aceros ferriticos
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TECNOLOGIA DE MATERIALES
DIVISION DE TECNOLOGIAS COMPLEMENTARIAS
ACEROS FERRITICOSCROMO MOLIBDENO
GENERALIDADES Y PROPIEDADES MECANICAS
Ing. José Aníbal Serna GilIng. Wilson Afanador Díaz
PROGRAMA DE INVESTIGACIÓN Y DESARROLLO EN CORROSION AALTA TEMPERATURA
Piedecuesta, Agosto de 1999
Instituto Colombiano del Petróleo
TECNOLOGIA DE MATERIALES
EQUIPO DE TRABAJO
José Aníbal Serna Gil TEM-ICP
Rafael Merchán TEM-ICP
Wilson Afanador Díaz TEM-ICP
Publicación delICP - INSTITUTO COLOMBIANO DEL PETROLEO
Centro de Investigación y Desarrollo
Copyright © 1999Por el Instituto Colombiano del Petróleo
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Primera Impresión
iv
TABLA DE CONTENIDO
Pág.
INTRODUCCION 1
1. DESIGNACION DE ALEACIONES Y ESPECIFICACIONES 3
2. ACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO 5
2.1 ACERO 1 ¼Cr-½ Mo 102.2 ACERO 2 ¼Cr-1Mo 112.3 ACERO 5Cr-½ Mo 122.4 ACERO 9Cr-1Mo 132.5 ACERO 9Cr-1Mo MODIFICADO 15
3. PROPIEDADES MECANICAS A ELEVADA TEMPERATURA 22
3.1 ENSAYOS DE CORTA DURACION 273.2 ENSAYOS DE LARGA DURACION 343.3 ENSAYOS DE FATIGA 373.4 ENSAYOS DE TENACIDAD Y DUCTILIDAD 393.5 ENSAYOS EN PROBETAS DE DIMENSIONES MINIMAS (MINIATURA) 413.6 PRESENTACION Y CORRELACION DE DATOS DE ENSAYOS A 42 ELEVADA TEMPERATURA3.6.1 Presentación de datos 423.6.2 Correlación, Interpolación y Extrapolación de Datos 433.7 OTRAS PROPIEDADES A ALTA TEMPERATURA 473.7.1 Conductividad Térmica 473.7.2 Expansión térmica 473.7.3 Temperatura de transformación 49
4. FACTORES QUE AFECTAN LAS PROPIEDADES MECANICAS 50
4.1 EFECTO DE LOS MECANISMOS DE ENDURECIMIENTO 514.2 EFECTO DEL TRATAMIENTO TERMICO 544.3 EFECTO DE LA MICROESTRUCTURA 554.4 EFECTO DE LA COMPOSICIÓN QUIMICA 564.5 EFECTO DE LOS CAMBIOS METALURGICOS POR EXPOSICIÓN A 66 ALTA TEMPERATURA
REFERENCIAS BIBLIOGRAFICAS 71
ANEXO A 76
v
LISTA DE FIGURAS
Pág.
Figura 1. Curvas de comparación general de resistencia al creep de 7 algunos aceros de baja aleación
Figura 2. Material 2¼Cr-Mo. 9
Figura 3. Material 1¼Cr-½Mo. 9
Figura 4. Resistencia al creep y resistencia a la ruptura de aceros 10 1¼Cr-½Mo y 1Cr-½Mo.
Figura 5. Comparación de propiedades para un acero 2¼Cr-1Mo en 13 estado recocido y en estado templado y revenido.
Figura 6. Efecto de la temperatura de servicio en propiedades mecánicas 14 a temperatura ambiente.
Figura 7. Variación de resistencia al creep como función de la temperatura 15 de servicio para aceros 2¼Cr-1Mo, 9Cr-1Mo, 9Cr-1Mo
modificado y acero inoxidable 304.
Figura 8. Esfuerzos de diseño admisibles estimados como función de la 16 temperatura para aceros 2¼Cr-1Mo, 9Cr-1Mo, 9Cr-1Mo
modificado y acero inoxidable 304.
Figura 9. Comparación de resistencia al creep para material P91 y P22 17
Figura 10a. Diferencia en espesor de pared del 54% para el 9Cr-1Mo modificado 17
Figura 10b. Diferencia en peso de 65% para el 9Cr-1Mo modificado 17
Figura 11. Curvas de relajación de esfuerzos para aceros ferríticos para 21 comparar comportamiento en relevo de tensiones.
Figura 12. Comparación de conductividad térmica y coeficientes de 21 expansión térmica para cuatro aceros diferentes
(P91, P22, SS316, 12Cr-1Mo)
Figura 13. Micrografias ópticas y por TEM de la estructura de un acero 23 2¼Cr-1Mo luego de 153 500 h.
vi
Figura 14. Cambios microestructurales observados en servicio a alta 24 temperatura en un acero 2¼Cr-1Mo en estado recocido.
Figura 15. Propiedades de tensión de un acero 2¼Cr-Mo antes y después 24 de exposición por 10000h a una temperatura de 560-570°C
Figura 16. Cambio en la tenacidad a la fractura de un acero 2¼Cr-Mo luego 26 de siete años de servicio.
Figura 17. Cambio de ductilidad para un tubo T91 en servicio a alta temperatura. 26
Figura 18. Efecto de la temperatura y la rata de esfuerzo en la resistencia 28 última para un acero 2¼Cr-1Mo en estado recocido.
Figura 19. Variación de la resistencia última en tensión en función de la 29 temperatura para aceros ferríticos A-335, según normas API y ASME.
Figura 20. Variación del esfuerzo de fluencia en función de la temperatura 30 para aceros ferríticos A-335, según normas API y ASME.
Figura 21. Variación del máximo esfuerzo admisible en función de la 31 Temperatura para aceros ferríticos A-335, según API y ASME.
Figura 22. Datos de ruptura para un material 2¼-1Mo que muestran la 33 dependencia con la dureza (UTS)
Figura 23. Curva o diagrama esquemático de una prueba de creep a carga 35 y temperatura constante.
Figura 24. Curva de relajación para un acero 9Cr-1Mo modificado 37 observándose el efecto de los ciclos de ablandamiento aplicados.
Figura 25. Cambio en la curva de ensayo de impacto debido a la fragilidad 41 por revenido, para un cero 2¼Cr-1Mo.
Figura 26. Comparación de datos de creep para probetas estándar y 42 miniatura de un acero 1¼Cr-½Mo, en servicio durante 24 años.
Figura 27. Relación de resistencia a elevada temperatura y a temperatura 43 ambiente.
Figura 28. Análisis de datos de creep. Temperatura de ensayo 1000°F. 44 Material 2¼Cr-1Mo.
Figura 29. Curva Log de esfuerzo vs. Parámetro de Larson Miller para 44 material nuevo y usado.
Figura 30. Conductividad térmica de varios aceros entre la temperatura 48ambiente y 800°C.
vii
Figura 31. Coeficiente de expansión térmica para varios aceros en función 48de la temperatura.
Figura 32. Cambios en resistencia al creep. Temperatura 550°C. 53Aceros al molibdeno
Figura 33. Relación entre la rata de creep y el cambio en la dureza 53
Figura 34. Comparación de propiedades de impacto para el acero estándar 5921/4Cr-1Mo y el modificado.
Figura 35. Efecto del contenido de cromo en la resistencia al creep de 59diferentes aceros con pequeños porcentajes de molibdeno,silicio y aluminio, a una temperatura de 540°C (1000°F).
Figura 36. Efecto del contenido de cromo en la resistencia a elevada temperatura 61
Figura 37. Efecto del contenido de molibdeno en la resistencia al creep. 62
Figura 38. Efecto en la resistencia al creep del vanadio y su efecto 62combinado con el molibdeno en aceros con 4 al 6% de cromo.
Figura 39. Comparación del efecto del molibdeno y el niobio en la resistencia 63al creep para 100000h a diferentes temperaturas,
Figura 40. Efecto del Boro en la templabilidad de un acero 2¼-1Mo normal 63comparado con el modificado.
Figura 41. Comparación fenómenos de esferoidización y grafitización por efecto 70del tiempo de servicio y la temperatura de exposición.
viii
LISTA DE TABLAS
Pág.
Tabla 1. Designación de materiales ferríticos de baja aleación según ASTM 4
Tabla 2. Composición de aceros ferríticos Cr-Mo de baja aleación según 4Norma ASTM A-335.
Tabla 3. Propiedades mecánicas a temperatura ambiente de aceros 4Ferríticos Cr-Mo ASTM A-335.
Tabla 4. Temperatura límite de Diseño para las aleaciones ferríticas de tubos 6sometidos a alta temperatura.
Tabla 5. Valores de resistencia última UTS teóricos para aceros ferríticos 32ASTM A-335.
Tabla 6. Valores de esfuerzo de fluencia Ys teóricos para aceros ferríticos 32ASRM A-335.
Tabla 7. Valores de máximos esfuerzo admisible Se teóricos para aceros 32Ferríticos ASTM A-335.
Tabla 8. Valores de dureza brinell obtenidos para materiales ferríticos 34con diferentes temperaturas de austenización.
Tabla 9. Temperaturas límites de servicio para aleaciones en la industria 36petroquímica. Se incluyen cuatro criterios diferentes.
Tabla 10. Coeficientes promedio de expansión térmica lineal para aleaciones 49a diferentes temperaturas.
Tabla 11. Temperaturas de transformación para aleaciones cromo molibdeno 49con ratas de calentamiento y enfriamiento específicas.
ix
ANEXOS
ANEXO A. CARACTERIZACION DE ACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO.
ANEXO B. CURVAS NORMA API – 530/96. ACEROS FERRITICOS Cr-Mo A-335.
ANEXO 1. PROCEDIMIENTO TECNICO DE ENSAYO. DETERMINACIÓN DE LAMICROESTRUCTURA DE ACEROS FERRITICOS Cr-Mo A-335.
INTRODUCCION
Modernas industrias dependen en gran parte del buen desempeño de varios tipos
de aceros que mantengan una adecuada resistencia a alta temperatura. Aceros de
baja aleación con diferentes tratamientos térmicos son usados extensamente en la
industria de refinación y petroquímica, en plantas de generación de energía, en la
industria nuclear, en incineradores industriales, en la industria del papel, en turbinas y
motores de aviones, etc.
La selección de aceros para uso a elevadas temperaturas generalmente involucra un
equilibrio entre la mejor eficiencia a obtener operando con altas temperaturas y el
costo del equipo que incluye materiales, fabricación y mantenimiento posterior. Los
aceros ferríticos Cr-Mo son aleaciones de gran aceptación en la construcción de
componentes para servicio a elevada temperatura por sus propiedades mecánicas y
su resistencia a la corrosión en diversos ambientes, comparados con otros aceros al
carbono y de baja aleación. Los aceros de alta aleación tienen generalmente
mejores propiedades y desempeño a alta temperatura comparados con los aceros
ferríticos de baja aleación, pero con un mayor costo. Por consiguiente, los aceros
ferríticos de baja aleación Cr-Mo son muy usados en diversas formas (tubos,
láminas, recipientes a presión, partes estructurales, etc.), en una variedad de
aplicaciones en servicio a elevada temperatura.
El adecuado desempeño de los aceros a elevada temperatura depende del
conocimiento de su comportamiento y sus propiedades a las temperaturas de
servicio. A alta temperatura, los metales presentan creep bajo los esfuerzos de
2
diseño, mientras que a temperatura ambiente el diseño generalmente involucra
solamente deformación elástica. Ensayos de tensión de corta duración son
realizados para determinar las propiedades de la aleación para aplicaciones en
servicio a temperaturas menores a 410ºC (800ºF), siendo necesario realizar
pruebas de creep de larga duración y ensayos de ruptura para temperaturas más
elevadas.
Los aceros ferríticos de baja aleación con porcentajes de 0.5 a 9% de Cromo y 0.5 a
1% de Molibdeno, y algunas veces elementos formadores de carburos tales como
Vanadio, Tungsteno, Niobio o Titanio son usados normalmente para condiciones de
temperatura superiores a 316ºC (600ºF) hasta 650ºC (1200ºF). Sin embargo esta
temperatura limite de diseño no necesariamente se cumple en aplicaciones
especificas. Para temperaturas superiores se emplean generalmente aceros
inoxidables.
Además, se ha incrementado el interés por los aceros ferríticos por sus relativos
bajos coeficientes de expansión térmica y alta conductividad térmica que los hacen
más aplicables en condiciones de ciclos térmicos respecto a los aceros inoxidables
austeníticos.
A continuación se realiza una revisión de los aspectos más importantes sobre las
características de los aceros ferríticos de baja aleación cromo molibdeno, los
ensayos realizados para evaluar sus propiedades a alta temperatura y los factores
que más relevancia tienen en su desempeño a elevada temperatura. Esta revisión
esta enfocada en los siguientes aceros de interés: 1¼Cr-½Mo, 2¼Cr-1Mo, 5Cr-
½Mo, 9Cr-1Mo y 9Cr-1Mo modificado, según la norma ASTM A-335.
Al final se anexa la caracterización de los aceros ferríticos cromo molibdeno ASTM
A-335 de interés, realizada en los Laboratorios del Instituto Colombiano del Petróleo
en cuanto a propiedades mecánicas, composición química y componentes
microestructurales, como herramienta de comparación.
1. DESIGNACIÓN DE ALEACIONES Y ESPECIFICACIONES
Los aceros ferríticos de baja aleación son identificados usualmente por la Sociedad
Americana de Ensayos y Materiales (ASTM), y la Sociedad Americana de Ingenieros
Mecánicos (ASME) con un número de especificación, una composición nominal o un
nombre comercial; además a estos aceros se les ha asignado un número según el
Sistema Unificado de Numeración (UNS).
Cada especificación incluye información respecto a rangos de composición química,
dimensiones y tolerancias, propiedades mecánicas mínimas y otros requerimientos
funcionales. La designación ASTM comienza con la letra A, seguida del número de
la especificación, y otras letras o números para distinguir diferentes elementos o
grados específicos de material. La designación ASME es idéntica, excepto que
todas las especificaciones comienzan con las letras SA.
El número de especificación o norma cambia según el proceso de fabricación
(fundido, forjado, etc.) o la forma de presentación (lámina, tubo, etc.) del material. En
la Tabla 1 se muestran algunas designaciones de materiales de acuerdo con la
ASTM. La composición y propiedades mecánicas de aceros ferríticos de baja
aleación se muestran en las Tablas 2 y 3. [1]
Tecnología de MaterialesACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
4
Tabla 1. Designación de materiales ferríticos de baja aleación según ASTM
Material Plate Pipe Tube Electricwelded Pipe
Casting Forging
Carbonsteel
A-285 Gr.A, B, C.
A-53Gr. A, B
A-214 (Welded)A-179 (Seamless)
A-671Gr. CA-55A-672 Gr.A45
A-216Gr. WCA,WCB, WCC
A-105A-181Cl. 60 o 70
C-½Mo A-204 Gr.A, B, C.
A-335Gr. P1
A-209 Gr.T1 A-691Gr.CM65
A-217Gr. WC1
A-182 Gr.F1A-336 Cl.F1
1¼Cr-½Mo A-387Gr. 11
A-335Gr.P11
A-199 Gr. T11A-213 Gr. T11
A-691Gr. 1¼Cr
A-217Gr. WC6
A-182 Gr.F11A-336 Cl.F11
2¼Cr-1Mo A-387Gr. 22
A-335Gr. P22
A-199 Gr. T22A-213 Gr. T22
A-691Gr. 2¼Cr
A-217Gr. WC9
A-182 Gr.F22A-336 Cl.F22
5Cr-½Mo A-387Gr. 5
A-335Gr. P5
A-199 Gr. T5A-213 Gr. T5
A-691Gr. 5Cr
A-217Gr. WC5
A-182 Gr.F5A-336 Cl.F5
9Cr-1Mo A-387Gr. P9
A-335Gr. P9
A-199 Gr. T9A-213 Gr. T9
A-691Gr. 9Cr
A-217Gr. WC12
A-182 Gr.F9A-336 Cl.F9
9Cr-1Momodificado
A-387Gr. P91
A-335*Gr. P91
A-213 Gr. T91 A-691Gr. 9Cr
A-217Gr. WC12
A-182 Gr.F91A-336 Cl. F91
*En Alemania se designa como X10CrMoVNb91
Tabla 2. Composición de aceros ferríticos Cr-Mo de baja aleación según norma ASTM A-335.
