEB, zona central, dirección de ensayo L. 30
Figura 14
Superficie de fractura de impacto Charpy observada en
MEB, zona final, dirección de ensayo L.
30
ii
Figura 15
Superficie de fractura de impacto Charpy observada en
MEB, zona central, dirección de ensayo C. 31
Figura 16
Superficie de fractura de impacto Charpy observada en
MEB, zona final, dirección de ensayo C. 31
Figura 17
Superficie de fractura de impacto Charpy observada en
MEB, zona final, dirección de ensayo 45°. 32
Figura 18
Superficie de fractura de impacto Charpy observada en
MEB, zona final, dirección de ensayo 45°. 32
Figura 19
Valores de KIC-Cv para los aceros AA, AB y AC en las
direcciones de propagación de grieta L, C y 45°.
37
iii
Índice de tablas.
Pagina
Tabla 1 Requerimientos químicos para PSL1 en porciento peso
2
Tabla 2 Requerimientos químicos para PSL2 en porciento peso
3
Tabla 3 Resumen de las diferencias entre PSL1 y PSL2
4
Tabla 4 Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL1
5
Tabla 5 Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL2
5
Tabla 6 Dimensiones de la probeta de tensión.
18
Tabla 7 Dimensiones de la probeta de impacto Charpy.
19
Tabla 8 Análisis químico de aceros empleados
21
Tabla 9 Tamaño de grano promedio de las muestras ensayadas
21
Tabla 10
Promedio de valores de Ai, Ω12 y SB para cada uno
de los tres aceros en la dirección L, C y 45°.
22
Tabla 11 Micrografías correspondientes a cada acero 23
Tabla 12
Porcentaje de inclusiones promedio en la dirección L,
C y 45°.
22
Tabla 13
Micrografías correspondientes a cada tubo analizado, para determinar el % de inclusiones en las
direcciones L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X.
25
iv
Tabla 14 Mediciones promedio de durezas realizadas a las muestras ensayadas.
26
Tabla 15
Resultados de YS, UTS y alargamiento para las
muestras ensayadas.
28
Tabla 16
Resultados promedio de energía de impacto Charpy
en las direcciones L, C y 45° correspondientes a las
muestras de acero analizadas.
28
Tabla 17
KIC-Cv obtenida mediante correlaciones con la
energía de impacto Charpy.
37
Tabla 18 Datos empleados para la obtención de rrv.
38
Tabla 19 Coeficiente de variación relativa adaptado al trabajo realizado.
39
1
INTRODUCCIÓN.
La evaluación de integridad mecánica de tuberías sometidas a presión interna
requiere del conocimiento de la resistencia mecánica y la tenacidad a la fractura en
las orientaciones donde se presentan los daños. Normalmente se considera que el
material es isotrópico, lo que implica que el material tiene las mismas propiedades
mecánicas en todas sus direcciones [1]; específicamente, en aceros API 5L grado
tubería fabricados por el proceso UOL, esta suposición es errónea, ya que su
comportamiento mecánico es anisotrópico [2, 3].
La causa principal de la anisotropía mecánica del acero se encuentra en la
microestructura, ya que durante el proceso de conformado se desarrolla una
microestructura de ferrita – perlita en forma de bandas, a esta característica se le
denomina bandeamiento y se le atribuye el mayor efecto sobre la anisotropía, sobre
todo en la resistencia a la fractura [4].
No obstante, y a pesar de que la anisotropía mecánica en aceros grado tubería es
conocida, en ninguno de los criterios para evaluar defectos se consideran las
características microestructurales. Tampoco, se ha definido ningún parámetro que
relacione las propiedades mecánicas con el bandeamiento de la microestructura.
De acuerdo con lo anterior, el objetivo de este trabajo es determinar el efecto que
tiene el bandeamiento microestructural sobre la anisotropía de las propiedades
mecánicas del acero bajo carbono grado tubería, mediante la caracterización
mecánica de tubos de acero bajo carbono con diferentes grados de bandeamiento
microestructural, en diferentes direcciones.
2
CAPÍTULO I. MARCO TEÓRICO
1.1. ACEROS API5L
1.1.1. Especificaciones para aceros grado tubería API 5L.
La especificación API5L es un escrito que contiene los requerimientos técnicos y
comerciales que deben cumplir las tuberías empleadas en la industria del petróleo
y del gas natural para que tengan un desempeño adecuado para el transporte y
distribución de hidrocarburos [4].
La composición química de los aceros empleados para la fabricación de tuberías
con especificación API 5L, debe ser de acuerdo con los requerimientos químicos
que se muestran en la Tabla 1 (para PSL1) y en la Tabla 2 (para PSL2), donde las
siglas PSL corresponden a los niveles de especificación del producto.
Tabla 1. Requerimientos químicos para PSL1 en porciento peso
Grado & Clase
Carbono Máximo.
Manganeso Máximo.
Fósforo Azufre Máximo.
Titanio Máximo.
Otros
Mínimo Máximo
Sin costura
A25, C1I 0.21 0.60 0.030 0.030
A25, C1II 0.21 0.60 0.045 0.080 0.030
A 0.22 0.90 0.030 0.030
B 0.28 1.20 0.030 0.030 0.04 b, c, d
X42 0.28 1.30 0.030 0.030 0.04 c, d
X46, X52, X56
0.28 1.40
0.030 0.030 0.04 c, d
X60f 0.28 1.40 0.030 0.030 0.04 c, d
X65f, X70f 0.28 1.40 0.030 0.030 0.06 c, d
Soldados
A25, C1I 0.21 0.60 0.030 0.030
A25, C1II 0.21 0.60 0.045 0.080 0.030
A 0.22 0.90 0.030 0.030
B 0.26 1.20 0.030 0.030 0.04 b, c, d
X42 0.26 1.30 0.030 0.030 0.04 c, d
X46, X52, X56 0.26 1.40 0.030 0.030 0.04 c, d
X60f 0.26 1.40 0.030 0.030 0.04 c, d
X65f 0.26 1.45 0.030 0.030 0.06 c, d
X70f 0.26 1.65 0.030 0.030 0.06 c, d
3
Tabla 2. Requerimientos químicos para PSL2 en porciento peso
Grado Carbono Máximo.