__________________________________________________________________________________
_____Tabla 3. Propiedades mecánicas a temperatura ambiente de aceros ferríticos Cr-Mo ASTM A-
335.
Grado P1, P2 P12 P91 P92 Otros grados
Resistencia aTensión min.Ksi (Mpa)
55 (380) 60 (415) 85 (585) 90 (620) 60 (415)
Esfuerzo defluencia min.Ksi (Mpa)
30 (205) 32 (220) 60 (415) 64 (440) 30 (205)
% Elongaciónen 2 pulgadasLongitudinal
30 30 20 20 30
2. ACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
Los aceros de baja aleación resistentes al creep usualmente contienen ½% a 1.0%
de Molibdeno para mejorar resistencia al creep y contenidos de Cromo de ½% a 9%
para mejorar resistencia a la corrosión, mayor ductilidad y resistencia a la
grafitización. Pequeños porcentajes de elementos formadores de carburos como
Vanadio, Niobio y Titanio son adicionados para una mayor precipitación y/o
refinamiento de grano.
Las tres clases de aceros de baja aleación resistentes al creep son aceros ferríticos
cromo molibdeno, aceros cromo molibdeno modificados y aceros cromo molibdeno
vanadio. Los aceros cromo molibdeno son usados principalmente para tuberías y
vasijas de presión donde los esfuerzos admisibles pueden permitir deformaciones
de creep cerca al 5% sobre la vida del componente en servicio. En la Figura 1 se
muestran típicas curvas de resistencia al creep de algunos aceros Cr-Mo y un acero
Cr-Mo-V [2]. La adición de Vanadio provee al acero alta resistencia al creep y es
indicado para equipos donde los esfuerzos admisibles pueden permitir
deformaciones menores al 1% sobre la vida del componente en servicio.
Existen temperaturas limites de diseño para cada material de tubería sometidas a
condiciones de alta temperatura. Esta temperatura limite es el máximo valor al cual
pueden trabajar estos materiales con confiabilidad en datos de resistencia a la
ruptura. Para las aleaciones ferríticas existe una temperatura crítica mínima
Tecnología de MaterialesACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
6
permitida solamente para cortos períodos de operación tales como en operaciones
de decoquizado, al superar este limite la microestructura de la aleación sufre
cambios irreversibles. Ver Tabla 4. [2] y [3]
Tabla 4. Temperatura límite de Diseño para las aleaciones ferriticas de Tubos sometidos a alta
temperatura.Temperatura Limite de Diseño Temperatura critica mínima
Materiales Grado° Farenheit ° Centigrados ° Farenheit ° Centigrados
Acero alcarbono
B 1000 540 1325 720
C -½Mo T1 o P1 1100 595 1325 720
1¼Cr-½Mo T11 o P11 1100 595 1430 775
2¼Cr-1Mo T22 o P22 1200 650 1480 805
5Cr-½Mo T5 o P5 1200 650 1510 820
9Cr-1Mo T9 o P9 1300 705 1515 825
9Cr-1Mo- V T91 o P91 1200 650* 1525 830
* Estos tubos son comúnmente usados en tubos a mayor temperatura en aplicaciones donde la presión interna es menorque la resistencia de rotura.
Los aceros ferríticos de baja aleación son extensamente usados en plantas de
refinación, en la industria química y en plantas generadoras de energía en equipos
sometidos a presión y alta temperatura como intercambiadores de calor, calderas,
tuberías de calentamiento, etc. La mayor ventaja de estos aceros es su resistencia al
creep y a la corrosión por la presencia de cromo y molibdeno. Su resistencia al
creep se debe a dos efectos principales: mayor solución sólida en la matriz ferritica
por al carbono, el cromo y el molibdeno, y la fina precipitación de carburos en toda la
matriz de la aleación. Generalmente, pero no siempre (ver Figura 1), esta
resistencia se incrementa con mayores adiciones de cromo y molibdeno.
Como muchos aceros, los aceros ferríticos Cr-Mo responden de diferente forma a
los diversos tratamientos térmicos y de una misma composición es posible obtener
diferentes valores de resistencia mecánica (niveles de esfuerzo).
7
Figura 1. Curvas de comparación general de resistencia al creep de algunos aceros de baja aleación.
Este tipo de aceros se usa generalmente en estado recocido o normalizado y
revenido según su desempeño.
Los aceros Cr-Mo con bajo contenido de cromo tienen moderada templabilidad.
Enfriamientos lentos y recocido isotérmico durante el enfriamiento produce
microestructuras de ferrita - perlita que tienen mayor estabilidad a largo tiempo pero
relativa baja resistencia en tensión y tenacidad. Rápidos enfriamientos en aire y
enfriamientos mejorados producen estructuras baniticas, que tienden a ser más
resistentes y tenaces.
Los aceros Cr-Mo con medio contenido de cromo tienen una mayor templabilidad, y
enfriamientos en aire son generalmente suficientes para producir estructuras
bainiticas en espesores de 150mm (6 pulg.). Los aceros bainiticos son usualmente
revenidos.
8
Los aceros Cr-Mo con alto contenido de cromo tienen excelente templabilidad, y
enfriamientos en aire son suficientes para producir estructuras Martensiticas en
mayores espesores. Los aceros martensiticos son usualmente revenidos.
Enfriamientos acelerados de este tipo de aceros son permitidos, pero es necesario
un adecuado control para evitar posibles agrietamientos por su alta templabilidad. [4]
Así, en tubos de caldera se prefieren aceros en estado recocido, en tubería a
presión en estado normalizado y revenido, aunque en secciones con curvatura se
especifica como material recocido. Como resultado de las diferentes velocidades de
enfriamiento empleadas en estos tratamientos, la microestructura de los aceros
Cromo - Molibdeno de baja aleación normalmente puede variar de fases ferrita -
perlita a estructuras de ferrita - bainita. Ver Figuras 2 y 3. [5] y [6]
La microestructura bainitica ofrece mayor resistencia al creep a altos esfuerzos a
corto tiempo pero se degrada más rápidamente a alta temperatura comparada con
la estructura perlitica, por lo que materiales con fases ferrita-perlita tienen buena
resistencia al creep a bajos esfuerzos y a mayores tiempos de exposición.
La mayor resistencia al creep de los aceros ferríticos Cr-Mo en estado normalizado y
revenido, es atribuida por Jones a la dispersión de partículas de carburos y a una
subestructura o red de dislocaciones de alta densidad. [7] La tenacidad de estos
aceros en estado normalizado o revenido varía con la composición, la resistencia y
la microestructura, lo cual hace difícil producir curvas que se consideren típicas para
un grado o clase de acero. Respecto a la resistencia a alta temperatura, aumenta
con el incremento de los elementos de aleación pero también hay mayor
susceptibilidad a la fragilidad por revenido y al agrietamiento por ciclos de
calentamiento. [4]
9
a) b)
Figura 2. Material 2¼Cr-1Mo. a)A-213 Grado T22. Microestructura de ferrita proteutectoide y bainitarevenida con partículas de carburos dispersos, 800X. b)A-335 Grado P22. Material en estadorecocido. Fina dispersión de carburos en una matriz ferritica, 550X.
a) b)
Figura 3. Material 1¼Cr-½Mo. a) a)A-213 Grado T11. Material en estado normalizado, estructura ferrita –perlita. Morfología de perlita poco definida por efecto del Cromo, 500X. b)A-335 Grado P11. Material en estadorecocido. Granos blancos de ferrita y zonas oscuras de perlita con algunas láminas de ferrita Widmanstatten,500X
10
2.1 ACERO 1¼Cr-½Mo
Este tipo de acero es empleado en tubería sometida a presión (pipe), tubos de
calderas para temperaturas de servicio hasta 590ºC (1100ºF) e intercambiadores
de calor. Presenta una buena resistencia mecánica a alta temperatura por efecto de
la precipitación de carburos pero una baja resistencia a la corrosión a temperaturas
alrededor de 550ºC por su bajo contenido de cromo.
Es fabricado para tres niveles de esfuerzo según el tratamientos térmico. Así, es
enfriado en aire desde 1250ºF, enfriado lentamente desde 1650ºF, o normalizado y
revenido para obtener mejores propiedades.
Su esfuerzo de ruptura y su resistencia al creep según el incremento de temperatura
se muestran en la Figura 4. [2]. Su uso ha sido muy extendido en diferentes plantas
de proceso en décadas pasadas, y ha sido reemplazado en muchas aplicaciones
por el acero 2¼Cr-1Mo.
Figura 4. Resistencia al creep (0.01%/1000h) y resistencia a la ruptura (100000h) de aceros 1¼Cr-½Mo y 1Cr-½Mo.
11
2.2 ACERO 2¼Cr-1Mo
El desempeño a alta temperatura de este acero ha sido estudiado más
extensamente respecto a otro tipo de aleación por investigadores como G.V. Smith y
R. L. Klueh en diversos reportes donde se estudia el comportamiento de este acero
en estado recocido, normalizado y revenido, y su resistencia al creep. [8] y [9]. En
términos de aplicación, el acero 2¼Cr-1Mo tiene un excelente servicio en diversas
industrias como generación de energía eléctrica con combustibles fósiles y
nucleares, industria petroquímica y de refinación, donde opera bajo condiciones
complejas de esfuerzos y en ambientes corrosivos. Este tipo de acero tiene una
mayor resistencia a la oxidación y al creep comparado con el 1¼Cr-½Mo por su
mayor porcentaje de Cr y Mo. Muestra un excelente desempeño a temperaturas de
servicio hasta 650ºC (1200ºF) sin presencia de hidrógeno y hasta 480ºC (900ºF) en
ambientes con hidrógeno. [10]
Respecto al tratamiento térmico, su temperatura de austenización es de 900ºC
(1650ºF) y se presenta en estado recocido, normalizado y revenido, o templado y
revenido, con diferentes propiedades mecánicas o niveles de esfuerzo. En estado
recocido (nivel 1) tiene una microestructura de ferrita-perlita y puede presentar
algunas zonas de bainita, siendo usado en tubos de supercalentadores de vapor,
cabezales de calderas y tubería sometida a presión de vapor (pipe) para servicio
hasta 650ºC. En condición normalizada y revenida (nivel2), estructura totalmente
bainitica, es usado en vasijas sometidas a presión en la industria petroquímica para
temperaturas de 480ºC, aunque en Europa este tipo de acero es usado en tubería
en la industria de energía para servicio a hasta 650ºC. En estado templado y
revenido, también es usado para paredes en recipientes sometidos a presión pero
con una temperatura máxima de 480ºC en el rango de creep por su susceptibilidad
al ataque por hidrógeno. [4]
12
Para un nivel de esfuerzo dado, la bainita revenida presenta mayor resistencia al
creep respecto a una estructura de martensita revenida o ferrita-perlita para
temperaturas hasta 565ºC y tiempos de 100000h. Considerando la vida de ruptura y
la rata de creep, el material templado y revenido puede resistir mayores esfuerzos
que un material recocido, según la Figura 5. [10] Para largos tiempos de servicio la
estructura ferrita-perlita tiene mejor desempeño por su mayor estabilidad estructural
por efecto del envejecimiento.
Para mejorar el desempeño de esta aleación se ha desarrollado comercialmente
desde la década de los 80s el acero 2¼Cr-1Mo modificado con adiciones de
microaleantes como vanadio, niobio, titanio y boro para aplicaciones en la industria
nuclear y en vasijas de presión sometidas a elevada temperatura, con mayor
resistencia al ataque por hidrógeno comparado con el acero 2¼Cr-1Mo normal y
mejores propiedades mecánicas y resistencia al creep a elevada temperatura por
efecto principalmente de los finos y estables carburos de vanadio precipitados en la
microestructura. [11]
2.3 ACERO 5Cr-½Mo
Presenta una buena combinación de resistencia al creep, a la oxidación y a la
corrosión bajo esfuerzos para una variedad de aplicaciones en servicio hasta una
temperatura de 1150ºF. Es usado en condiciones altamente oxidantes en
combinación con ambientes gaseosos corrosivos que contengan compuestos de
azufre. En cuanto a tratamiento térmico, puede ser normalizado o recocido luego de
ser trabajado en caliente o precalentado a una temperatura de 1500ºF. Para obtener
bajas durezas, se calienta entre 1525 y 1600ºF y se enfría lentamente a una
velocidad de 50ºF por hora. [12]
13
Figura 5. Comparación de propiedades para un acero 2¼Cr-1Mo en estado recocido (linea a trazos) y
en estado templado y revenido (linea llena).
2.4 ACERO 9Cr-1Mo
Estos aceros presentan generalmente menores esfuerzos de ruptura y resistencia al
creep que los aceros de bajo cromo porque la resistencia a elevada temperatura
disminuye con el incremento del porcentaje de cromo. Sin embargo, esto depende
de la temperatura de servicio y del tiempo de exposición, según las Figuras 6 y 7,
además el tratamiento térmico es un importante factor. [2] y [13]. Esta aleación
muestra relajación en pruebas de creep a 600ºC, siendo su principal ventaja la gran
14
resistencia a la oxidación por el mayor porcentaje de Cromo. En condiciones de
fatiga (cargas cíclicas) presenta un mejor comportamiento en comparación con el
acero 9Cr1Mo modificado. [7]
Tiene buena resistencia a la corrosión a alta temperatura hasta 650ºC (1200ºF). El
acero 9Cr-1Mo es un buen material estructural que ha sido extensamente usado a
elevada temperatura en diferentes aplicaciones de la industria en general, como en
tubos y laminas para equipos de calderas, supercalentadores, hornos y equipos de
refinería en contacto con crudos ácidos.
En cuanto al tratamiento térmico recomendado esta el enfriamiento o recocido
desde una temperatura de austenización de 1600ºF, o normalizado y revenido
(temperatura de 1400ºF). [12]
a) b)
Figura 6. Efecto de la temperatura de servicio en propiedades mecánicas a temperatura ambiente.a)Acero 2¼Cr-1Mo en estado normalizado y revenido, tiempo de exposición 10000h. b)Acero 9Cr-1Moen estado recocido, tiempo de exposición 100000h
15
Figura 7. Variación de resistencia al creep como función de la temperatura de servicio para aceros2¼Cr-1Mo, 9Cr-1Mo, 9Cr-1Mo modificado y acero inoxidable 304.
.
2.5 ACERO 9Cr-1Mo MODIFICADO
Para obtener mejor desempeño en condiciones a alta temperatura y presión y en
ambientes con hidrógeno en plantas de procesos químicos, de refinación y
petroquímica y de conversión de carbón, se han desarrollado algunas aleaciones de
Cr - Mo modificado con elementos de aleación como Vanadio, Boro, Niobio y titanio.
Las altas temperaturas alcanzadas en estos procesos industriales, afectan la
resistencia mecánica, la deformación dimensional y la estabilidad metalúrgica de la
aleación, mientras las altas presiones requieren aleaciones con mayor resistencia o
secciones con mayor espesor.
16
Se han desarrollado tres categorías de aceros modificados como son 2¼Cr-1Mo y
3Cr-1Mo modificados con V, Ti y B; y el 9Cr-1Mo modificado con Nb (Niobio o
Columbio Cb), V y N.
El acero 9Cr-1Mo modificado es una aleación de gran interés porque presenta
mayor resistencia al creep y esfuerzos admisibles superiores a un acero inoxidable
(AISI 304) y otros aceros ferríticos según Figuras 8 y 9 hasta temperaturas de 600ºC
(1100ºF). [2]
Figura 8. Esfuerzos de diseño admisibles estimados como función de la temperatura para aceros2¼Cr-1Mo, 9Cr-1Mo, 9Cr-1Mo modificado y acero inoxidable 304.
17
El acero 9Cr modificado muestra superior estabilidad y resistencia al creep hasta
una temperatura de 704ºC, sin embargo, las excelentes propiedades de resistencia
a alta temperatura son acompañadas de menor ductilidad y tenacidad comparado
con el 9Cr-1Mo estándar. El 9Cr-1Mo modificado (T91/P91) presenta mayor
resistencia a ruptura por creep y esfuerzos admisibles comparado con el acero
convencional 2¼Cr-1Mo, según Figura 9, lo cual permite una substancial disminución
de espesor de pared del tubo a emplear con la ventaja de una alta reducción de
peso y mayor economía en procesos de soldadura, ver Figura 10. [14]
Figura 9. Comparación de resistencia al creep para material P91 y P22.
Figura 10a. Diferencia en espesor de pared de 54%. Figura 10b. Diferencia en peso de
18
Las mejores propiedades para este acero modificado han sido determinadas en una
estructura de martensita revenida producto de un tratamiento térmico de una
austenización inicial a 1040ºC por una hora, seguido de un normalizado
(precipitación de finas partículas de (Fe,Cr)3C dentro de las agujas de martensita) y
posterior revenido de la martensita por una hora a 760ºC (precipitación adicional de
carburos y cambios en la estructura de las dislocaciones). [7]
Las pequeñas adiciones de Nb y V en el acero modificado favorecen durante el
revenido la formación de carburos (Nb,V)C y carbonitruros finamente distribuidos de
tamaño menor a 0.1µm. La mayor resistencia de esta aleación se debe a dos
factores principales: Primero, las finas partículas precipitadas de carburos M23C6
nuclean en los carburos o nitruros de niobio Nb(C,N) que precipitan en primer
instancia durante el tratamiento térmico. Segundo, el Vanadio difunde en los
carburos M23C6 y retarda su crecimiento durante la exposición a alta temperatura,
precipitando en las interfaces de las agujas de martensita como V4C3. Esta fina
distribución de carburos M23C6 por efecto del Nb y su crecimiento retardado por
efecto del V, proveen estabilidad microestructural incrementado la resistencia del
material por largos períodos de tiempo a la temperatura de servicio. En otros aceros
ferríticos se observan carburos de mayor tamaño del tipo M23C6, con diámetros
menores a 0.5µ m y con elementos como Cr, Fe, V y Mo. [15]
El acero 9Cr-1Mo modificado presenta una microestructura estable hasta
temperaturas de 650ºC bajo cargas estáticas de tensión y condiciones de creep, por
efecto de la formación de finas partículas de carburos de vanadio a lo largo de la
interfase de las agujas de martensita. La estructura martensitica del acero 9Cr
modificado es afectada por cargas cíclicas en fatiga a temperaturas mayores a
550ºC, siendo mejor el desempeño del acero 9Cr-1Mo normal para esta condición.
A temperaturas superiores a 650ºC, hay cambios microestructurales luego de la
deformación por creep que incluye un reordenamiento y eliminación de dislocaciones
19
y el crecimiento de partículas de carburos. Sin embargo, cuando el material esta
sometido a fatiga a temperaturas superiores a 550ºC, la estructura de agujas de
martensita presenta cambios significativos por efecto de alta temperatura y
esfuerzos cíclicos, originando una estructura con granos equiaxiados y un acelerado
crecimiento de partículas de carburos.
La disminución de la resistencia al creep y propiedades en fatiga a temperaturas
superiores a 500ºC es el resultado de dos procesos: formación y crecimiento de
precipitados de M23C6 y la recristalización de la matriz. La formación de carburos
relativamente estables de Mo, V, y Nb ayudan a disminuir y evitar estos procesos.
En aceros de baja aleación, la presencia del vanadio permite la precipitación de VC
y V4C3 en forma de finas láminas entre 5 a 10nm embebidas en la matriz. [7]
Las propiedades mecánicas de este material a nivel de laboratorio y su desempeño
en planta han sido extensamente caracterizadas, entre las que se incluyen las
siguientes: [16]
- Microestructura estable hasta 650ºC bajo cargas estáticas de tensión y
condiciones de creep
- Altos valores de UTS y Ys desde temperatura ambiente a 700ºC
- Alta resistencia al creep por encima de 550ºC
- Mejores propiedades de impacto por bajas temperaturas de transición y alta
absorción de energía (100 Julios después de 10000h) [17]
- Altos esfuerzos admisibles a temperaturas superiores a 550ºC. Se reportan
esfuerzos admisibles dos veces mayores al acero 9Cr-1Mo normal.
- Menor riesgo de agrietamiento por fatiga térmica comparado con aceros Cr-Mo
de baja aleación
- Buena soldabilidad en secciones gruesas y delgadas. Además presenta alta
resistencia al agrietamiento por relevo de tensiones comparado con otros aceros
ferríticos Cr-Mo de baja aleación, ver Figura 11.
20
- Relativa alta conductividad térmica y bajos coeficientes de expansión térmica,
según la Figura 12.
- Buena resistencia a la corrosión y al agrietamiento en ambientes acuosos y
gaseosos (Ej. Hidrógeno)
Actualmente, las plantas industriales operan a altas temperaturas y presiones para
incrementar la eficiencia de los procesos, lo cual hace del acero T91/P91 una
solución técnica y económicamente superior a otros materiales. Este material
obedece las especificaciones de diseño, planeación, fabricación y operación de las
modernas plantas en construcción, y cumple con las bases de las 5 E's: Ecología,
Eficiencia, Elasticidad, Experiencia y Economía.
Todas estas razones han motivado el cambio de tuberías de materiales de 2¼Cr-
1Mo y aceros inoxidables por tubería de acero 9Cr-1Mo modificado en plantas
industriales en países como Brasil, Estados Unidos, Inglaterra, Corea, Alemania y
Dinamarca. [16] y [18]
En el Anexo A se incluye la caracterización de estos cinco tipos de aceros ferríticos
de baja aleación cromo molibdeno ASTM A-335 realizada en los Laboratorios del
Instituto Colombiano del Petróleo en cuanto a propiedades mecánicas, composición
química y componentes microestructurales, como herramienta de comparación, con
los códigos ASME y API disponibles.
21
Figura 11. Curvas de relajación de esfuerzos para aceros ferríticos para comparar comportamiento enrelevo de tensiones.
Figura 12. Comparación de conductividad térmica y coeficientes de expansión térmica para cuatroaceros diferentes (P91, P22, SS316, X20 (12Cr-1Mo))
3. PROPIEDADES MECANICAS A ELEVADA TEMPERATURA
Las propiedades comúnmente evaluadas en los materiales incluyen resistencia a la
tensión, dureza, resistencia al impacto, tenacidad a la fractura, resistencia al creep y
a la fatiga. Estas propiedades pueden cambiar significativamente durante servicio
por largo tiempo, especialmente a alta temperatura y en ambientes agresivos.
La exposición a alta temperatura puede afectar las propiedades mecánicas de los
materiales a corto y largo plazo. La microestructura inicial de un acero cromo
molibdeno resistente al creep consiste en ferrita y bainita con carburos de hierro
Fe3C, carburos ε y finos carburos de M2C. Aunque pueden presentarse una variedad
de diferentes carburos, la fina dispersión de los carburos M2C es la responsable de
la mayor resistencia de la aleación, donde M es esencialmente Molibdeno Mo. Por el
tiempo de servicio o envejecimiento del material, una serie de transformaciones de
fase pueden ocurrir de M2C a M6C y M23C (donde M pasa a cromo Cr). En la Figura
13 se observan micrografias ópticas y por TEM de la estructura de un tubo de 2¼Cr-
1Mo después de 153 500h de servicio. [19]
La evolución en la estructura de los carburos resulta en cambios en la composición
de la matriz metálica, agrupamiento de carburos y disminución en la resistencia al
creep o termofluencia.
Tecnología de MaterialesACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
23
Figura 13. Los carburos precipitados en los límites de grano son M23C y los carburos dentro de losgranos son M2C.Refx.
Otros cambios metalúrgicos de los materiales como esferoidización y grafitización, y
efectos por mecanismos de corrosión (sulfidación, carburización, oxidación, etc)
pueden ocurrir durante el servicio de los materiales a alta temperatura. En la Figura
14 se observan las diversas etapas de los cambios microestructurales observados
en servicio a alta temperatura en un acero 2¼Cr-1Mo en estado recocido por
microscopia óptica. [20]
Por tal razón, es necesario determinar el efecto de estos cambios metalúrgicos del
material en las propiedades evaluadas con los ensayos de corto y largo tiempo a alta
temperatura. En la Figura 15 se observan las propiedades de tensión de un acero
21/4Cr-1Mo en función de la temperatura de ensayo antes y después de la
exposición por largo tiempo a alta temperatura. [21]
Los esfuerzos de diseño admisibles para aceros que se desempeñan a alta
temperatura pueden ser controlados por diferentes propiedades mecánicas,
dependiendo de la aplicación y la temperatura de exposición. Para aplicaciones con
temperaturas menores al rango de creep, la resistencia última en tensión (UTS) o el
esfuerzo de fluencia (Ys) a la temperatura de servicio sirven como parámetros de
control del esfuerzo admisible. Para servicio a temperaturas en el rango de creep del
material, el esfuerzo admisible se determina por el grado de deformación o las
propiedades de resistencia en termofluencia.
24
Material en estado recocido.Ferrita y perlita muy fina
Inicio de esferoidización decarburos. Algunos carburos enlos granos de ferrita.
Apreciable esferoidización dela perlita. Mayor precipitaciónde carburos en los granos deferrita
Completa esferoidización decarburos. Se agrupan en zonasoriginales de perlita.
Carburos dispersos. Areas deperlita original no se distinguen.
Incremento en el tamaño delos carburos por lacoalescencia.
Figura 14. Cambios microestructurales observados en servicio a alta temperatura en un acero 2¼Cr-1Mo en estado recocido por microscopia óptica.
Figura 15. Propiedades de tensión de un acero 21/4Cr-1Mo antes y después de exposición por
10000h a una temperatura de 560-570ºC.
25
Ultimamente, para evaluaciones de integridad y extensión de vida de componentes a
alta temperatura existe interés en ensayos y métodos para evaluar los efectos de la
interacción creep - fatiga en el desempeño de los equipos.
La ductilidad y la tenacidad del material pueden ser propiedades importantes a
considerar, aunque no son factores que afecten directamente el esfuerzo admisible a
determinar. En aplicaciones a alta temperatura, la ductilidad y la tenacidad no
permanecen constantes en magnitud con el cambio de temperatura y con el tiempo
de servicio a esta temperatura. Los cambios de estas propiedades pueden ser en
principio benéficos pero luego nocivos para la integridad del equipo, son de interés a
la temperatura de servicio y, a causa de las paradas, a la temperatura ambiente. [2]
La tenacidad a la fractura Kc es la medida de la resistencia de un material al
crecimiento y propagación de una grieta bajo esfuerzos. Este valor de Kc puede
disminuir durante el servicio lo cual aumenta la probabilidad de una fractura. En la
Figura 16 se muestra la disminución de la tenacidad a la fractura en un acero 2¼Cr-
1Mo expuesto a una temperatura de 450ºC luego de siete años de servicio. [21]
La ductilidad es un importante factor que afecta la sensibilidad a la entalla y la
interacción creep - fatiga, en la Figura 17 se observa el cambio de ductilidad [22]
(elongación y reducción de área) para un tubo T91 en servicio a alta temperatura.
El comportamiento de los metales sometidos a esfuerzos a alta temperatura
depende de la duración de los ensayos. En el diseño de los componentes se espera
una larga vida de servicio, lo cual no es posible ensayar en pruebas en tiempo real,
lo cual hace necesario extrapolar basándose en ensayos más cortos.
26
Figura 16. Cambio en la tenacidad a la fractura de un acero 2¼Cr-1Mo luego de siete años deservicio.
.
Figura 17. Cambio de ductilidad para un tubo T91 en servicio a alta temperatura
27
Los datos obtenidos en las diversas pruebas son interpretados, interpolados y
extrapolados con métodos estándar para evaluar el desempeño de las diferentes
aleaciones en tiempos reales de servicio. La extrapolación de datos es
especialmente difícil en ensayos a alta temperatura, ya que ocurren cambios en el
comportamiento del material conforme transcurre el tiempo a la temperatura de
servicio.
En las pruebas a alta temperatura, es necesario determinar la dependencia de la
resistencia última y el esfuerzo de fluencia respecto al tiempo de aplicación del
esfuerzo. Los tipos de pruebas más usadas para evaluar las propiedades
mecánicas de aceros a alta temperatura incluyen: [2]
- Ensayos a alta temperatura de corta duración
- Ensayos a alta temperatura de larga duración
- Ensayos de fatiga (Pruebas de fatiga térmica y choques térmicos)
- Ensayos de tenacidad y ductilidad
3.1 ENSAYOS DE CORTA DURACION
Las pruebas a alta temperatura de corto tiempo incluyen ensayos de tensión a alta
temperatura (según norma ASTM E21), ensayo para módulo de elasticidad (norma
ASTM E231), ensayo de compresión (norma ASTM E209), pruebas de pernos de
anclaje (norma ASTM E238) y ensayos de dureza a alta temperatura.
Las propiedades mecánicas determinadas en la prueba de tensión incluyen
resistencia última (UTS), esfuerzo de fluencia (Ys), porcentaje de elongación (%e) y
porcentaje de reducción de área (%RA). El ensayo de tensión debe ser realizado
con ratas de esfuerzo controladas debido a su efecto en las propiedades de tensión
a alta temperatura, como se observa en la Figura 18. Este efecto es mayor en la
resistencia ultima a tensión (UTS). [23]
28
Figura 18. Efecto de la temperatura y la rata de esfuerzo en la resistencia última para un acero2¼Cr-1Mo en estado recocido.
En el diseño de componentes de aceros de baja aleación expuestos a temperaturas
superiores a 370ºC (700ºC), el UTS y el Ys determinados a la temperatura de
servicio pueden ser usados de igual manera que en el diseño de componentes para
servicio a temperatura ambiente.
Los valores de resistencia última (UTS), esfuerzo de fluencia (Ys) y máximos
esfuerzos admisibles para temperaturas de 100 a 700ºC para los cinco aceros
ferríticos cromo molibdeno de baja aleación, de interés para el proyecto de
Corrosión a Alta Temperatura reportados por las normas ASME Sección I y II y API
530-96 se muestran en las Tablas 5, 6 y 7. La variación de estas propiedades con la
temperatura se observa en las Figuras 19, 20 y 21. [3] y [24]
Los ensayos de compresión y pruebas de pernos de anclaje pueden realizarse para
evaluar materiales y componentes sometidos a este tipo de solicitaciones a alta
temperatura.
Figura 19. Variación de la resistencia última en tensión (UTS) en función de la temperatura para aceros ferríticos ASTM A-335, según norma API RP 530 y Código ASME Secc. II.
Curvas de Resistencia Ultima en Tensión Vs Temperatura según norma API RP-530. Aceros Ferriticos ASTM A-335.
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Res
iste
nci
a U
ltim
a en
Ten
sió
n U
TS
(M
Pa)
1¼Cr-½Mo
2¼Cr-1Mo
5Cr-½Mo
9Cr-1Mo
9Cr-1Mo-V-Nb
Curvas de Resistencia Ultima en Tensión Vs Temperatura según Tabla U, Código ASME Sección II. Aceros Ferriticos ASTM A-335.
200
250
300
350
400
450
500
550
600
100 150 200 250 300 350 400 450 500 550
Temperatura ºC
Res
iste
nci
a u
ltim
a en
Ten
sió
n U
TS
(M
Pa)
1¼Cr-½Mo
2¼Cr-1Mo
5Cr-½Mo
9Cr-1Mo
9Cr-1Mo-V-Nb
Figura 20. Variación del esfuerzo de fluencia (Ys) en función de la temperatura para aceros ferríticos ASTM A-335, según norma API RP 530 y Código ASME Secc. II.
Curvas de Esfuerzo de Fluencia Vs Temperatura según norma API RP-530. Aceros Ferriticos ASTM A-335.
50
100
150
200
250
300
350
400
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo d
e fl
uen
cia
Ys
(MP
a)
1¼Cr-½Mo
2¼Cr-1Mo
5Cr-½Mo
9Cr-1Mo
9Cr-1Mo-V-Nb
Curvas de Esfuerzo de fluencia Vs Temperatura según Tabla Y1, código ASME Sección II.
Aceros Ferríticos ASTM A-335
100
150
200
250
300
350
400
100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600
Temperatura °C
Esf
uer
zo d
e fl
uen
cia
Ys
(MP
a)
1¼Cr-½Mo
2¼Cr-1Mo
5Cr-½Mo
9Cr-1Mo
9Cr-1Mo-V-Nb
Figura 21. Variación del máximo esfuerzo admisible (Se) en función de la temperatura para aceros ferríticos ASTM A-335, según norma API RP 530 y Código ASME Secc. II.