Manganeso Máximo.
Fósforo Máximo.
Azufre Máximo.
Titanio Máximo
Otros
Sin costura
B 0.24 1.20 0.025 0.015 0.04 d, e
X42 0.24 1.30 0.025 0.015 0.04 c, d
X46, X52, X56, X60f
0.24 1.40 0.025 0.015 0.04 c, d
X65f, X70f, X80f
0.24 1.40 0.025 0.015 0.06 c, d
Soldados
B 0.22 1.20 0.025 0.015 0.04 d, e
X42 0.22 1.30 0.025 0.015 0.04 c, d
X46, X52, X56
0.22 1.40 0.025 0.015 0.04 c, d
X60f 0.22 1.40 0.025 0.015 0.04 c, d
X65f 0.22 1.45 0.025 0.015 0.06 c, d
X70f 0.22 1.65 0.025 0.015 0.06 c, d
X80f 0.22 1.85 0.025 0.015 0.06 c, d
Notas para las Tablas 2 y 3:
Por cada disminución del 0.01% por debajo del contenido de carbono máximo especificado, se
permite un incremento del 0.05% por encima del contenido de manganeso máximo especificado;
hasta un máximo de 1.50% para Grados X42 a X52, hasta un máximo de 1.65% para Grados
mayores a X52, pero menores a X70; y hasta 2.00% para Grados X70 y mayores.
La suma del contenido de niobio y vanadio no debe exceder el 0.03%, excepto que, por acuerdo del
comprador y el fabricante, pueda ser establecido un máximo alternativo.
Niobio, vanadio o sus combinaciones pueden ser usadas a juicio del fabricante.
La suma del contenido de niobio, vanadio y titanio no debe exceder el 0.15%
La suma del contenido de niobio y vanadio no debe exceder el 0.06%, excepto que, por acuerdo del
comprador y el fabricante, pueda ser establecido un máximo alternativo.
Otras composiciones químicas pueden ser establecidas por acuerdo entre el comprador y el
fabricante, a menos que los límites de la nota d y los límites tabulados de fósforo y azufre coincidan.
Los tratamientos térmicos aplicados a los aceros API 5L deben ser desarrollados de
acuerdo con un procedimiento documentado. Las tuberías con esta especificación
pueden tener procesos de laminado, normalizado, normalizado y revenido, y
relevado de esfuerzos. Los Grados X pueden ser templados y revenidos. Los tubos
Grado B que son templados y revenidos deben ser sin costura. Adicionalmente,
dentro de la especificación API 5L los grados PSL1 y PSL2 deben cumplir los
requerimientos técnicos, descritos en la Tabla 3 [4].
4
Además de la composición química, otro de los requerimientos importantes son las
propiedades mecánicas. Los valores de resistencia a la tensión deben estar
conforme a lo especificado en la Tabla 4 (para PSL1) y en la Tabla 5 (para PSL2).
Tabla 3. Resumen de las diferencias entre PSL1 y PSL2
Parámetro PSL1 PSL2
Intervalo de
grados De A25 a X70 De B a X80
Intervalo de tamaño De 0.405 a 80 pulgadas De 4.5 a 80 pulgadas
Tipo de extremo del
tubo
Plano, roscado, acampanado o
acoplamiento especial Plano
Costura de
soldadura
Todos los métodos; soldadura continúa
limitada a Grado A25
Todos los métodos, excepto
soldadura continua y láser
Soldadura eléctrica:
frecuencia No tiene mínimo 100 kHz mínimo
Tratamiento térmico
de la soldadura
eléctrica
Se requiere para grados mayores que
X42
Se requiere para todos los grados
Contenido máximo
de carbono para
tubos sin costura
0.28% para grados ≥B
0.24%
Contenido máximo
de carbono para
tubos con costura
0.26% para grados ≥B
0.22%
Contenido máximo
de fósforo 0.030% para grados ≥A 0.025%
Contenido máximo
de azufre 0.030% 0.015%
Carbono equivalente Únicamente cuando el comprador lo
especifica SR18
Existe un máximo requerido para
cada grado
Esfuerzo de
cedencia máximo Ninguno Hay un máximo para cada grado
Esfuerzo de tensión
final Ninguno Hay un máximo para cada grado
Resistencia a la
fractura Ninguno Requerido para todos los grados
Inspección no
destructiva
Únicamente cuando el comprador lo
especifica SR4 Obligatorio SR4
Reparación con
soldadura del cuerpo
del tubo o placa
Permitido
Prohibido
5
Tabla 4. Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL1
Grado
Resistencia a la cedencia, Mínimo
Esfuerzo de tensión final,
Mínimo
Elongación en 2 in (50.8 mm), Mínimo, %
psi MPa psi MPa
A25 25,000 172 45,000 310 a
A 30,000 207 48,000 331 a
B 35,000 241 60,000 414 a
X42 42,000 290 60,000 414 a
X46 46,000 317 63,000 434 a
X52 52,000 359 66,000 455 a
X56 56,000 386 71,000 490 a
X60 60,000 414 75,000 517 a
X65 65,000 448 77,000 531 a
X70 70,000 483 82,000 565 a
Tabla 5. Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL2
Grado
Resistencia a la cedencia Esfuerzo de tensión final Elongación en 2 in (50.8 mm), mínimo, %
mínimo máximo mínimo máximo
psi MPa Psi MPa psi MPa psi MPa
B 35,000 241 65,000d 448 60,000 414 110,000 758 a
X42 42,000 290 72,000 496 60,000 414 110,000 758 a
X46 46,000 317 76,000 524 63,000 434 110,000 758 a
X52 52,000 359 77,000 531 66,000 455 110,000 758 a
X56 56,000 386 79,000 544 71,000 490 110,000 758 a
X60 60,000 414 82,000 565 75,000 517 110,000 758 a
X65 65,000 448 87,000 600 77,000 531 110,000 758 a
X70 70,000 483 90,000 621 82,000 565 110,000 758 a
X80 80,000 552 100,000
e 690 90,000 621 120,000 827 a
Notas para las Tablas 4 y 5:
La elongación mínima en 2 in (50.8 mm) debe estar determinada por la siguiente ecuación:
Ecuación en unidades del Sistema Inglés Ecuación en unidades del Sistema Internacional
𝐴0.2 𝑒 = 625,000
𝑈0.9
𝐴0.2 𝑒 = 1,944
𝑈0.9
Dónde:
e = Elongación mínima en 2 in (50.8 mm) en %, redondeada al porcentaje más cercano.