Curvas de Máximo Esfuerzo Admisible Vs Temperatura según norma API RP-530. Aceros Ferriticos ASTM A-335.
0
50
100
150
200
250
300
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Máx
imo
Esf
uer
zo A
dm
isib
le (
MP
a)
1¼Cr-½Mo
2¼Cr-1Mo
5Cr-½Mo
9Cr-1Mo
9Cr-1Mo-V-Nb
Curvas de Máximo Esfuerzo Admisible vs Temperatura según Tabla A,Código ASME Sección II. Aceros Ferríticos ASTM A-335.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura °C
Máx
imo
Esf
uer
zo A
dm
isib
le S
e (M
Pa)
1¼Cr-½Mo
2¼Cr-1Mo
5Cr-½Mo
9Cr-1Mo
9Cr-1Mo-V-Nb
32
Tabla 5. Valores de resistencia última UTS teóricos para aceros ferríticos ASTM A-335.Especificaciones normas API-530 y Código ASME Sección II. Resultados en MPa.
1¼Cr-½ Mo 2¼Cr-1 Mo 5Cr-½ Mo 9Cr-1 Mo9Cr-1 Mo
modificadoT °CAPI ASME API ASME API ASME API ASME API ASME
200 390 414 360 402 360 398 360 398 530 584300 410 414 390 402 350 391 340 391 520 573400 400 414 410 402 330 352 320 352 480 515500 340 384 380 402 280 316 270 316 400 461550 300 335 330 377 240 270 235 270 340 393600 240 260 195 190 280650 185 150 140 210
Tabla 6. Valores de esfuerzo de fluencia Ys teóricos para aceros ferríticos ASTM A-335.Especificaciones normas API-530 y Código ASME Sección II. Resultados en MPa.
1¼Cr-½ Mo 2¼Cr-1 Mo 5Cr-½ Mo 9Cr-1 Mo9Cr-1 Mo
modificadoT °CAPI ASME API ASME API ASME API ASME API ASME
200 175 175 185 185 175 178 175 178 380 377300 165 162 185 185 180 174 170 174 375 376400 155 149 185 184 170 159 160 159 355500 140 141 175 177 145 145 135 145 310550 130 130 160 163 125 115 120 115 270
Tabla 7. Valores de máximo esfuerzo admisible Se teóricos para aceros ferríticos ASTM A-335.Especificaciones normas API-530 y Código ASME Sección II. Resultados en MPa.
1¼Cr-½ Mo 2¼Cr-1 Mo 5Cr-½ Mo 9Cr-1 Mo9Cr-1 Mo
modificadoT °CAPI ASME API ASME API ASME API ASME API ASME
200 123 103 123 103 120 99 115 99 250 146300 110 103 125 103 117 98 113 98 250 143400 102 99 125 103 112 88 107 88 240 129500 93 94 115 103 90 40 91 51 205 99550 86 43 105 55 82 20 80 23 180 71600 77 92 69 67 145650 73 57 53 110
33
Los ensayos de dureza en caliente se usan para evaluar materiales sometidos a alta
temperatura y pueden aplicarse para calificar el material igual que se usa el ensayo
de dureza a temperatura ambiente. Los cambios de dureza en los aceros de baja
aleación como función del tiempo y la temperatura se emplean para estimar la
temperatura de operación del material evaluado, correlacionando la resistencia a la
tensión (a partir de dureza) y el Parámetro de Larson Miller. Esta correlación es
usada para calcular vida remanente de equipos a elevada temperatura. Ver Figura
22. [25]
Figura 22. Datos de ruptura para un material 2¼Cr-1Mo que muestran la dependencia con la dureza(UTS)
Para materiales ferríticos de baja aleación se obtienen diferentes valores de dureza
según la temperatura de austenización (sostenimiento) y de su composición al
enfriar en aire, producto del carácter autotemplable de estos materiales, obteniendo
mayor dureza al enfriar desde temperaturas superiores a 1000ºC (ver Tabla 8). Por
esta razón, a excepción de los tipo cromo molibdeno vanadio, estos aceros son
normalmente recocidos y no necesitan más tratamiento térmico excepto para relevar
esfuerzos luego de operaciones de soldadura. [2]
34
Muchos componentes son soldados para aplicaciones a alta temperatura, las
propiedades del metal de soldadura y la zona afectada por el calor (HAZ) pueden ser
evaluadas con los mismos ensayos aplicados al material base.
Tabla 8. Valores de dureza brinell obtenidos para materiales ferríticos con diferentes temperatura deaustenización
Dureza Brinell HBN
Material Recocido 760ºC 870ªC 955ºC 1010ºC1Cr-½Mo 137 149 149 181 1871¼Cr-½Mo 156 149 179 229 2232¼Cr-1Mo 140 149 235 311 3217Cr-½Mo 156 156 321 388 3889Cr-1Mo 163 170 269 388 388
3.2 ENSAYOS DE LARGA DURACION
Las pruebas a alta temperatura de largo tiempo sirven para evaluar los efectos del
creep. De todos los parámetros observados en la curva de creep, los más
importantes en aplicaciones de ingeniería son la rata de creep y el tiempo de ruptura.
Estos parámetros son determinados en los ensayos a alta temperatura de largo
tiempo que incluyen pruebas de esfuerzos de ruptura al creep (norma ASTM E139),
pruebas de ruptura de barras con entalla (norma ASTM E292). Además, pueden
incluirse pruebas de relajación (norma ASTM E328) para pernos sometidos a alta
temperatura.
Un esquema de la curva de creep obtenida a carga constante durante el tiempo se
observa en la Figura 23. En la curva se distinguen tres etapas que describen el
comportamiento y los cambios del material durante el ensayo. Los datos obtenidos
en la segunda etapa son los utilizados para especificaciones de diseño. Es
frecuente que valores de esfuerzo de rotura y datos de creep a largo tiempo (Ej.
100000h) se extrapolen de pruebas de corto tiempo. [26]
35
Para las aleaciones en las cuales la falla ocurre antes del inicio de la etapa de creep
terciario, se usan probetas con entalla en su sección transversal. Si el material es
sensible a la entalla, la probeta fallara en la entalla antes que falle en la sección lisa.
Figura 23. Curva o diagrama esquemático de una prueba de creep a carga y temperatura constante
El Creep o termofluencia se define como la deformación que sufre un material a
carga constante por la acción conjunta de la temperatura y el tiempo. [21]
Este fenómeno ocurre en los aceros sometidos a temperaturas cercanas o
superiores a 370ºC (700ºF). En general, se presenta a temperaturas ligeramente
superiores a la temperatura de recristalización del metal o aleación, temperatura a la
cual los átomos tienen suficiente movilidad originando un reordenamiento de la
estructura con el tiempo. Esto puede producir una excesiva deformación y ocasionar
una falla del material con esfuerzos menores a los determinados en los ensayos de
tensión a alta temperatura.
Existen temperaturas límites máximas de servicio para los diferentes materiales
según diferentes criterios de diseño o aplicaciones especificas. Cuando la rata o
grado de deformación del material es el factor limitante, el esfuerzo de diseño se
basa en la mínima rata de creep (creep secundario). El esfuerzo que produce una
36
especifica mínima velocidad o deformación de creep de una aleación en un tiempo
dado (Ej. 1% de creep en 100000h), se conoce como la resistencia limite de creep o
el esfuerzo límite. Cuando la fractura es un factor limitante, el esfuerzo de diseño se
basa en los valores de esfuerzo de rotura.
En la Tabla 9 se incluyen temperaturas máximas de servicio para cuatro criterios de
diseño en la industria petroquímica. [2]
Tabla 9. Temperaturas límites de servicio para aleaciones en la industria petroquímica. Se incluyencuatro criterios diferentes.
Criterio dediseño
Oxidación/Grafitización
Resistenciaen tensión
Rata de creep Esfuerzode ruptura
Material º C ºF º C ºF º C ºF º C ºFAcero al carbono 400-500 750-930 425 795 450 850 540 1000C-½Mo 550 1020 510 950 510 950 595 11001¼Cr-½Mo 565 1050 560 1040 510 950 - -2¼Cr-1Mo 580 1075 595 1105 540 1000 650 12009Cr-1Mo 650 1200 650 1200 - - - -Acero AISI 304 760 1400 815 1500 595 1100 815 1500Alloy C-276 - - - - 650 1200 1040 1900
Para un material determinado existe una relación entre temperatura, esfuerzo, y vida
del tubo. Para las condiciones de trabajo de hornos en general los tubos son
diseñados de forma que su vida esperada sea de 100000 horas (11.4 años). Si por
alguna circunstancia la temperatura o tensión a que esta sometido el tubo es mayor
a la de diseño, se producirá una rotura prematura por termofluencia del tubo no
alcanzando la vida útil prevista en el diseño del equipo.
Otro tipo de ensayo como complemento a los ensayos de creep, es el ensayo de
relajación de esfuerzos. La probeta es inicialmente deformada por una carga inicial y
luego el esfuerzo es medido en función del tiempo tal que el esfuerzo total
permanezca constante. Este ensayo es más difícil de realizar y de interpretar que un
corriente ensayo de creep, sin embargo es una propiedad importante a elevada
temperatura en el diseño de pernos y otros componentes de anclaje en vasijas a
presión.
37
La curva de relajación obtenida para un acero 9Cr-1Mo modificado se muestra en la
Figura 24, observándose el efecto de la deformación plástica inicial por los ciclos de
ablandamiento aplicados durante el ensayo a largo tiempo. [27] Los aceros al
carbono tienen un bajo esfuerzo de relajación, por lo que son usados solamente a
temperaturas inferiores a 370ºC.
Figura 24. Curva de relajación para un acero 9Cr-1Mo modificado observandose el efecto de los ciclos
de ablandamiento aplicados.
3.3 ENSAYOS DE FATIGA
A temperatura ambiente y en ambientes no agresivos la frecuencia en la aplicación
de la carga aplicada tiene mínimos efectos en la resistencia a la fatiga de muchos
metales. El ensayo de fatiga se realiza usualmente a una rata y en rango de esfuerzo
constante. El esfuerzo cíclico comienza en un valor inicial (cero) y va continuamente
de un valor máximo a un valor mínimo y luego retorna al valor inicial. El número de
ciclos de esfuerzo requeridos para la falla es conocido como la vida en fatiga. El
rango del esfuerzo cíclico aplicado es la principal variable que afecta el número de
ciclos para la falla en un ensayo de fatiga con esfuerzo controlado. [28]
38
El efecto de la frecuencia o número de ciclos, es mucho mayor por el incremento de
la temperatura o por ambientes agresivos. A alta temperatura, la resistencia a la
fatiga depende más del tiempo y la rata de aplicación del esfuerzo y no únicamente
del número de ciclos. Además la continua deformación bajo una carga aplicada
(creep) a alta temperatura afecta la propagación de las grietas de fatiga, este efecto
se conoce como la interacción de creep-fatiga, la cual reduce la resistencia a la
ruptura por creep y la vida de fatiga. [29]
La cuantificación de los efectos de esta interacción y la aplicación de su información
a los procedimientos de predicción de vida constituye el objetivo principal de las
pruebas de fatiga dependientes del tiempo. Estas pruebas son usadas para evaluar
el efecto de la frecuencia de la carga y el ambiente en el mecanismo de corrosión
fatiga.
Takashi Sugiura y otros, estudiaron el efecto del ambiente (aire) en la interacción
creep-fatiga para tres materiales 304SS, 2¼Cr-1Mo y 9Cr-1Mo modificado,
obteniendo reducción de vida en condiciones de fatiga a alta temperatura para los
tres materiales por efecto de la rata de esfuerzo y de las cargas ciclicas, mientras
que para el mecanismo de creep los materiales que presentaron mejor
comportamiento en su orden fueron el 9Cr-1Mo modificado, 2¼Cr-1Mo y por último
el 304SS. [30]
Las propiedades del material usadas para evaluar el daño por creep-fatiga incluyen :
deformación por creep (strain), esfuerzo de ruptura por creep, reducción de área,
bajos ciclos de fatiga, relación entre rango de deformación y rango de esfuerzo
cíclico, y limites del diagrama creep fatiga obtenido. [27]
El desempeño en creep-fatiga disminuye con la disminución de la ductilidad. Para
diversos aceros ferríticos, largos periodos de sostenimiento, cortos rangos de
deformación y baja ductilidad favorecen las fallas por creep, y cortos períodos de
39
sostenimiento, rangos de deformación intermedios y alta ductilidad en creep
favorecen fallas por interacción creep-fatiga. [26]
En años recientes los ensayos con choques térmicos han sido usados para
determinar el efecto de cambios bruscos de temperatura en las propiedades del
material, originando gradientes de temperatura que pueden inducir deformaciones
plásticas o agrietamiento. Los ciclos térmicos pueden causar agrietamiento por
fatiga igual que el causado por cargas cíclicas. Los ciclos térmicos resultan por
enfriamientos bruscos de los equipos durante las paradas de mantenimiento o por
enfriamientos de una superficie caliente con un refrigerante con baja temperatura.
Avances en análisis de elementos finitos y sistemas de prueba servohidráulicos
permiten analizar complejos ciclos térmicos y realizar ensayos de fatiga
termomecánica (TMF) bajo condiciones controladas. [2]
En algunos casos, cuando se presenta riesgo de ciclos térmicos en operación, los
aceros ferríticos de baja aleación proveen mejor resistencia que aceros austeníticos
inoxidables por sus propiedades de alta conductividad térmica y bajo coeficiente de
expansión.
3.4 ENSAYOS DE TENACIDAD Y DUCTILIDAD
Los aceros tienen adecuada tenacidad a temperatura ambiente y excelente
ductilidad a elevada temperatura. Sin embargo, severos mecanismos de
fragilización pueden ocurrir durante el servicio a alta temperatura. Los ensayos de
tenacidad y ductilidad son usados para evaluar dichos mecanismos.
Un método para evaluar la tenacidad es estimar la temperatura de transición de
dúctil a frágil de un material, ensayando probetas con entalla Charpy para varias
temperaturas. Los aceros son susceptibles a absorber menos energía de impacto
con la disminución en la temperatura de ensayo. Este cambio de energía es
40
acompañado por una transición de apariencia en la fractura de fibrosa (frágil) a
apariencia cristalina (dúctil). La temperatura a la cual cambia la apariencia de la
fractura se define como la temperatura de transición (FATT), define un cambio en el
modo de fractura causado por un mecanismo de corte, y es un concepto
comúnmente usado para medir la degradación de la tenacidad debido a la fragilidad
por revenido durante el servicio. [31]
Los valores de ductilidad obtenidos en probetas ensayadas hasta ruptura pueden ser
correlacionados con niveles de esfuerzo o vida antes de ruptura. En general,
probetas ensayadas a altos niveles de esfuerzo tiene corta vida antes de la ruptura y
tienen gran reducción de área comparadas con probetas ensayadas con bajos
niveles de esfuerzo.
La medida de la ductilidad (reducción de área) es un método empleado para
evaluar el efecto de los mecanismos de fragilización en el material. Así, los efectos
de la fragilidad por creep son reportados en términos de una ductilidad mínima en
los ensayos de ruptura por esfuerzo, mientras que la fragilidad por revenido se da en
términos de la temperatura de transición en el ensayo con la probeta Charpy. En la
Figura 25 se muestra el cambio en la energía de impacto de un material 2¼Cr-1Mo
por efecto de la fragilidad por revenido.[32]
La fragilidad por creep ocurre en el mismo rango de temperatura que la fragilidad
por revenido, pero no es reversible por tratamiento térmico. Durante el servicio a alta
temperatura, los aceros ferríticos de baja aleación pueden estar sujetos a
fragilización por revenido (temper embrittlement) a una temperatura de 474°C
(885°C), la fragilidad por creep se da en un rango de 425º a 595ºC.
También se ha desarrollado un nuevo método para evaluar daños por creep-fatiga
en aceros 9Cr modificado basados en la disminución de la ductilidad. [27]
41
Figura 25. Cambio en la curva de ensayo de impacto debido a la fragilidad por revenido, para un acero2¼Cr-1Mo
3.5 ENSAYOS EN PROBETAS DE DIMENSIONES MINIMAS (MINIATURA)
La evaluación de las propiedades de los materiales puede ser realizada en
“miniprobetas” maquinadas de pequeñas muestras retiradas de componentes en
servicio (ensayos no destructivos). Estas muestras son retiradas de zonas que
presentan daños severos, lo suficientemente grandes que representen el estado del
material y lo suficientemente pequeñas que permitan una fácil reparación. Este
método con probetas miniatura (3mm de diámetro y 13 mm de longitud) para
ensayos de creep, ha permitido evaluar el comportamiento en creep de cabezales
de calderas, tuberías, turbinas de gas y vapor, etc, siendo una técnica actualmente
usada para evaluación de vida en componentes de plantas industriales. [33] El
resultado observado en estas miniprobetas ha sido muy cercano al obtenido en
probetas estándar (12.8 mm de diámetro) para evaluar daños por creep y
propiedades mecánicas. Ver Figura 26.[21]
42
Figura 26. Comparación de datos de creep para probetas estándar y miniatura de un acero 1¼Cr-½Mo, en servicio durante 24 años.
3.6 PRESENTACION Y CORRELACION DE DATOS DE ENSAYOS A ELEVADA
TEMPERATURA
3.6.1 Presentación de datos
Ensayos de tensión (UTS y YS). Un método para comparar las propiedades
mecánicas de diferentes aceros es reportar la resistencia a elevada temperatura
como un porcentaje de la resistencia a temperatura ambiente, como se observa en la
Figura 27. [10]
Ensayos de creep. Existen cuatro métodos para presentar los mismos datos de
creep para un material, como se muestra en la Figura 28. En los tres primeros
métodos se relacionan el tiempo, el esfuerzo y el porcentaje de deformación por
creep (strain). El método d) es muy empleado para problemas de diseño en donde
se considera la deformación total (strain total) durante el tiempo. [10]
43
Figura 27. Relación de resistencia a elevada temperatura y a temperatura ambiente. a)Resistencia ala tensión UTS, b) Esfuerzo de fluencia Ys.
3.6.2 Correlación, Interpolación y Extrapolación de Datos
El desempeño de los aceros a elevada temperatura puede ser afectado por muchas
variables como tiempo, temperatura, esfuerzos y ambiente. Una variedad de
métodos ha sido desarrollada para correlacionar, interpolar y extrapolar datos de
propiedades mecánicas a alta temperatura.
Parámetro de Larson-Miller PLM. Es un parámetro usado para comparación e
interpolación entre datos de esfuerzos de ruptura. Es un factor que relaciona
esfuerzos, temperatura y estado de degradación (tiempo de ruptura) para diferentes
materiales; y se define por la siguiente ecuación: [34]
44
Figura 28. Análisis de datos de creep. Temperatura de ensayo 1000°F. Material 2¼Cr-1Mo. a) Tiempo vs.Deformación por creep, b) Deformación por creep vs. Esfuerzo, c) Tiempo vs. Esfuerzo, d) Curvas Esfuerzo vsDeformación total a tiempos constantes
Figura 29. Curva Log de esfuerzo vs. Parámetro de Larson Miller para material nuevo y usado.
45
PLM= (T+460)(C+Log tr) x 10-3 ;T en Grados ºF
PLM= (T+273)(C+Log tr) x 10-3 ;T en Grados ºC
Donde : T= Temperatura de ensayo o de operación, C= Constante del material con
un valor aproximada de 20 para aceros de baja aleación y tr= tiempo de rotura en
horas.
Para su determinación se utilizan los valores obtenidos en el ensayo de creep. Del
ensayo de creep se toman tres pruebas realizadas a tres temperaturas y esfuerzos
diferentes y se calcula el PLM para cada uno de ellos. Con los datos de varios
esfuerzos y temperaturas, se realiza la curva en términos de Logaritmo de esfuerzo
vs. Parámetro de Larson Miller, según la Figura 29. Se observa que la resistencia al
creep se reduce significativamente por el uso a elevada temperatura. Usando un
esfuerzo calculado para el material en estudio, se lee un PLM y se calcula el tiempo
aproximado de ruptura. [21]
Se anexan las curvas tomadas de la norma API 530 usadas en el diseño de tubos
para servicio a elevada temperatura, que muestran los esfuerzos admisibles
elásticos y de ruptura, esfuerzos de tensión y de fluencia, temperatura límite de
diseño y las Curvas del Parámetro Larson Miller. [3] Se incluyen solamente las
figuras de interés para los materiales de la norma ASTM A 335, 1¼Cr-½Mo (Figura
4D), 2¼Cr-1Mo (Figura 4E), 5Cr-½Mo (Figura 4G), 9Cr-1Mo (Figura 4J) y 9Cr-1Mo
modificado (Figura 4K).
Extrapolación de datos de Creep y Ruptura. En la construcción de diversas plantas
industriales, los componentes han sido diseñados, en muchos casos, para vidas de
servicio mucho mayores que los datos de creep y resistencia disponibles. Esto hace
necesario predecir los requerimientos de esfuerzo y temperatura para largos
periodos de diseño basados en ensayos de corta duración. Así, plantas que operan
a elevada temperatura pueden tener vidas de diseño de 30 a 40 años (260.000 –
46
350.000h), mientras que los datos de creep disponibles para ciertas aleaciones de
interés a veces no superan las 50000h de ensayo. También es muy común que
valores de esfuerzo de ruptura y ensayos de creep de larga duración (Ej. 100000h)
son a menudo extrapolados de pruebas de corta duración, o determinados
directamente de probetas en miniatura retiradas de los componentes que operan a
alta temperatura. [33]
La predicción en el desempeño de los equipos a largo tiempo se dificulta por la
complejidad de los esfuerzos a los cuales esta sometido, cargas cíclicas, cambios
de temperatura, cambios microestructurales o perdida de material por mecanismos
de corrosión. Debido a todos estos factores, diferentes métodos que correlacionan
datos de ruptura de creep usando ecuaciones paramétricas han sido desarrollados
desde hace varias décadas atrás.
Los métodos paramétricos más comúnmente usados son Larson-Miller (LM), Orr-
Sherby-Dorn (OSD), Manson-Haferd (MH), Goldhoff-Sherby (GS) y White-LeMay
(WL). [35]. Estos métodos, al igual que el de Larson Miller (visto anteriormente),
relacionan tiempo, temperatura y esfuerzo, y se diferencian en las constantes y en las
curvas obtenidas para cada material. Tales procedimientos son de mucho valor para
la interpolación de datos de creep y para minimizar los efectos de la inevitable
dispersión de datos experimentales en la predicción de las mejores condiciones de
esfuerzo y temperatura, requeridas en el diseño de los equipos para largo tiempo de
servicio.
Respecto a datos de creep-fatiga, Gary Halford realizó una revisión cronológica
(desde 1940) y la clasificación de los diferentes métodos desarrollados por
diferentes investigadores para la predicción de vida de elementos sometidos a
condiciones de creep fatiga a alta temperatura. [36]
47
Además, existen otros métodos para extrapolar valores de ductilidad en ruptura a
partir de ensayos de corta duración, para estimar vida de fatiga en función del
tiempo, etc. [19], [25], [27], [30] y [32]
3.7 OTRAS PROPIEDADES A ALTA TEMPERATURA
3.7.1 Conductividad Térmica
Otra propiedad de importancia para uso de estos aceros a elevada temperatura es
la conductividad térmica del material. El efecto de la composición química y la
temperatura se muestra en la Figura 30. Esta propiedad decrece en todos los
materiales respecto a los aceros al carbono que tienen la mayor conductividad
térmica, y la diferencia entre la conductividad térmica de los diferentes materiales
disminuye con el incremento de la temperatura. La presencia de elementos de
aleación (Cr, Mo) en el material disminuyen su conductividad, razón por la cual los
aceros ferríticos muestran un mayor valor de Conductividad Térmica respecto a los
aceros inoxidables. Sin embargo, a temperaturas mayores a 700ºC esta propiedad
es similar para todos los materiales. [10]
3.7.2 Expansión térmica.
Esta propiedad se incrementa con el aumento de la temperatura, pero la magnitud
de la expansión depende de los elementos de aleación, siendo menor para los
aceros aleados en comparación con los aceros al carbono, según la Figura 31. [10]
Los aceros ferríticos presentan menores coeficientes de expansión térmica lineal
(incremento en longitud) respecto a los aceros austeníticos, presentando mejor
desempeño en condiciones de ciclos térmicos en operación, según la Tabla 10. [12]
48
Figura 30. Conductividad térmica de varios aceros entre temperatura ambiente y 800ºC.
Figura 31. Coeficientes de expansión térmica para varios aceros en función de la temperatura.
49
Tabla 10. Coeficientes promedio de expansión térmica lineal (ºFx106) para aleaciones a diferentestemperaturas.
Temperatura º F
Material 400 600 800 1000 12001Cr-½Mo 6.82 7.23 7.53 7.8 8.112¼Cr-1Mo 6.82 7.23 7.53 7.8 8.115Cr-½Mo 6.31 6.76 6.96 7.26 7.379Cr-1Mo 6.31 6.76 6.96 7.17 7.318Cr-8Ni 9.6 9.75 10.05 10.3 10.4725Cr-12Ni 8.84 9.28 9.47 9.68 9.88
3.7.3 Temperaturas de transformación.
En la Tabla 11 se especifican las diferentes temperaturas de transformación para el
calentamiento y enfriamiento de los diferentes materiales a tener en cuenta en los
tratamientos térmicos. [12]
Tabla 11. Temperaturas de transformación en grados Farenheit para aleaciones cromo molibdeno conratas de calentamiento y enfriamiento especificas.
En calentamiento En enfriamientoMaterial Ac1 Ac3 Ar3 Ar1
1Cr-½Mo 1360 1630 1590 12951¼Cr-½Mo 1430 1635 1550 12852¼Cr-1Mo 1480 1600 1510 13305Cr-½Mo 1505 1620 1445 13259Cr-1Mo 1490 1580 1420 1320
Rata de enfriamiento 50ºF por hora Rata de calentamiento 250ºF por hora
4. FACTORES QUE AFECTAN LAS PROPIEDADES MECANICAS
Los aceros Cr-Mo tienen un gran desempeño en componentes a alta temperatura.
Por sus mejores propiedades térmicas comparados con los aceros austeniticos, son
menos susceptibles a fallas por fatiga inducidas por cargas termo mecánicas. Sin
embargo, con el continuo servicio de los equipos, el incremento en los ciclos y en las
temperaturas de operación, el riesgo de fallas relacionadas con fatiga en este tipo
de aceros se incrementa.
A temperaturas menores a 370°C (700°F) y con bajos ciclos de fatiga, los aceros de
baja aleación Cr-Mo con buenas propiedades de tensión y ductilidad muestran una
buena resistencia a la fatiga. Sobre estas temperaturas, la resistencia a la fatiga es
afectada por la temperatura, la rata de esfuerzo, los ciclos de carga y el ambiente de
servicio.
Los factores que afectan las propiedades mecánicas en general de los aceros
ferríticos incluyen la naturaleza de los mecanismos de endurecimiento, el tratamiento
térmico, la microestructura y la composición química de la aleación.
Además, varios factores de servicio como la exposición a alta temperatura y las
condiciones del ambiente pueden inducir cambios metalúrgicos, los cuales afectan
las propiedades mecánicas de los materiales usados a elevada temperatura. Estos
cambios metalúrgicos incluyen esferoidización, grafitización, decarburización y
carburización.
Tecnología de MaterialesACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
51
4.1 EFECTO DE LOS MECANISMOS DE ENDURECIMIENTO
La resistencia al creep de un acero es afectada por mecanismos de endurecimiento
como refinamiento de grano, endurecimiento por solución sólida, endurecimiento por
precipitación y endurecimiento secundario. De estos mecanismos de
endurecimiento, quizás el refinamiento de grano es el mas especial porque también
incrementa la tenacidad del material. En general, con un incremento en el tamaño de
grano, se incrementa la resistencia a la ruptura por creep, mejor solubilidad de
carburos y disminuye la ductilidad. Este efecto es inverso para materiales con
tamaño de grano muy grande o muy bajas temperaturas de creep.
La resistencia al creep de los aceros cromo molibdeno se debe principalmente a la
combinación de los efectos de la solución sólida y la precipitación como se ilustra en
la Figura 32. [2] En la primera etapa del creep, la solución sólida es el principal factor
que contribuye a la resistencia al creep. Al transcurrir el tiempo, la precipitación de
los carburos (inicialmente Mo2C) aumenta esta resistencia, disminuyendo con mas
tiempo por el efecto del crecimiento de los carburos.
Estos dos mecanismos se hacen inestables a alta temperatura. En el
endurecimiento por solución sólida, el aumento de la temperatura incrementa la rata
de difusión de los átomos de soluto alrededor de las dislocaciones y al mismo
tiempo su dispersión, facilitando el movimiento de las dislocaciones. En el
endurecimiento por precipitación, el aumento excesivo de la temperatura puede
causar una disolución de los precipitados. A temperaturas intermedias, los
precipitados pueden crecer y permitir un mayor movimiento de las dislocaciones.
Altos esfuerzos y altas cargas cíclicas (fatiga) pueden llevar a un acelerado
relajamiento del material.
52
Para favorecer el efecto del endurecimiento por precipitación en los aceros cromo
molibdeno se adicionan elementos como Niobio y Vanadio, que le dan las
excepcionales características al acero 9Cr-1Mo modificado. La estabilidad de los
carburos aumenta en el siguiente orden de elementos de aleación: cromo,
molibdeno, vanadio y niobio. Finos carburos precipitados de NbC y VC dispersos
homogéneamente en la matriz, son convenientes junto con otros carburos. Con el
endurecimiento por precipitación se obtiene un incremento en la dureza y resistencia
del material acompañado de una menor ductilidad y tenacidad.
El efecto del endurecimiento por precipitación en aceros cromo molibdeno
resistentes al creep se conoce también como endurecimiento secundario, este
efecto se induce en los aceros con la adición de elementos formadores de carburos
como Cr, Mo y V, para aumentar la resistencia (dureza) durante la exposición a
elevada temperatura. Los aceros ferríticos cromo y molibdeno son usados en
recipientes a presión y reactores que operan a temperaturas alrededor de 540°C
(1100°F) porque los carburos crecen lentamente a estas temperaturas.
Sin estos elementos de aleación, los aceros al carbono se relajan rápidamente con
el incremento de la temperatura. Este relajamiento o perdida de dureza es mayor
debido al rápido crecimiento de la cementita al elevar la temperatura. Si en el acero
hay suficiente cantidad de elementos formadores de carburos, además de retardar el
crecimiento, se forma una fina dispersión de carburos que aumenta la dureza con el
incremento de la temperatura (endurecimiento secundario). Así, elementos como V y
Ti dan mayor estabilidad en el material bajo condiciones de creep porque interactuan
más fuertemente con el carbono comparados con los elementos normales de Cr y
Mo. [11]
Este endurecimiento a elevada temperatura se relaciona con una mayor resistencia
al creep, como se muestra en la Figura 33.
53
Figura 32. Cambios en resistencia al creep. Temperatura 550°C. a) Acero al molibdeno normalizado
b) Acero al molibdeno normalizado y revenido.
Figura 33. Relación entre la rata de creep y el cambio en la dureza.
54
4.2 EFECTO DEL TRATAMIENTO TERMICO
Respecto a tratamientos térmicos, este tipo de aceros se usa generalmente en
estado recocido o normalizado y revenido según su desempeño. La microestructura
bainitica ofrece mayor resistencia al creep a altos esfuerzos a corto tiempo pero se
degrada más rápidamente a alta temperatura comparada con la estructura perlitica,
por lo que materiales con fases ferrita-perlita tienen buena resistencia al creep a
bajos esfuerzos y a mayores tiempos de exposición.
El tipo de tratamiento térmico es un factor determinante a la hora de evaluar el
desempeño de un material. Como se observa en la Figura 32 es muy diferente la
influencia de los mecanismos de endurecimiento (Por solución sólida y precipitación)
dependiendo del tratamiento térmico. En el acero normalizado, inicialmente el
endurecimiento por solución sólida aumenta la resistencia al creep, mientras que en
el acero normalizado y revenido es mayor el efecto del endurecimiento por
precipitación, alcanzando un máximo que con el tiempo disminuye afectando
desfavorablemente la resistencia al creep. En conclusión, se observa que con largos
tiempos de servicio la resistencia total es mayor en el acero normalizado respecto al
acero en estado revenido.