A = Área de la muestra a la que se le aplica la fuerza de tensión.
U = Esfuerzo mínimo de tensión final especificado en psi (Mpa).
6
Notas para las Tablas 4 y 5:
El esfuerzo máximo de cedencia para un grado intermedio debe ser el máximo para los próximos
grados listados.
Todos los grados intermedios tienen un esfuerzo de tensión final máximo de 110,000 psi (759 MPa).
El esfuerzo máximo de cedencia para un tubo Grado B sujeto a pruebas longitudinales es 72,000 psi
(496 MPa).
Para espesores mayores que 0.984 in (25 mm), el máximo esfuerzo de cedencia debe estar
determinado por acuerdo entre el comprador y el fabricante.
Es importante señalar que en ninguna de las tablas de especificación se hace
referencia a la variación de las propiedades mecánicas en función de la
microestructura u orientación de los materiales.
1.2. COMPORTAMIENTO ISOTRÓPICO Y ANISOTRÓPICO.
1.2.1. Materiales anisotrópicos.
Los materiales monocristalinos en los cuales varios granos están orientados a lo
largo de ciertas direcciones tendrán propiedades isotrópicas [5]. En general, la
mayoría de los materiales policristalinos exhibirán propiedades anisotrópicas [1].
Particularmente cuando la estructura de un policristal está recocida, se pueden tener
granos con las siguientes tres características:
1 Finos: el tamaño de grano es suficientemente pequeño como para que, en la
sección considerada haya muchos granos.
2 De forma equiaxial: la dimensión de los granos es similar en todas las
direcciones.
3 Con orientaciones cristalinas de los granos individuales orientadas al azar.
Si se cumplen estas tres condiciones la propiedad mecánica corresponderá a un
promedio sobre muchos granos, dando un valor resultante y un promedio que será
el mismo en todas las direcciones del material, así se tendrá isotropía por
compensación [6].
7
También influyen las orientaciones preferentes o textura cristalográfica producida
durante el proceso de conformado del metal. La deformación plástica mediante
procesos de conformado y la recristalización en la microestructura, generan una
textura cristalográfica en los materiales policristalinos de acuerdo a su estructura
cristalina particular. En este caso, los materiales que han sido deformados mediante
procesos de laminación en frío presentan texturas cristalográficas que permiten
relacionar las propiedades mecánicas con la orientación [7].
1.2.2. Anisotropía microestructural en aceros para tubería.
La dependencia de las propiedades mecánicas a la orientación microestructural es
un fenómeno bien conocido para los aceros laminados en caliente, existen tres
factores que afectan la anisotropía [7]:
1. La distribución no uniforme de las inclusiones, así como el tamaño y la forma
de estas.
2. La anisotropía microestructural debido a la segregación química con
bandeamiento o estructura de granos alargados.
3. La textura cristalográfica.
Las inclusiones también pueden presentar anisotropía particularmente con respecto
a la tensión, propiedades de flexión, modos de fractura y la tenacidad a la fractura.
Las inclusiones no metálicas influyen en las propiedades mecánicas porque actúan
como sitios de nucleación de clivaje o huecos. Normalmente las inclusiones sirven
para concentrar los esfuerzos por lo que partículas adyacentes más frágiles de
cementita pueden iniciar el clivaje [8].
8
Las inclusiones como MnS pueden decohesionarse de la matriz antes de alcanzar
el clivaje. Los huecos resultantes producen una gran concentración de esfuerzos en
la punta de las inclusiones elongadas, por lo que aplicar carga normal al plano de la
inclusión induce una tenacidad menor. En contraste con el caso donde el esfuerzo
principal es paralelo al eje axial, la concentración de esfuerzos es menor debido a
la decohesión [7,8].
Varios métodos han sido introducidos para controlar la forma y el tamaño de las
partículas no metálicas, particularmente las de MnS. El más obvio es reduciendo la
concentración de sulfuros, pero la tenacidad anisotrópica persiste incluso cuando la
concentración de azufre es menor a 0.01% en peso; probablemente la forma de las
partículas juega el papel más significativo en la dependencia de la orientación de las
propiedades.
1.2.3. Coeficiente de Lankford.
El comportamiento anisotrópico de productos planos puede caracterizarse por
medio del coeficiente de Lankford o coeficiente de anisotropía r, el cual representa
la capacidad del material para acomodar la deformación plástica en el plano de la
chapa [9]. Este coeficiente se determina por ensayos de tracción uniaxial en
probetas de chapa en forma de una tira. Los coeficientes de anisotropía r se define
por la Ecuación 1[9]:
r = 𝜀22 𝜀33⁄ (1)
Donde, ε22, ε33 es la tensión en las direcciones de ancho y espesor,
respectivamente. En el caso de un material isotrópico, r = 1.0 [9].
9
Si el ensayo de tensión es realizado sobre probetas cortadas de una chapa en
diferentes orientaciones a la dirección de laminación, puede no haber diferencias
entre las curvas de esfuerzo-deformación. Sin embargo, la carencia o falta de
variación de las curvas de esfuerzo-deformación con la dirección no necesariamente
indica que el material es isótropo. Para caracterizar la anisotropía de una chapa
metálica los coeficientes de Lankford (r) pueden ser determinados mediante la
Ecuación 2 [9], a diferentes orientaciones, los cuales se definen como la razón de
las medidas de las deformaciones de contracción en un ensayo de tensión antes de
que aparezca el cuello en la probeta [9].
r = 𝜀𝑤
𝜀𝑡 =
𝐿𝑛(𝑤
𝑤0)
𝐿𝑛(𝑡
𝑡0) (2)
Donde:
εw es la deformación real en el ancho
εt es la deformación real en el espesor, como se muestra en la Figura 1.
Figura 1. Orientación de las probetas de tensión con respecto al laminado.
Para materiales muy delgados la medición directa de la deformación en el espesor
es muy difícil. Por lo tanto, la deformación en el espesor es usualmente deducida
de la hipótesis de volumen constante Ecuación 3 [9]:
10
𝜀𝑙 + 𝜀𝑡 + 𝜀𝑤 = 0 (3)
Donde: 𝜀𝑙 es la deformación longitudinal.
Como el valor de r depende del ángulo de la probeta en el momento de ser cortada
con respecto a la dirección de laminación del material, se suele usar un valor
promedio de r dado por la Ecuación 4 [9]:
r = 𝑟0+ 𝑟45+2𝑟90
4 (4)
Donde los subíndices se refieren al ángulo entre el eje de tensión y la dirección de
laminado, como el grado de anisotropía en el plano del material (anisotropía plana)
puede ser descrito por la Ecuación 5 [9].
Δr = 𝑟0+ 𝑟90+2𝑟45
2 (5)
Como se explicó anteriormente, es difícil obtener medidas de las deformaciones a
lo largo del espesor. Por lo tanto, se ha empleado la hipótesis de conservación de
volumen para estimar ésta, pero aun así hay que medir dos deformaciones a la vez
durante el ensayo, lo cual es una labor complicada empleando extensómetros [9].
11
1.3. BANDEAMIENTO MICROESTRUCTURAL.
El bandeamiento es el nombre que se le da a la microestructura de un acero que
presenta capas alineadas de perlita y ferrita, como se observa en la Figura 2.
Figura 2. Microestructura característica de un acero API 5L que presenta bandeamiento
microestructural.
Esta apariencia se deriva del proceso de laminado en caliente, en donde las zonas
de alto y bajo contenido de soluto serán elongadas generando la morfología
observada en la microestructura de la Figura 2 [10].
La presencia de microestructuras bandeadas es más frecuente en aceros que
contengan ferrita y perlita en proporciones iguales, sin embargo, se ha determinado
que la intensidad del bandeamiento disminuye a medida que la velocidad de
enfriamiento y el tamaño de grano austenítico aumenta [10].
12
1.3.1. Determinación del grado de bandeamiento.
El espacio central entre bandas (SB), el grado de orientación microestructural (Ω12)
y el índice de anisotropía (Ai) es descrito cualitativamente utilizando muestras
metalográficas [11].
El espaciamiento central promedio entre fases bandeadas u orientadas (SB), puede
ser determinado con la Ecuación 6 [11].
SB⊥ = 1
𝑁𝐿⊥ (6)
Donde:
NL⊥ Es el resultado de la división de N⊥ (número de intercepciones existentes con
las líneas de prueba, las cuales son perpendicular a la dirección de deformación)
entre Lt (longitud de la línea de prueba dividida entre la magnificación de la
micrografía ensayada, en mm)
El grado de orientación Ω12, es utilizado en elementos donde la microestructura
presenta una orientación parcial, este grado de orientación se puede calcular
utilizando la Ecuación 7 [11]:
Ω12 = 𝑁⊥− 𝑁∥
𝑁⊥+(0.571∗ 𝑁∥) (7)
Donde:
N⊥ es el número de intercepciones existentes con las líneas de prueba, las cuales
son perpendicular a la dirección de deformación y N∥ Es el número de
intercepciones existentes con líneas de prueba, las cuales son paralelas a la
dirección de deformación.
13
El índice de anisotropía Ai para microestructuras orientadas al azar está regido por
la Ecuación 8 [11]:
Ai = 𝑁⊥
𝑁∥ (8)
Para obtener estos valores se usa como referencia la norma ASTM E 1268-99 [11],
la cual menciona que se utiliza una cuadricula de prueba, esta cuadricula debe ser
realizada sobre un acetato, el cual es colocado sobre la micrografía donde se
procede a hacer el conteo de intercepciones [11]. El grado de orientación puede
variar desde cero (distribución completamente al azar) a uno (distribución
completamente orientada). Por lo que una microestructura esta bandeada cuando
Ai > 1 y Ω12 ˃ 0 [11].
1.4. Correlación entre energía de impacto Charpy y KIC.
La prueba de impacto Charpy es probablemente el ensayo de fractura más
frecuentemente realizado para la determinación de la temperatura de transición
dúctil -frágil (temperatura en la que la Cv disminuye drásticamente) y como prueba
de control de calidad (para verificar si el material cumple con una Cv mínima
especificada). La prueba consiste en fracturar una barra de sección cuadrada (10 x
10 mm) que tiene una entalla en “V” de 60°, mediante el impacto con un péndulo de
peso estándar, la sencillez y economía de la prueba han motivado muchos trabajos
para poder convertir los valores de energía de impacto (Cv) a valores de KIC-Cv [1].
De esta manera la mejor correlacione de Cv contra KIC se obtienen con la Ecuación
9 [1]:
(𝐾𝐼𝐶 𝜎0⁄ )2 = 0.64[(𝐶𝑣 𝜎0⁄ ) − 0.01] (9)
14
Donde:
(𝐾𝐼𝐶⁄𝜎0)2 Es dado en metros
(𝐶𝑣⁄𝜎0) En J/ MPa.