Para un nivel de esfuerzo dado, la bainita revenida presenta mayor resistencia al
creep respecto a una estructura de martensita revenida o ferrita-perlita para
temperaturas hasta 565ºC y tiempos de 100000h. Considerando la vida de ruptura y
la rata de creep, por ejemplo para un acero 2¼Cr-1Mo en estado templado y
revenido puede resistir mayores esfuerzos que un material recocido, como se mostró
en la Figura 5. [10]
En última instancia, el balance de la dureza (resistencia) y la tenacidad requerida en
servicio, es el que determina las condiciones de tratamiento térmico para un acero
en una aplicación especifica. Por ejemplo, W. Jones , estudia los efectos de
55
diferentes tratamientos térmicos en el desempeño de un acero 9Cr-1Mo modificado,
comparado con un acero 9Cr-1Mo normal, y concluyen que el acero modificado
normalizado y revenido con estructura martensitica tiene excelente desempeño bajo
condiciones de creep a temperaturas de 650°C, pero tiende a una rápida
degradación bajo condiciones de fatiga a elevada temperatura comparado con un
acero 9Cr-1Mo normal. [7]
4.3 EFECTO DE LA MICROESTRUCTURA
La resistencia de un material a elevada temperatura es afectada fuertemente por su
microestructura. Los aceros al carbono y carbono molibdeno son usados en
condición de trabajado en caliente, normalizado o en estado recocido, mientras que
los aceros cromo molibdeno son recocidos o normalizados y revenidos, pues estos
aceros tienen buena templabilidad en aire [4]. Además, el efecto de la precipitación
de los diferentes carburos es un importante factor microestructural a tener en cuenta
para el óptimo desempeño bajo condiciones de creep.
La microestructura puede influenciar la precipitación de los carburos y los
mecanismos de endurecimiento de los aceros cromo molibdeno. Por ejemplo, según
Ishiguro, Klueh y Swindeman, en un acero 2¼Cr-1Mo normal, las reacciones de
precipitación ocurren más rápido en una estructura bainítica comparada con una
estructura de ferrita proeutectoide [11] y [37]. Además, el endurecimiento por
solución sólida en la estructura bainítica se debe a la interacción cromo carbono,
mientras que en la estructura de ferrita proeutectoide es por la interacción carbono
molibdeno. También se observa que el endurecimiento por solución sólida del acero
2¼Cr-1Mo modificado (con V -Ti - B) ocurre por la interacción entre el Carbono y el
Vanadio y/o el Titanio. Esta diferente interacción se observa en los carburos
precipitados (formas, tamaños) y en la subestructura de dislocaciones presente y
explica la diferencia en las propiedades a alta temperatura para los dos materiales.
56
Así, la mayor tenacidad del material modificado es el resultado de la fina
microestructura producida por el tratamiento térmico y los carburos de vanadio
precipitados en las dislocaciones.
Como se ha visto, la resistencia y la tenacidad de los aceros cromo molibdeno con
microestructura totalmente bainítica es mayor comparada con una microestructura
ferrita-bainita, aunque con largos tiempos de servicio por efecto de la esferoidización
convergen hacia una similar resistencia al creep. Sin embargo, según estudios de
W. Jones, J. Handrock, R. Swindeman y S. Kim en aceros ferríticos de baja aleación,
estas excelentes propiedades para materiales con estructuras revenidas (bainiticas
y martensiticas), pueden sufrir una mayor degradación en condiciones de cargas
cíclicas (fatiga) comparadas con estructuras en estado normalizado o recocido. [4],
[7] y [38].
4.4 EFECTO DE LA COMPOSICIÓN QUIMICA
Las propiedades mecánicas de los aceros de baja aleación son determinadas
inicialmente por la composición y el tratamiento térmico. La resistencia al creep
puede ser mejorada con la adición de ciertos elementos de aleación, como
molibdeno, vanadio, niobio o tungsteno los cuales forman carburos estables o
compuestos intermetalicos que dan mayor dureza y hacen mas lento el
ablandamiento o relajación a alta temperatura. Como ejemplo, en la Figura 34 se
muestra la gran diferencia en las propiedades de tenacidad en cuanto a temperatura
de transición y energía absorbida entre un acero 2¼Cr-1Mo normal y el mismo
material modificado con Vanadio, Titanio y Boro. [11]
Los efectos de los diferentes elementos de aleación en las propiedades mecánicas
de los aceros ferríticos de baja aleación cromo molibdeno son los siguientes:
Carbono
57
Este elemento incrementa la resistencia y la templabilidad del acero a temperatura
ambiente pero diminuye la soldabilidad y la tenacidad al impacto. Para aceros
carbono-molibdeno para elevada temperatura, el porcentaje de carbono se limita
hasta un 0.2%, y en algunos casos alcanza porcentajes hasta 0.35%. Para aceros
que contienen cromo, el contenido de carbono es benéfico en pequeñas cantidades
con un porcentaje máximo de 0.15%. El carbono incrementa la resistencia a la
tensión obtenida en los ensayos de corta duración, pero afecta la resistencia al
creep a temperaturas superiores a 540ºC (1000ºF) porque los carburos pueden
comenzar a esferoidizarse a tales temperaturas. [12]
Manganeso
Su principal función es prevenir la fragilidad en caliente al formar inclusiones
dispersas en la matriz de sulfuro de manganeso, además mejora el efecto del
nitrógeno en el incremento de la resistencia de aceros al carbono a elevada
temperatura. También mejora la templabilidad, pero contribuye a la fragilidad por
revenido.
Fósforo y azufre
Son considerados elementos indeseables porque reducen la ductilidad del acero a
elevada temperatura. Esta reducción en la ductilidad se observa por la disminución
en el esfuerzo de rotura y el desempeño en condiciones de fatiga térmica. Además
el fósforo contribuye a la fragilidad por revenido.
Silicio
Incrementa la resistencia del acero a elevada temperatura, además la resistencia a
la oxidación de los aceros de bajo cromo en aire a alta temperatura. También es un
elemento que contribuye con la fragilidad por revenido.
58
Cromo
Este elemento en pequeñas cantidades (más de 0.5%) es un estabilizador y
formador de carburos, disminuye la grafitización y evita la esferoidización. En
mayores cantidades (más de 9%) incrementa la resistencia del acero a la corrosión
(oxidación), además afecta la templabilidad.
El efecto del cromo en la resistencia al creep de los aceros ferríticos es complejo.
Por si solo, el cromo muestra un pequeño incremento en la resistencia al creep,
aunque el incremento del porcentaje de cromo en los aceros de bajo carbono no
aumenta la resistencia a la deformación a elevada temperatura. Cuando se adiciona
junto con molibdeno, el cromo generalmente produce reducción de la resistencia al
creep para adiciones mayores a 2%, como se observa en la figura 35; sin embargo
para temperaturas superiores a 1000ºF el cromo es esencial para una mejor
resistencia a la oxidación. Así, para un contenido de Molibdeno de 0.5%, el
porcentaje óptimo de Cromo va hasta un 2%, mientras que para un porcentaje de
molibdeno de 1.0%, la óptima resistencia al creep se alcanza para un contenido de
2.25% de Cromo. Esto explica un poco las excelentes propiedades y el desarrollo
que ha alcanzado el acero 2¼Cr-1Mo para desempeño a alta temperatura.
El efecto del contenido de cromo en la resistencia a la tensión y el esfuerzo de
fluencia se muestra en la Figura 36 en aceros con porcentajes de molibdeno de 0.5 a
1.0%, mostrando su mejor desempeño con un porcentaje de cromo hasta 2.25%, con
mayores cantidades no se observa un efecto marcado en la resistencia mecánica, su
efecto es en la resistencia a la oxidación. [13]
Asi, para servicio a temperaturas menores a 550°C no es necesario tener
porcentajes de Cr de 9% a 12% como se usa normalmente. [10]
59
Figura 34. Comparación de propiedades de impacto para el acero estándar 2¼Cr-1Mo y elmodificado.
Figura 35. Efecto del contenido de cromo en la resistencia al creep de diferentes aceros conpequeños porcentajes de molibdeno, silicio y aluminio, a una temperatura de 540ºC (1000ºF).
60
Molibdeno
Este elemento de aleación es esencial en los aceros ferríticos para la resistencia al
creep requerida a temperaturas por encima de 450ºC (840ºF). Pequeñas adiciones
de molibdeno (0.1% a 0.5%) aumentan la resistencia de estos aceros a la
deformación a elevada temperatura, y reduce y previene la fragilización. A mayor
contenido de manganeso y cromo, es mayor la cantidad de Mo que se requiere para
minimizar esta fragilización.
Mayor resistencia al creep se obtiene por incremento del porcentaje de molibdeno
por encima de 1.0% como se observa en la Figura 37, pero con una mayor reducción
en la ductilidad. [12] Es estabilizador de carburos y previene la grafitización. Para
ciertos rangos de esfuerzo y temperatura, la disolución del carburo de hierro y la
simultánea precipitación de carburo de molibdeno Mo2C causan endurecimiento de
estos aceros de baja aleación.
Vanadio
El vanadio en porcentajes de 0.2% incrementa la resistencia a elevada temperatura
por la formación de carburos estables dispersos finamente en la matriz, además
retarda el crecimiento de los carburos a alta temperatura. En la Figura 38 se
observa el efecto combinado del vanadio con el molibdeno en el aumento de la
resistencia al creep para temperaturas mayores a 750ºF. [13]
También mejora la resistencia al revenido en aceros de alto carbono y la resistencia
al ataque por hidrogeno, pero puede promover el agrietamiento en caliente. [4]
Niobio (Nb o Cb)
Su principal función es disminuir el carácter autotemplable (air hardening) de los
aceros al cromo y mejorar las propiedades de resistencia al creep a elevada
temperatura. En la figura 39 se observa el efecto del niobio (Cb) junto con el
molibdeno en la resistencia al creep a diferentes temperaturas en aceros con
porcentajes de cromo de 4 a 6%. [13]
61
a)
b)
c)
Figura 36. Efecto del contenido de cromo en la resistencia a elevada temperatura. a) Esfuerzo detensión. b) Esfuerzo de fluencia. c) Ruptura en 10000 h.
62
Figura 37. Efecto del contenido de molibdeno en la resistencia al creep. Temperatura 540ºC.
Figura 38. Efecto en la resistencia al creep del vanadio (V) y su efecto combinado con el molibdeno en aceroscon 4 al 6% de cromo.
35
70
105
140
0 0.5 1 1.5 2
% de Molibdeno
Res
iste
ncia
al c
reep
, M
Pa
Normalizado
Normalizado yrevenido
63
Figura 39. Comparación del efecto del molibdeno y el niobio en la resistencia al creep para 100000 ha diferentes temperaturas.
Figura 40. Efecto del Boro en la templabilidad de un acero 2¼Cr-1Mo normal comparado con elmodificado
64
Titanio
En porcentajes de 0.02% es un elemento que actúa en el refinamiento del tamaño de
grano en los aceros ferríticos aumentando su tenacidad y junto con el vanadio,
aumenta la resistencia al agrietamiento por alivio de tensiones y la estabilidad de los
carburos a elevada temperatura comparado con los carburos de cromo. Según
Ishiguro et al., a largo tiempo las propiedades mejoran por la mayor estabilidad de
los carburos de vanadio (V4C3) y de titanio (TiC) respecto a los carburos ricos en
cromo (Cr7C3). [37]
Tungsteno (W)
Tiene un comportamiento similar al molibdeno y al vanadio para mejorar la
resistencia a alta temperatura estabilizando carburos, formando compuestos
intermetálicos o retardando la recristalización. Muestra un buen desempeño en
aplicaciones nucleares, tendiendo a reemplazar al molibdeno en estos ambientes a
elevada temperatura, mejorando la soldabilidad y tenacidad de los aceros Cr-Mo. [4]
En aceros cromo molibdeno modificados con tungsteno W para aumentar la
resistencia al creep, los mecanismos de endurecimiento cambian según la
temperatura. Se ha observado que a temperaturas de 600°C, el efecto del
endurecimiento ocurre inicialmente por la precipitación de Fe2(W,Mo) durante el
proceso de creep; hasta 650°C hay crecimiento de las partículas de Fe2(W,Mo) y
para más de 700°C contribuye por efecto de endurecimiento por solución sólida. [39]
Boro
Su efecto en las propiedades de los aceros ferríticos ha sido estudiado por
investigadores como R. Klueh, R. Swindeman y T. Ishiguro. Es adicionado en
mínimos porcentajes (0.002%) para incrementar la templabilidad, permitiendo
obtener microestructuras completamente bainiticas en secciones de mayor espesor
luego de un tratamiento térmico de templado y revenido con ratas de enfriamiento
lentas (10ºC/min). La diferencia en la templabilidad por efecto del Boro se observa
en el Diagrama de Transformación por enfriamiento continuo (CCT) de la Figura 40
65
para el acero 2¼Cr-1Mo. En el acero estándar, se evita una estructura ferrítica con
velocidades de enfriamiento cerca de 150 a 200ºC/min, mientras que el acero
modificado con Boro puede enfriarse con velocidades de 8 a 10ºC/min sin formación
de ferrita. [11] y [37]
Como efectos negativos, el Boro puede causar fragilidad en caliente y afectar la
tenacidad.
En el estudio del efecto de los diferentes elementos de aleación, diversos
investigadores actualmente siguen determinando cuáles ofrecen las mejores
propiedades a elevada temperatura. Ishiguro y colaboradores, determinaron que un
acero 2¼Cr-1Mo con adiciones de 0.2% de V y 0.03% de Nb tiene propiedades de
tensión, creep e impacto comparables o superiores que el mismo acero con 0.2% de
V, 0.02% de Ti y 0.002% de B. La diferencia entre los dos aceros es la insuficiente
templabilidad que muestra el acero con niobio, por la falta de boro.
Otro investigador, V. Sikka ha demostrado que el acero 9Cr-1Mo modificado con
0.2% de V y 0.06% de Nb, tiene mejores propiedades que un acero con solo
vanadio, concluyendo que los aceros cromo molibdeno con excelentes propiedades
a elevadas temperaturas (650°C) son los que contienen adiciones de Vanadio y
Niobio para mayor resistencia, Boro para la templabilidad y porcentajes mayores al
5% de Cromo para la resistencia a la oxidación. [15]
Actualmente, T. Hasegawa y colaboradores, investigan la influencia de mínimas
adiciones de Nitrógeno N y Tantalio Ta en el mejoramiento de las propiedades
mecánicas y de creep en el acero 9Cr-2W-0.2V-Ta comparado con el material de
9Cr-1Mo modificado estudiado por V. Sikka. [40]
Han observado que la resistencia al creep se incrementa con los contenidos de Ta y
N, independiente del proceso de fabricación (Condición normalizada o proceso
controlado termomecánicamente). Este incremento es atribuido a la distribución
uniforme de los finos precipitados de carburos y nitruros de tantalio y vanadio (Ta,V)
66
(C,N). También ha demostrado una igual o mejor tenacidad debido a su fino tamaño
de grano austenítico.
Investigadores franceses reportan el desempeño de aceros con 9-12Cr,0.5-1Mo y
adiciones de W, Nb; V ferritico-martensíticos envejecidos térmicamente entre 400 a
550°C. En el rango de 400 a 450°C, el incremento en el porcentaje de Cr de 9 a 12%
es perjudicial en las propiedades de impacto, mientras de 500 a 550°C el aumento
en el contenido de Mo y W afecta dichas propiedades. Esto se correlaciona con la
ocurrencia de una fractura intergranular inducida por la precipitación de una fase
Laves frágil. [41]
4.5 EFECTO DE LOS CAMBIOS METALURGICOS POR EXPOSICION A ALTA
TEMPERATURA
La temperatura de servicio a la cual esta sometido el acero a elevada temperatura
puede generar un tratamiento térmico el cual produce cambios microestructurales
causando cambio en las propiedades del material. Usualmente los aceros no
muestran un cambio significativo del tamaño o forma de los granos, pero pueden
ocurrir cambios estructurales dentro de los mismos. Inicialmente, la resistencia y la
dureza puede incrementarse y posteriormente por cambios en la estructura causar un
progresivo deterioro de la resistencia del material, afectando negativamente la
resistencia al creep.
La prolongada exposición de los aceros de baja aleación a temperaturas superiores
a 427°C (800°F) puede producir diversos mecanismos de deterioro en la
microestructura el material. Como cambios típicos se pueden incluir desarrollo de
subestructuras y precipitación (revisada anteriormente), cavitación por creep,
esferoidización y/o cambios y crecimiento de carburos, y el menos común la
grafitización.