Esta correlación es válida para valores de Cv de 3 a 121 J a una temperatura
cercana a los 27°C. Para materiales frágiles (Cv de 4 a 82 J) la siguiente
correlación es efectiva y se relaciona con la Ecuación 10 [1]:
𝐾²𝐼𝐶 / E = 0.22(Cv)1.5 (10)
15
CAPITULO II. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL
2.1. DESARROLLO EXPERIMENTAL.
2.1.1 Procedimiento general.
El desarrollo experimental consiste en la evaluación de las propiedades mecánicas
de tres aceros grado tubería API-5L, en las direcciones longitudinal (L),
circunferencial (C) y 45°, así como su caracterización microestructural. Los aceros
utilizados corresponden a tubos que estuvieron en servicio y se han identificado
como; AA, AB, y AC.
En la Figura 3 se esquematiza el procedimiento experimental.
Figura 3. Diagrama de flujo del desarrollo experimental para la evaluación de las
propiedades mecánicas y microestructurales de acero grado tubería API-5L.
SELECCIÓN DEL MATERIAL
% DE INCLUSIONES
CORRELACION DE PROPIEDADES
ENSAYO CHARPY
DUREZA TAMAÑO DE GRANO
ENSAYO DE TENSION
ANÁLISIS
MICROESTRUCTURAL
ANALISIS DE RESULTADOS
BANDEAMIENTO Y ANISOTROPIA
ANÁLISIS
MECÁNICO ANÁLISIS QUÍMICO
16
2.2. ENSAYOS MICROESTRUCTURALES.
2.2.1. Análisis químico
El análisis químico se llevó a cabo con un equipo de espectroscopia de emisión
atómica utilizando una muestra de 5 X 5 X 5 cm.
2.2.2. Preparación metalográfica
Las muestras se desbastaron con papel abrasivo de carburo de silicio comenzando
por grado 320 hasta 1200, posteriormente se pulieron con alúmina de 1, 0.3 y 0.05
μm, hasta obtener una superficie con acabado a espejo, las muestras se atacaron
químicamente con reactivo Nital al 2% durante cinco segundos para revelar la
microestructura.
2.2.3. Caracterización microestructural.
La caracterización microestructural se realizó siguiendo el procedimiento estándar
de acuerdo con la norma ASTM E-112-13 [12]. Se realizaron caracterizaciones en
tres direcciones Figura 4. Se determinó, el tamaño de grano, el tamaño y
distribución de las inclusiones no metálicas.
Figura 4. Direcciones de preparación metalográfica de acuerdo con la norma ASTM E-
112-13.
17
2.3. ENSAYOS MECÁNICOS.
2.3.1. Prueba de dureza
Para llevar a cabo el ensayo de dureza se utilizó un durómetro con identador tipo
esfera de 1/16” en escala Rockwell utilizando una carga de 100 kgf, este ensayo se
realizó de acuerdo con la norma ASTM E 18 [13].
2.3.2. Pruebas de tensión uniaxial.
Las pruebas se realizaron de acuerdo con la norma ASTM E-8 [13] mediante el uso
de una máquina universal de marco fijo con celda de carga de 100 kN. Se evaluaron
las propiedades de tensión en las direcciones C, L y 45°, se maquinaron tres
probetas por cada una de las direcciones analizadas como se muestra en la Figura
5.
Figura 5. Orientación de las probetas para el ensayo de tensión uniaxial.
Los ensayos se realizaron en laboratorio con condiciones de temperatura y humedad
ambiente.
18
Las probetas se maquinaron de acuerdo con la norma ASTM E 8M [13] y su
geometría se observa en la Figura 6. En la Tabla 6 se enlistan las dimensiones de
las probetas estándar utilizadas.
Figura 6. Geometría de la probeta de tensión.
Tabla 6. Dimensiones de la probeta de tensión.
Nomenclatura característica de la probeta de tensión y sus dimensiones
Denominación G W T R L A B C
Milímetros 200 40 --- 25 450 225 75 50
2.3.3. Pruebas impacto Charpy
Las pruebas se realizaron de acuerdo con la norma ASTM E-23 [14] mediante el
uso de la máquina de ensayo de impacto Charpy.
Se maquinaron tres probetas por cada una de las direcciones analizadas, como se
muestra en la Figura 7. Los ensayos se realizan en un laboratorio con condiciones
de temperatura y humedad ambiente. Los planos de fractura de las probetas Charpy
corresponden a las direcciones de las probetas de tensión.
19
Figura 7. Orientación de las probetas de impacto Charpy.
La Figura 8 muestra la geometría y dimensiones de las probetas de impacto Charpy
con entalla en “V”. En la Tabla 7 se listan las dimensiones de la probeta estándar
utilizada.
Figura 8. Nomenclatura característica de la probeta de impacto Charpy con las que se lleva
a cabo el ensayo de impacto.
Tabla 7. Dimensiones de la probeta de impacto Charpy.
Probeta de impacto Charpy estándar
Denominación L B C α h R
Milímetros 50 10 10 --- 2 0.25
Grados --- --- --- 60 --- ---
20
2.3.4. Coeficiente de variación relativa (rvr), relación entre la anisotropía
mecánica y las propiedades microestructurales.
De los resultados obtenidos en las pruebas mecánicas, se determinó un coeficiente
de variación relativa rvr (Ecuación 11) el cual permite evaluar cuantitativamente la
variación de las propiedades mecánicas respecto a las direcciones L, 45° y C.
rvr = 𝐷𝑋
𝑋 (11)
Donde:
DX =Dirección que se quiere analizar
X = Dirección que se toma como base de cálculo para obtener la correlación
requerida.
21
CAPITULO III. RESULTADOS
3.1. Resultados metalúrgicos
3.1.1. Análisis químico
La Tabla 8 muestra la composición química en % peso de los tres aceros
ensayados.
Tabla 8. Análisis químico de aceros empleados.
Muestra Composición química de aceros utilizados (% peso)
C Mn P S Ti
AA 0.129 1.119 0.011 0.019 0.001
AB 0.118 1.06 0.019 0.004 0.002
AC 0.175 1.27 0.044 0.018 0.002
3.1.2. Determinación del tamaño de grano.
Se realizó el cálculo de tamaño de grano en las secciones L, C y 45°, para cada
uno de los tres aceros ensayados. El promedio de tamaño de grano ASTM se
muestra en la Tabla 9, así como el diámetro de grano promedio para cada dirección.
Tabla 9. Tamaño de grano promedio de las muestras ensayadas.
Promedio de tamaño de grano ASTM (G)
Dirección Muestra
AA AB AC
L 6 7 9
C 6 7 9
45° 6 7 9
Promedio 6 7 9
Tamaño de grano en µm de acuerdo con la norma ASTM E 112 - 13 Promedio 34 28 14
22
3.1.3. Determinación del grado de bandeamiento (Ai), orientación
microestructural (Ω12) y separación entre bandas (SB)
En la Tabla 10 se muestra el promedio de valores obtenidos para Ai, Ω12 y SB,
mientras que en la Tabla 11, se muestran las micrografías representativas de cada
espécimen ensayado.
Tabla 10. Promedio de valores de Ai, Ω12 y SB para cada uno de los tres aceros en la
dirección L, C y 45°.
Propiedad Dirección L Dirección C Dirección 45°
AA AB AC AA AB AC AA AB AC
Ω12 0.24 0.54 0.65 0.07 0.54 0.56 0.08 2.61 2.42
Ai. 1.50 2.96 4.08 1.10 3.24 3.07 1.14 0.48 0.45
SB 0.19 0.09 0.06 0.23 0.08 0.07 0.18 0.08 0.11
3.1.4. Determinación del porcentaje de inclusiones
El promedio de valores obtenidos para cada sección se presenta en la Tabla 12. En
la Tabla 13 se muestran las micrografías correspondientes a cada tubo ensayado.
Tabla 12. Porcentaje de inclusiones promedio en la dirección L, C y 45°.
Dirección
Muestra
AA AB AC % Inclusiones % Inclusiones % Inclusiones
L 0.04 0.04 0.14
C 0.03 0.07 0.26
45° 0.03 0.08 0.20
23
Tabla 11. Micrografías correspondientes a cada acero analizado, muestra la
microestructura característica en la dirección L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X
AA AB AC
Zona utilizada para llevar a cabo el análisis microestructural en los aceros correspondientes.
Microestructuras correspondientes a los aceros analizados en dirección Circunferencial (C)
Zona utilizada para llevar a cabo el análisis microestructural en los aceros correspondientes.
24
Continuación de Tabla 11 que muestra micrografías correspondientes a cada acero analizado, muestra la microestructura característica en la dirección L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X
AA AB AC
Zona utilizada para llevar a cabo el análisis microestructural en los aceros correspondientes
25
Tabla 13. Micrografías correspondientes a cada tubo analizado, para determinar el
% de inclusiones en las direcciones L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X.
Muestra L C 45°
AA
AB
AC
26
3.2. Propiedades mecánicas
3.2.1. Dureza
Las mediciones de dureza realizadas en la superficie se muestran en la Tabla 14.
Tabla 14: Mediciones promedio de dureza realizadas a las muestras ensayadas.
Mediciones de dureza
Muestra Dureza HRB
AA 84
AB 84
AC 79
3.2.2. Ensayos de tensión
La Figura 9 muestra las curvas esfuerzo– deformación obtenidas en la dirección L.
Figura 9. Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en la dirección L.
27
La Figura 10 muestra las curvas esfuerzo – deformación que presenta cada material
ensayado en la dirección C.
Figura 10. Curva esfuerzo - deformación de los materiales ensayados en la dirección C.
La Figura 11 muestra las curvas esfuerzo – deformación de los aceros ensayados
en la dirección de 45°.
Figura 11. Curva esfuerzo-deformación de los materiales ensayados en la dirección 45°.
28
Los resultados de YS, UTS y Alargamiento que presentó cada muestra ensayada
en las direcciones L, C y 45° se muestran en la Tabla 15.
Tabla 15: Resultados de YS, UTS y Alargamiento para las muestras ensayadas.
Dirección YS (MPa) UTS (MPa) % Alargamiento UTS/YS
AA
L 340 505 35 1.48
C 428 533 32 1.80
45° 397 517 35 1.30
AB
L 341 483 38 1.41
C 371 507 37 1.36
45° 395 514 38 1.30
AC
L 355 535 38 1.50
C 422 556 33 1.31
45° 336 520 36 1.54
3.2.3. Energía de impacto Charpy
Los promedios de energía de impacto absorbida se muestran en la Tabla 16. Las
superficies de fractura macroscópicas se observan en la Figura 12, mientras que en
las Figuras 13 a la 18 se visualizan las zonas microscópicas de análisis
correspondientes al centro y final de fractura de cada acero ensayado
respectivamente. Cabe mencionar que las macrografías se realizaron con una
cámara fotográfica, mientras que las micrografías se realizaron mediante MEB.
Tabla 16: Resultados promedio de energía de impacto Charpy en las direcciones
L, C y 45° correspondientes a las muestras de acero analizadas.
Dirección Promedio de energía de impacto Charpy (J)
AA AB AC
L 344 299 115
C 353 342 150
45° 346 350 153
29
Figura 12. Superficies de fractura macroscópicas correspondientes a las pruebas
de impacto Charpy realizadas a cada acero.
Superficies de fractura macroscópicas.
Muestra L C 45°
AA
AB
AC
30
AA AB AC
1000
X
Figura13. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona Central, dirección de ensayo L.
AA AB AC
1000
X
Figura 14. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona final, dirección de ensayos L.
31
AA AB AC
10
00
X
Figura 15. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona Central, dirección de ensayo C.
AA AB AC
10
00
X
Figura 16. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona final, dirección de ensayo C.
32
AA AB AC 1
000
X
Figura 17. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona central, dirección de ensayo 45°.
AA AB AC
10
00
X
Figura 18. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona final, dirección de ensayo 45°.