67
El servicio a elevada temperatura de los aceros ferríticos cromo molibdeno puede
contribuir al fenómeno del envejecimiento (again), el cual es determinado por los
complicados procesos de precipitación de carburos que ocurren en este tipo de
aceros según su microestructura (tratamiento térmico) [9]
La exposición térmica por largo tiempo es uno de los principales factores de servicio
que afectan las propiedades mecánicas debido al cambio de la estructura
metalúrgica del material. Por ejemplo, una matriz ferrítica puede tener inicialmente
granos finos o gruesos, y los carburos de morfología laminar o completamente
esfeoidizada. Con el paso del tiempo, la estructura tiende lentamente a un estado
más estable. Así, cuando se incrementa el tamaño de grano ferrítico, los carburos
pueden esferoidizarse y la estructura tender hacia una condición grafitizada con
largos e irregulares nódulos de grafito en una matriz ferrítica y algunos carburos
remanentes.
Los cambios metalúrgicos que afectan las propiedades mecánicas de los materiales
usados a elevada temperatura incluyen esferoidización, grafitización,
decarburización y carburización, entre los más relevantes.
Esferoidización
La esferoidización de los carburos en un acero ocurre con el tiempo debido a que la
microestructura esferoidizada termodinámicamente es la más estable en este tipo
de materiales. Esta esferoidización reduce la resistencia e incrementa la ductilidad.
Por ejemplo, el esfuerzo de ruptura para una estructura esferoidizada es con el
tiempo, la mitad del requerido para una estructura normalizada.
La velocidad de esferoidización depende de la microestructura inicial. El fenómeno
es más lento en estructuras perliticas, especialmente con mayores espacios
interlaminares. La esferoidización es más rápida si los carburos están inicialmente
68
como partículas discretas, como en la bainita, e incluso ser de mayor velocidad en
estructuras inicialmente martensíticas.
Grafitización
Es un cambio microestructural que a veces ocurre en aceros al carbono o de baja
aleación expuestos a moderadas temperaturas por largos períodos de tiempo. La
microestructura de los aceros al carbono y carbono molibdeno usados para servicio
a alta temperatura esta compuesta normalmente de perlita, la cual es una mezcla de
ferrita con carburo de hierro (cementita). La grafitización resulta de la
descomposición de la perlita en una estructura de mayor equilibrio de hierro y grafito.
Así, este cambio microestructural tiende a darse en estos materiales si son
expuestos por largo tiempo a temperaturas superiores a 455°C (850°F).
Este fenómeno puede causar fragilización en los componentes, especialmente
cuando las partículas de grafito se alinean en zonas sometidas a esfuerzos,
resultando fallas prematuras en componentes sometidos a presión por cambio en las
propiedades del material. Cuando las partículas de grafito se distribuyen al azar en
la microestructura causan una moderada disminución de resistencia. Este fenómeno
es muy poco usual en aceros con mas de 0.7% de Cr y 0.5% de Mo, lo cual da buena
resistencia a elevada temperatura y a la fragilidad por revenido.
La grafitización y la formación de carburos esferoidales (esferoidización) son
mecanismos que compiten en la descomposición de la perlita. La velocidad de
degradación depende de la temperatura, la composición y la microestructura en
ambos mecanismos. Un incremento en la temperatura favorece la esferoidización en
tiempos más cortos como se observa en la Figura 41. [2] La grafitización es más
usual a temperaturas menores a 550°C con prolongada exposición (mas de 1000h) y
la esferoidización por encima de esta temperatura y con tiempos más cortos. Debido
al potencial efecto de fragilización o agrietamiento, la grafitización es de mayor
interés y estudio que la esferoidización. Fould y Viswanathan describen las
69
características y cinética de la grafitización, revisan la experiencia de laboratorio y en
campo, y dan los principales parámetros a tener en cuenta en la evaluación y estudio
de este fenómeno de grafitización. [42]
Decarburización
Es la perdida de carbón de la superficie de una aleación ferrosa como resultado de
un calentamiento en un ambiente que reacciona con el carbono (por ejemplo,
Hidrógeno). A menos que se tenga un cuidado especial, el riesgo de la perdida de
carbón desde la superficie del material esta siempre presente en atmósferas
oxidantes a alta temperatura.
Una marcada reducción en la resistencia a la fatigase observa en aceros con
superficies decarburadas. Este efecto es mucho mayor en aceros con altos
esfuerzos de tensión que en aceros de bajos esfuerzos.
Carburización
Es la ganancia de carbono por parte del material en ambientes que puedan contener
carbono, y su efecto se determina evaluando las propiedades del material
carburizado. Las propiedades de las capas carburadas varían ostensiblemente
respecto al metal no afectado. La ductilidad y la tenacidad a temperatura ambiente
disminuye y se incrementa la dureza. Este deterioro es importante si la capa
carburizada es sometida a esfuerzos de tensión porque ocurre fácilmente un
agrietamiento. También la soldabilidad es adversamente afectada, pues en las
soldaduras se observan grietas debido a los esfuerzos térmicos generados durante
el proceso de soldadura.
En los aceros ferríticos cromo molibdeno usados a elevada temperatura la
resistencia a la corrosión se reduce debido a la reducción en la cantidad efectiva del
contenido de cromo en la matriz del material por efecto de la ganancia de carbono.
[2]
70
Figura 41. Comparación fenómenos de esferoidización y grafitización por efecto del tiempo de ytemperatura exposición.
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ANEXO A.
CARACTERIZACIÓN DE ACEROS FERRITICOS
CROMO - MOLIBDENO
Tecnología de MaterialesACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
CARACTERIZACIÓN DE ACEROS FERRITICOS CROMO - MOLIBDENO
ANALIZÓ : WILSON AFANADOR DÍAZ APROBÓ: ANIBAL SERNA GIL Ing. Recorr Ingeniería Ing. Tecnología de Materiales
Piedecuesta, Julio de 1999
Tecnología de Materiales
Instituto Colombiano del Petróleo
CARACTERIZACION ACEROS FERRITICOS Fe-Cr-Mo
1. OBJETIVOS
Caracterizar el material de tuberías fabricadas en aceros ferríticos Fe-Cr-Mo, deuso normal en hornos y calderas de la industria de refinación, petroquímica ygeneración termoeléctrica.
Verificar el cumplimiento de las especificaciones de la norma ASTM A-335,realizando Análisis dimensional, Análisis químico, Ensayos Mecánicos y Análisismetalográfico.
2. MATERIAL A CARACTERIZAR
El material a caracterizar corresponde a cuatro tubos de 9m de longitud de larefinería de Barrancabermeja en estado nuevo y un tubo de 2m de acero 9Cr-1Momodificado comprado a la Sumitomo Metals.
3. ANALISIS DIMENSIONAL
Para realizar los respectivos ensayos del laboratorio, los tubos se identificaron deuno (1) a cinco (5), como se muestra en la tabla 1.
El análisis dimensional de los tubos se realizó con un calibrador digital Mutitoyo.Los datos de diámetro y espesor de cada tubo son valores promedio de tresmedidas realizadas.
4. ANALISIS QUIMICO
Se determinó la composición química de las muestras utilizando la técnica deEspectrometría de Emisión Óptica EEO1. La Tabla 2 presenta los resultadospromedio obtenidos para estos materiales. En la Tabla 3 se anexan los límitesespecificados por la norma ASTM A - 335 para los diferentes grados de tubería.
2 de 27
Tabla 1. Dimensionamiento tubos de aceros ferríticos Cr-Mo
Tubo Material Diámetro externomm (pulg)
Diámetro internomm (pulg)
Espesormm (pulg)
1 1¼Cr-½Mo 114,50 (4.50) 100,42 (3.95) 7,04 (0.28)2 2¼Cr-1Mo 114,56 (4.51) 100,90 (3.97) 6,92 (0.27)3 5Cr-½Mo 114,29 (4.49) 100,90 (3.97) 6,80 (0.26)4 9Cr-1Mo 89,18 (3.51) 68,31 (2.68) 10,35 (0.42)5 9Cr-1Mo Mod.* 114,50 (4.50) 92,05 (3.62) 12,25 (0.50)
* Tubo de 2m de longitud. Los otros cuatro tubos tienen 9 m de longitud.
Tabla 2. Resultados obtenidos en el ensayo de composición química.
Elemento Tubo 11¼Cr-½Mo
Tubo 22¼Cr-1Mo
Tubo 35Cr-½Mo
Tubo 49Cr-1Mo
Tubo 59Cr-1Mo mod.
CMnPSSiCuNiCrMoVAlNbTiCoSnFe
0.0640.4390.0100.0060.8510.1400.1721.2200.4740.0070.0090.0050.0040.0170.012
Balance
0.0710.4650.0190.0150.2150.1230.1282.1940.9120.0100.0050.0040.0030.0150.012
Balance
0.0530.3950.0130.0240.3010.1390.1485.1060.4540.0100.0070.0040.0070.0200.013
Balance
0.0590.5190.0160.0110.7560.1440.1869.0151.0890.0200.0220.0090.0050.0300.010
Balance
0.0940.4310.0160.0060.3700.0200.0778.6180.9650.2040.0290.0860.0090.0190.006
Balance1 Laboratorio acreditado por la Superintendencia de Industria y Comercio según resolución No 014 de Enero 9 de 1997.
5. ANALISIS METALOGRAFICO
Se realizó análisis metalográfico en probetas de las secciones transversal,longitudinal y superior de cada tubo, de acuerdo con la Figura 1, para conocer elestado metalúrgico de los materiales estudiados.
3 de 27
Tabla 3. Rangos de composición química especificados por la norma ASTM A-335para aceros ferríticos Cr-Mo.
Norma ASTM - A335Elemento Grado P11
UNSK11597Grado P22
UNSK21590Grado P5
UNSK41545Grado P9
UNSK50400Grado P91
UNSK91560C
MnPSSiCuNiCrMoVAlNbTiFe
0.05-0.150.30-0.600.025 máx0.025 máx0.50-1.00
--
1.00-1.500.44-0.65
----
Balance
0.05-0.150.30-0.600.025 máx0.025 máx0.50 máx
--
1.90-2.600.87-1.13
----
Balance
0.15 máx0.30-0.600.025 máx0.025 máx0.50máx
--
4.00-6.000.45-0.65
----
Balance
0.15 máx0.30-0.060.025 máx0.025 máx0.25-1.00
--
8.00-10.000.90-1.10
----
Balance
0.08-0.120.30-0.600.020 máx0.020 máx0.20-0.50
-0.40máx8.00-9.500.85-1.050.18-0.250.04máx0.06-0.100.03-0.07Balance
DUREZA
COMPOSICIÓN QUÍMICA
CARA A
CARA C
CARA B
METALOGRAFIA
EJE LONGITUDINAL
Cara A: Sección transversal
Cara B: Sección superior
Cara C: Sección longitudinal
Transversal
Superficial
Figura 1. Diagrama esquemático del corte de muestras e identificación desecciones para los diferentes ensayos.
4 de 27• Sin ataque El tamaño y tipo de inclusiones se clasificó según las especificaciones de la normaASTM E - 45, en la sección longitudinal de cada tubo (Cara C). Los resultadosobtenidos se describen en la Tabla 4. El tipo, cantidad y tamaño de inclusiones sepresentan en las microfotografias de la Figura 2.
Tabla 4. Resultados obtenidos en análisis de inclusiones
TUBO No. CLASIFICACIÓN ASTM E-45 TIPO DE
INCLUSIÓN NIVEL SERIE
1 1¼Cr-½Mo
Oxidosglobulares Sulfuros
1½
1
Fina
Fina 2
2¼Cr-1Mo Oxidos
globulares 1
Fina
3 5Cr-½Mo
Oxidosglobulares
1½ Fina
4 9Cr-1Mo
Oxidosglobulares
1 Fina
5 9Cr-1Mo Mod.
Oxidosglobulares
1 Fina
• Con ataque
Con el objeto de conocer y estudiar las microestructuras de los aceros ferríticosCr-Mo, se ensayaron diferentes reactivos y condiciones de ataque químico deacuerdo a la norma ASTM E-407 para determinar el procedimiento con mejoresresultados, según la Tabla 5.
En el análisis metalográfico realizado para cada material, se muestra lametalografia en vista tridimensional de los materiales caracterizados, lo quepermite analizar las diferencias microestructurales en cada sección de la tubería ysirve como herramienta de comparación para realizar metalografias de campo encomponentes fabricados en aceros ferríticos Cr-Mo ASTM A 335.
Además se anexa un procedimiento técnico de ensayo con las variables idealespara la determinación de la microestructura de los aceros ferríticos Cr-Mocaracterizados. Ver anexo 1.
Las principales características metalográficas observadas en este tipo demateriales ferríticos se mencionan a continuación:
Tabla 5. Reactivos de ataque ensayados en los aceros ferríticos Cr-Mo.
REACTIVO DEATAQUE
MATERIAL RESULTADOS Y OBSERVACIONES
Nital 2. 1¼Cr-½Mo Matriz ferrítica con colonias oscuras de perlita. Límite de grano poco definido.
2¼Cr-1Mo Granos de ferrita claros y zonas de perlita oscuras, no muy definidos
5Cr-½Mo Poca definición de límites de granos. Manchas en la microestructura.
Vilella’s 2¼Cr-1Mo Granos con diferentes tonalidades, carburos dispersos, perlita fina.
5Cr-½Mo Carburos transganulares, granos sin definir, estructura poco definida.
9Cr-1Mo Estructura bainítica, falta definición de microconstituyentes.
Nital 5-Picral5 (1:1) 1¼Cr-½Mo Matriz ferritica con colonias de perlita globulizada (oscura) distribuidas homogéneamente en la matriz.Granos equiaxiales con límite bien definido. Tamaño de grano ferrítico 7-8. Material en estado recocido.
2¼Cr-1Mo Matriz ferritica con colonias de perlita globulizada (oscura) distribuidas homogéneamente en la matriz.Granos equiaxiales con límite bien definido. Tamaño de grano ferrítico 6-7. Material en estado recocido
9Cr-1Mo Estructura bainitica con un alineamiento visible, Tiempo de ataque muy largo (+5min)
Nital 5-Vilellás (1:1) 5Cr-½Mo Limite de grano bien definido. Tamaño de grano ferrítico 7-8. Matriz ferrítica. Se observan algunoscarburos dispersos en la matriz y agrupados.
9Cr-1Mo A bajos aumentos se observa cierto alineamiento de la microestructura producto del proceso defabricación. Matriz de ferrita-bainita en estado recocido. A mayores aumentos se definen las partículas decarburos dispersos en la matriz.
9Cr-1Momodificado
Buena definición. Matriz con estructura bainítica homogénea resultado de un tratamiento de recocido. Seobservan granos de ferrita y gran cantidad de carburos dispersos en la matriz.
Picrato Alcalino 1¼Cr-½Mo Largo tiempo de ataque (+4min). Poca definición de los granos ferríticos, ataque localizado y severoalrededor de las inclusiones.
9Cr-1Mo Se observan carburos dispersos en la matriz, con zonas de ataque localizado.
Gliceregia 5Cr-½Mo Limite de grano bien definido. Se observan carburos intergranulares agrupados y en los limites de grano.Ataca inclusiones de óxidos y sulfuros.
6 de 27
En los materiales de baja aleación (1¼Cr y 2¼Cr) la microestructura observadacorresponde a una matriz ferrítica con áreas oscuras de perlita, con tamaño degrano fino, característica de aceros en estado recocido. Ver Figura 3 y 4.
En el material de 5Cr se observan granos de ferrita y partículas de carburosdispersas en la matriz y agrupadas a través de los límites de granos, en estadorecocido. Ver Figura 5.
En el tubo de 9Cr se observa una estructura de granos ferríticos finos y unadispersión homogénea de partículas de carburos en toda la matriz,correspondiente a un acero en estado recocido. Ver Figura 6.
La microestructura observada en el acero 9Cr-1Mo modificado, corresponde a unaestructura bainítica con una gran cantidad de partículas de carburos finamentedispersos en toda la matriz, que se definen claramente a altos aumentos. VerFigura 7.