33
CAPITULO IV. ANÁLISIS DE RESULTADOS 4.1. Análisis microestructural
Los análisis microestructurales indican la presencia de inclusiones no metálicas tipo
óxidos de forma esferoidal. Para los tubos AA y AB, el porcentaje de carbono es
cercano entre sí; mientras que para el tubo AC la diferencia de contenido de
carbono es mayor.
El grado de bandeamiento y orientación miscroestructural cuantificado para cada uno
de los aceros se clasificó de la siguiente manera:
AA Bandeamiento bajo
AB Bandeamiento medio
AC Bandeamiento alto
Lo anterior se atribuye a contenidos de carbono similares entre los aceros (AA y
AB) mientras que el acero con mayor contenido de carbono (AC) presenta el mayor
bandeamiento (Ai), es importante mencionar que los aceros AA y AB presentaron
uniformidad en el T.G. en todas sus direcciones.
4.2. Energía de impacto Charpy.
Los resultados de energía de impacto de las muestras con bajo bandeamiento (AA) y
medio bandeamiento (AB) se encuentra entre 299 J y 353 J, dependiendo de la
dirección en la que son evaluadas. Sin embargo, Para el acero con alto bandeamiento
(AC), estos valores caen hasta en un 67%. Cabe señalar que en todas las muestras
se observa anisotropía en la energía de impacto.
34
Se observa que, en los tres aceros ensayados, en la dirección L, presenta la menor
energía de impacto Charpy (Cv). Continuando con el análisis en esta misma
dirección, se observa que el acero con mayor bandeamiento (AC) presenta la menor
energía de impacto Charpy, mientras que los aceros de medio bandeamiento (AB) y
bajo bandeamiento (AA) incrementaron su Cv en 61% y 66% respectivamente.
Por otro lado, todos los aceros presentaron valores cercanos de energía de impacto
Charpy entre las direcciones C y 45°, con un grado de anisotropía muy bajo, con
variaciones de 2% y 4%. Esta característica es atribuida a la similitud en los valores
de Ai para estas direcciones.
4.3. Análisis fractográfico de las superficies de fractura de las probetas Charpy.
En la dirección L, se observa que las probetas de los aceros AA y AB muestran
una superficie de apariencia rugosa y una zona de inicio de fractura con un frente
irregular, no así para el acero AC que presenta una baja rugosidad. Las probetas
de los aceros AA y AB presentan una gran cantidad de deformación plástica, con
los labios de corte pronunciados en los costados; en contraste, la probeta AC
presenta poca deformación asociada con la fractura, es importante resaltar que el
acero AC es el que presenta el mayor grado de bandeamiento.
En la dirección C, para los tres aceros, se observa la presencia de delaminaciones
en la zona central de la fractura. La dirección de las delaminaciones es paralela al
bandeamiento microestructural. Además, se observan labios de corte más
pronunciados en esta dirección en comparación con la dirección L. La menor
rugosidad se presenta nuevamente en el acero con mayor bandeamientoa (AC).
35
En las superficies de fractura de las probetas orientadas a 45°, se observa la
presencia de labios de corte pronunciados en los costados de las muestras AA, a
diferencia de las probetas de los tubos AB y AC, que presentan una menor cantidad
de deformación plástica. Otro aspecto que resaltar es la presencia de huecos de gran
profundidad en el espécimen AC.
36
4.4. Propiedades en tensión.
1. Dirección L.
El acero con mayor bandeamiento (AC) presenta un mayor esfuerzo de cedencia
(YS), así como un mayor UTS; variando 4% y 11% con respecto a los aceros de
mediano y bajo bandeamiento (AB y AA) respectivamente. El porcentaje de
elongación de los tres aceros se asemeja, y no superó el 3% de diferencia entre sí.
2. Dirección C.
Los aceros con denominación AA y AC (bajo y alto bandeamiento) presentan un
incremento del 15% en el esfuerzo de cedencia (YS) con respecto a la curva del
acero con denominación AB.
En cuanto a los resultados de UTS, el acero AC, que presenta el mayor
bandeamiento, tiene el mayor valor de UTS con diferencias del 10% y 4% con los
aceros AA y AB respectivamente. La elongación final no presenta diferencias
mayores del 5%.
3. Dirección 45°.
El YS es similar entre las curvas AA y AB presentando solo un 0.50% de diferencia
entre estos, sin embargo, la curva AC decrece aproximadamente 15% con respecto
a las dos anteriores. Por otra parte, el UTS es muy similar en los tres aceros, con
diferencias menores al 1%.
37
4.5. Valores de KIC-CV a partir de la energía de impacto Charpy
Utilizando las correlaciones entre la energía de impacto Charpy y KIC, se obtuvieron
los valores de KIC-CV que se muestran en la Tabla 17 y en la Figura 19.
Tabla 17. KIC-Cv obtenida mediante correlaciones con la energía de impacto
Charpy.
Correlaciones entre la energía de impacto Charpy y KIC
Dirección
Muestra
AA AB AC
KIC-Cv (MPa*√m) KIC-Cv (MPa*√m) KIC-Cv (MPa*√m)
L 274 255 159
C 306 283 198
45° 293 295 179
Figura 19. Valores de KIC-Cv para los aceros AA, AB y AC en las direcciones C, L y 45°.
38
Se aprecia que la mayor tenacidad a la fractura (KIC-Cv) se presenta en la dirección
circunferencial (C) en la muestra AA, presentando una diferencia del 7% con la
muestra AB y una diferencia del 35% para el espécimen AC respectivamente, por
el contrario, el menor valor de KIC-Cv se presenta en la dirección longitudinal (L)
en la muestra AC, presentando una diferencia del 6% con la muestra AB y una
diferencia del 37% para el espécimen AA; es importante mencionar que la muestra
AA es la que presento el menor contenido de carbono y el menor grado de
bandeamiento con respecto a las muestras AB y AC respectivamente, mientras
que la muestra AC es la que presenta mayor contenido de carbono y el mayor
grado de bandeamiento con respecto a las muestras AA y AB.
4.6. COEFICIENTE DE VARIACIÓN RELATIVA (rvr)
Para obtener los resultados de rvr se emplearon los datos de la Tabla 18. Los
resultados de rvr se muestran en la Tabla 19.
Tabla 18. Datos empleados para la obtención de rrv.
Datos empleados para la obtención de rrv
Propiedad
MUESTRA
AA AB AC
L C 45° L C 45° L C 45°
Ai 1.50 1.10 1.14 2.96 3.24 0.48 4.08 1.29 0.45 Ω12 0.24 0.07 0.08 0.54 0.54 2.61 0.65 0.15 2.42
T.G.(µm) 33.6 33.6 33.6 28.3 33.6 28.3 14.1 14.1 14.1
YS (MPa) 340 428 397 341 371 395 355 442 336
Cv (J) 344 353 346 299 342 350 115 150 153
kIC-Cv 274 306 293 255 283 295 159 198 179
39
Tabla 19. Coeficiente de variación relativa adaptado al trabajo realizado.
Resultados del coeficiente de variación relativa para cada muestra.
Propiedad
MUESTRA
AA AB AC
rvr rvr rvr Dirección
C 45° C 45° C 45°
rvr-Ai 0.73 0.76 1.09 0.88 0.31 0.11
rvr-Ω12 0.29 0.33 1 0.88 0.23 0.69
rvr-T.G. 1 1 1.18 1 1 1
rvr-YS 1.25 1.16 1.08 1.15 1.24 0.94
rvr-Cv 1.02 1.005 1.14 1.17 1.30 1.33
rvr-kIC-Cv 1.11 1.06 1.10 1.15 1.24 1.12 NOTA: se utilizó como base de cálculo los valores obtenidos en la dirección longitudinal (L)
Se observa que para los aceros AA y AC, existe un aumento en los valores
correspondientes al bandeamiento en la dirección L con respecto a las direcciones C
y 45°. En contraste el acero AB presentó el comportamiento opuesto, al tener un
bandeamiento mayor en la dirección circunferencial (C) con respecto a las otras dos
direcciones. La orientación microestructural (Ω12) de los aceros presenta una
tendencia similar en las muestras AA y AC, pues la dirección longitudinal (L)
presenta una mayor orientación de la microestructura en comparación con la
dirección circunferencial (C). Sin embargo, la muestra AB no presenta una variación
significativa entre sus direcciones. Se pude observar que el T.G. tiene un rvr
constante en las tres direcciones, por lo tanto, se descarta que el T.G. influya en la
anisotropía.
Al analizar la anisotropía de las propiedades de tensión, se puede observar que en
el acero de bajo bandeamiento (AA) el valor de rvr presenta un incremento de 16%
y 25% en las direcciones de 45° y circunferencial (C) con respecto a la dirección
longitudinal (L).
40
Comparando los datos de rvr para YS y Ai, se observa que las propiedades en
tensión están claramente influidas por el bandeamiento microestructural, pues
cuando la dirección evaluada posee menores valores de bandeamiento, se obtienen
las mayores propiedades de tensión.
En general se observa que la relación de Ai y YS es directa con respecto a rvr.
Para el caso de la energía de impacto Charpy, las muestras correspondientes al
acero con bajo bandeamiento (AA) presentan una baja anisotropía, con diferencias
menores al 3% entre sus direcciones. Los aceros de medio y alto bandeamiento
(AB y AC) presentan una anisotropía mayor, con variaciones de alrededor de 15%
y 30% respectivamente.
Lo anterior muestra que el bandeamiento influye en la anisotropía de la energía de
impacto, encontrando que a mayor bandeamiento menor resistencia a la fractura.
41
Conclusion.
1. El coeficiente de variación relativa (rvr) es un parámetro útil para relacionar
la anisotropía mecánica del material, con respecto a las características
micorestructurales, siendo la muestra AA la que presenta un menor grado
de bandeamiento y por lo tanto mejores valores de isotropía entre sus
direcciones no superando un 4% de diferencia entre ellas, siendo caso
contrario la muestra AC que presenta un mayor grado de bandeamiento y
valores de rvr-Ai con diferencias de aproximadamente 65% entre sí, siendo
la muestra que presenta mayor anisotropía en sus direcciones de estudio.
2. La mayor tenacidad a la fractura (KIC-Cv) se presenta en la dirección C del
acero AA con el menor grado de bandeamiento mientras que la menor
tenacidad a la fractura se registró en la dirección L siendo esta dirección la
que presenta el mayor grado de bandeaminto, de esta manera tenemos que
cuando la variación de Ai entre direcciones es menor al 30%, la anisotropía
de KIC es de alrededor de 10%. Sin embargo, cuando la variación de Ai entre
direcciones es de mayor o igual al 70% la anisotropía se incrementa en un
20%.
3. El acero con mayor grado de bandeamiento (AC) tiene un esfuerzo de
cedencia 4% superior en la dirección L, con respecto a los otros dos aceros
de prueba en la dirección C, esta diferencia es de 3% y16% sin embargo en
la dirección de 45° se observa un comportamiento inverso disminuyendo la
resistencia a la cedencia del acero con mayor grado de bandeamiento en
aproximadamente 18%.
4. El valor de UTS para los tres aceros de prueba varia alrededor de 8% ± 2%,
lo que indica que la anisotropía asociada al bandeamiento no impacta
significativamente el valor de UTS.
42
REFERERNCIAS
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Noriega. MÉXICO, 2004.
[2] API 579-1/ASME FFS-1 Fitness For Service, Part 7. Assessment of hydrogen
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[3] Jang-Bong Ju, Jung-Suk Lee, Jae-il Jang “Fracture toughness anisotropy in a
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[4] API Specification 5L. Specification for line pipe, Forty third Edition, March 2004.
[5] M. S. Jooa, D.-W. Suha, J.-H. Baeb, H. K. D. H. Bhadeshiaa,c , Toughness
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PortadaSImpresora 18110619510Contenido 2018RESUMENÍndice de figuras y tablasTESIS JORGE ALEJANDRO 2018