6. ENSAYOS MECANICOS
6.1 Ensayo de Tensión a Temperatura Ambiente
Se realizó ensayo de tensión a temperatura ambiente a una probeta de cada tubode acuerdo con la norma ASTM A370. Los resultados obtenidos se presentan enla tabla 6.
Tabla 6. Resultados obtenidos en el ensayo de tensión a temperatura ambiente
TUBO UTS YS %e Norma ASTM A 335No. (MPa) (Ksi) (MPa) (Ksi) (50 mm) Grado UTS (Ksi) YS (Ksi)1 511.77 74.21 363.37 52.69 34.82 P11 60 302 543.91 78.87 339.80 49.27 30.74 P22 60 303 490.50 71.12 239.01 34.66 34.92 P5 60 304 568.40 72.42 305.35 44.28 34.03 P9 60 305 671.04 97.12 489.75 69.88 25.56 P91 85 60
6.2 Ensayo de Dureza
Para el ensayo de dureza Brinell (identador 2.5/187.5) se tomaron probetas en lasección transversal y superficial de cada tubo. El resultado promedio de cuatroidentaciones realizadas según la norma ASTM E10 se presenta en la Tabla 7.
7 de 27
Tabla 7. Resultados promedio del ensayo de Dureza Brinell ( HBN )
TUBO SECCIÓNTRANSVERSAL
SECCIONSUPERFICIAL
1 161 1572 168 1723 143 1454 182 1735 219 216
6.3 Ensayo de Tensión a Alta Temperatura
Se realizó ensayo de tensión a alta temperatura para los cinco aceros ferríticoscaracterizados de acuerdo con la norma ASTM E21. Los resultados obtenidos deresistencia última en tensión y esfuerzo de fluencia para las diferentestemperaturas ensayadas se muestran en la Tabla 8.
En la Tabla 9 se muestran los valores de resistencia última, esfuerzo de fluencia yesfuerzo admisible de acuerdo con las normas API RP-530 y el Código ASME(Sección II, Tablas A, U, Y1) especificados para los aceros ferríticos ASTM A-335,como parámetro de comparación con los resultados obtenidos en los ensayosrealizados. Para el material P91, el código ASME solo da valores de resistenciamecánica hasta una temperatura de 550ºC.
Las curvas de comparación entre los valores obtenidos en los ensayos realizadosde resistencia mecánica a alta temperatura en el Laboratorio de Resistencia deMateriales del ICP y los especificados por las normas API y Código ASME, paraeste tipo de aceros ferríticos ASTM A-335, se muestran en las Figuras 8 a 12.
Tabla 8. Resultados obtenidos en los ensayos de tensión a alta temperatura.Resultados en Megapascales (MPa)
1¼ Cr- ½ Mo 2 ¼ Cr –1Mo 5Cr - ½ Mo 9Cr – 1Mo 9Cr-1Mo mod.T ºCUTS Ys UTS Ys UTS Ys UTS Ys UTS Ys
100 488.9 332.5 511.8 329.3 452.9 232.7 528.9 276.6 618.8 468.2300 505.5 304.5 488.7 327.9 419.3 247.3 499.9 277.1 572.6 433.5500 422.1 250.9 437.0 302.5 356.6 231.8 394.9 227.8 498.5 408.1550 352.1 232.3 358.7 286.2 277.5 177.3 398.8 212.5 448.1 395.1600 308.5 221.0 319.1 282.7 230.6 191.6 285.1 205.0 375.1 338.8650 228.3 180.9 259.5 234.8 189.6 170.4 214.2 171.7 299.1 278.3700 164.0 150.4 191.7 190.3 138.5 97.9 144.1 129.6 223.8 217.6
8 de 27
Tabla 9. Valores mínimos especificados por las normas API y Código ASME paramateriales ferríticos ASTM A-335, a diferentes temperaturas. Resultados enMegapascales (MPa)
Norma API RP-530 Código ASME Secc. IIT ºC MaterialUTS Ys Se UTS Ys Se
P11 390 175 118 414 175 103P22 360 185 123 402 185 103P5 360 175 120 398 178 99P9 360 175 115 398 178 99
200
P91 530 380 250 584 377 146P11 410 165 110 414 162 103P22 390 185 125 402 185 103P5 350 180 117 391 174 98P9 340 170 113 391 174 98
300
P91 520 375 250 573 376 143P11 400 155 102 414 149 99P22 410 185 125 402 184 103P5 330 170 112 352 159 88P9 320 160 107 352 159 88
400
P91 480 355 240 515 129P11 340 140 93 384 141 94P22 380 175 115 402 177 103P5 280 145 90 316 145 40P9 270 135 91 316 145 51
500
P91 400 310 205 461 99P11 300 130 86 335 130 43P22 330 160 105 377 163 55P5 240 125 82 270 115 20P9 235 120 80 270 115 23
550
P91 340 270 180 393 71P11 240 115 77P22 260 140 92P5 195 105 69P9 190 100 67
600
P91 280 220 145P11P22 185 110 73P5 150 85 57P9 140 80 53
650
P91 210 165 110
9 de 27
7. ANALISIS POR MICROSCOPIA ELECTRONICA
Se realizó análisis de la morfología y composición aproximada de los carburosrepresentativos de cada material en su sección transversal, mediante MicroscopíaElectrónica de Barrido (SEM) y Espectroscopia por Rayos X (EDAX).
Los carburos observados en estos materiales son de forma redondeada yalargada, dispersos por la matriz característicos de este tipo de aceros en estadonuevo.
En las Figuras 13 a la 17 se muestran imágenes de SEM de la microestructura decada aleación, la morfología de los carburos y el espectro de rayos X de loscarburos representativos.
Tabla 10. Análisis de composición química por Espectroscopia de Rayos X(EDAX) para los aceros ferríticos cromo molibdeno ASTM A-335. Los valorespresentados para cada elemento son en porcentaje atómico (%At).
Material Descripción C Si Mo Cr V FeMatriz 1.85 1.38 0.23 1.27 95.271¼Cr-½Mo
Carburos 18.01 0.99 0.25 1.06 79.70Matriz 2.01 0.64 0.52 2.21 94.612¼Cr-1Mo
Carburos 13.70 0.76 0.58 2.68 82.28Matriz 3.10 0.76 0.27 5.54 90.335Cr-½Mo
Carburos 52.65 0.51 0.43 4.26 42.16Matriz 17.33 1.21 0.55 7.99 72.939Cr-1Mo
Carburos 17.32 1.21 1.11 13.48 66.87Matriz 4.09 1.06 0.81 8.07 0.18 85.799Cr-1Mo
modificado Carburos 18.25 0.85 0.68 7.53 0.17 72.54
8. CONCLUSIONES
� El material de los tubos analizados identificados con los números 1, 2, 3, 4 y 5cumple con las especificaciones de propiedades mecánicas y composiciónquímica de la norma ASTM A 335 correspondiente a los grados P11, P22, P5,P9 y P91 respectivamente.
� Los valores de dureza obtenidos para cada material en las secciones
transversal y superior son similares, indicando que los materiales presentan un
10 de 27
� estado homogéneo en cuanto a propiedades y microestructura. � Las inclusiones no metálicas observadas en la sección longitudinal de los
materiales, corresponden a óxidos globulares, serie fina y nivel 1-1½aceptados dentro de la norma ASTM E45.
� El material de todos los tubos, presentan valores de dureza y microestructuras
típicas de aceros ferríticos en estado recocido, así:
El acero 1¼Cr-½Mo (A335 Grado P11) presenta una microestructurade ferrita (90%) con áreas oscuras de perlita (10%), con tamaño de granoferrítico 7-8.
El material de 2¼Cr-1Mo (A335 Grado P22) muestra granos deferrita (75%) y zonas oscuras de perlita (25%), con tamaño de granoferrítico 7. A 500 aumentos la perlita muestra una morfología globular conalgunos granos de ferrita proeutectoide.
En el acero 5Cr-½Mo (A335 Grado P5) se observan granos de ferritay partículas de carburos dispersas en la matriz y agrupadas a través de loslímites de grano, con tamaño de grano ferrítico 8.
La microestructura observada en el tubo de acero 9Cr-1Mo (A335Grado P9) corresponde a una estructura de granos ferríticos finos (claros) yuna dispersión homogénea de partículas de carburos en toda la matriz.
El acero 9Cr-1Mo modificado (A335 Grado P91) presenta unaestructura bainítica con una gran cantidad de partículas de carburosfinamente dispersos en toda la matriz.
� El material de todos los tubos, presentan valores de propiedades mecánicassuperiores a los especificados por las normas API RP-530 y código ASME,Secc. II.
� Los carburos observados en estos materiales son de forma redondeada yalargada en forma homogéneamente dispersos por la matriz característicos deeste tipo de aceros en estado nuevo.
� Las propiedades mecánicas a temperatura ambiente y alta temperatura, lamicroestructura observada, la composición química, y la morfología y tipo decarburos para estos materiales ferríticos en estado nuevo, son herramientasvaliosas de comparación para estudios que involucren evaluación de integridady fenómenos de degradación para estos materiales sometidos a serviciodurante largos períodos de tiempo, en la industria de refinación y petroquímica.
a) 1¼Cr-½Mo. Oxidos, tamaño 1½, serie fina
b) 5Cr-½Mo. Oxidos, tamaño 1½, serie fina
c) 9Cr-1Mo. Oxidos, tamaño 1, serie fina
Figura 2. Inclusiones no metálicas. Sección longitudinal. Se observan en losdiferentes materiales inclusiones tipo óxidos globulares. 100X.
a) Vista Tridimensional 200X
b). 100X c). 500X
Figura 3. Acero 1¼Cr-½Mo en estado recocido. Sección Transversal.Microestructura de matriz ferrítica con zonas oscuras de perlita. Tamaño de granoferrítico No. 7-8. Ataque Nital-Picral (1:1).
a) Vista Tridimensional 200X
b). 100X c). 500X
Figura 4. Acero 2¼Cr-1Mo en estado recocido. Sección Transversal.Microestructura de granos de ferrita y zonas oscuras de perlita. Tamaño de granoferrítico No. 7. Ataque Nital-Picral (1:1).
a) Vista Tridimensional 200X
b). 100X c) . 500X
Figura 5. Acero 5Cr-½Mo en estado recocido. Sección Transversal. Seobservan granos de ferrita y partículas de carburos dispersas en la matriz yagrupadas a través de los granos. Tamaño de grano ferrítico 8. Ataque Nital-Vilella´s (1:1).
a) Vista Tridimensional 200X
b). 100X c) . 500X
Figura 6. Acero 9Cr-1Mo en estado recocido. Sección Transversal. Microestructurade granos ferríticos finos con cierta alineación y una dispersión homogénea departículas de carburos en toda la matriz. Ataque Nital-Vilella´s(1:1)
a) Vista Tridimensional 200X
b). 100X c) . 500X
Figura 7. Acero 9Cr-1Mo modificado en estado revenido. Sección Transversal.Estructura bainítica con una gran cantidad de partículas de carburos finamentedispersos en toda la matriz. Ataque Nital-Vilella´s (1:1).
Figura 8. Material P11. Comparación resistencia mecánica a alta temperatura de ensayos ICP y especificaciones API y ASME.
Comparación Resistencia mecánica Vs. Temperatura. Acero 11/4Cr-1/2Mo. ASTM A-335, Gr. P11
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
0 100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Material ICPResistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Comparación de datos de Esfuerzo Vs Temperatura según normas API y ASME. Acero 11/4Cr-1/2Mo. ASTM A-335,Gr P11.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Esfuerzo admisible Se
Figura 9. Material P22. Comparación resistencia mecánica a alta temperatura de ensayos ICP y especificaciones API y ASME.
Comparación Resistencia mecánica Vs. Temperatura. Acero 21/4Cr-1/2Mo. ASTM A-335, Gr. P22
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
0 100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Material ICP
Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Comparación de datos de Esfuerzo Vs Temperatura según normas API y ASME. Acero 21/4Cr-1/2Mo. ASTM A-335,Gr P22.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Esfuerzo admisible Se
Figura 10. Material P5. Comparación resistencia mecánica a alta temperatura de ensayos ICP y especificaciones API y ASME.
Comparación Resistencia mecánica Vs. Temperatura. Acero 5Cr-1/2Mo. ASTM A-335, Gr. P5
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
0 100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Material ICP
Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Comparación de datos de Esfuerzo Vs Temperatura según normas API y ASME. Acero 5Cr-1/2Mo. ASTM A-335,Gr P5.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Esfuerzo admisible Se
Figura 11. Material P9. Comparación resistencia mecánica a alta temperatura de ensayos ICP y especificaciones API y ASME.
Comparación Resistencia mecánica Vs. Temperatura. Acero 9Cr-1Mo. ASTM A-335, Gr. P9
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
0 100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Material ICP
Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Comparación de datos de Esfuerzo Vs Temperatura según normas API y ASME. Acero 9Cr-1Mo. ASTM A-335,Gr P9.
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Esfuerzo admisible Se
Figura 12. Material P91. Comparación resistencia mecánica a alta temperatura de ensayos ICP y especificaciones API y ASME.
Comparación Resistencia mecánica Vs. Temperatura. Acero 9Cr-1Mo modificado. ASTM A-335, Gr. P91
100
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
650
0 100 200 300 400 500 600 700
Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II
Material ICPResistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Comparación de datos de Esfuerzo Vs Temperatura según normas API y ASME. Acero 9Cr-1Mo-V-Nb. ASTM A-335,Gr P91.
0
100
200
300
400
500
600
100 200 300 400 500 600 700 800Temperatura ºC
Esf
uer
zo M
Pa
Norma API RP-530/96
Código ASME Secc. II Resistencia Ultima UTS
Esfuerzo de fluencia Ys
Esfuerzo admisible Se
22 de 27
Figura 13. Microestructura Material 1¼Cr-½Mo nuevo, en estado recocido. Imágenes de SEM. a) Granos deferrita y zonas de perlita. b) Detalle de la morfología de los carburos. c) EDAX (Espectroscopia por Rayos X)de los carburos representativos de este material.
a)
b)
c)
Ferrita
Perlita
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Figura 14. Microestructura Material 2¼Cr-1Mo nuevo, en estado recocido. Imágenes de SEM. a) Granos deferrita y zonas de perlita. b) Detalle de la morfología de los carburos. c) EDAX (Espectroscopia por Rayos X)de los carburos representativos de este material.
Ferrita
Perlita
a)
b)
c)
24 de 27
Figura 15. Microestructura Material 5Cr--½Mo nuevo, en estado recocido. Imágenes de SEM. a) Detalle de lamorfología de los carburos alargados y redondeados dispersos en la matriz. b) EDAX (Espectroscopia porRayos X) de los carburos representativos de este material.
a)
b)
25 de 27
Figura 16. Microestructura Material 9Cr--1Mo nuevo, en estado recocido. Imágenes de SEM. a) Detalle de lamicroestructura con finos carburos dispersos homogéneamente en la matriz. b) EDAX (Espectroscopia porRayos X) de los carburos representativos de este material.
b)
a)
26 de 27
Figura 17. Microestructura Material 9Cr--1Mo modificado en estado nuevo. Imágenes de SEM. a) Estructurabainitica con distribución homogénea de gran cantidad de finos carburos en la matriz. b) Detalle de lamorfología de los carburos c) EDAX (Espectroscopia por Rayos X) de los carburos representativos de estematerial.
a)
c)
b)
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9. BIBLIOGRAFIA
AMERICAN PETROLEUM INSTITUTE. Calculation of Heater – Tube Thickness inPetroleum Refineries. 4th ed. Washington: API, Oct. 1996. 121 p.: il. (API RPStandard 530)
AMERICAN SOCIETY OF MECHANICAL ENGINEERS. Boiler and PressureVessel Code: Materials Specifications , Section II. New York : ASME, 1998. p. 34-48, 432-435; 480-491.
AMERICAN SOCIETY FOR METALS. Metals Handbook: Metallography andMicroestructures. 9th ed. Ohio : ASM, Vol. 9, 1985. p. 214.
________. Metals Handbook : Properties and Selection: Irons, Steels, and highPerformance Alloys. 10th ed. Ohio : ASM, Vol. 1, 1990. p. 617-651.
AMERICAN SOCIETY FOR TESTING AND MATERIALS. Standard Specificationfor Seamless Ferritic Alloy-Steel Pipe for High-Temperature Service. WestConshohocken : ASTM, 1995. 7 p. : il. (ASTM A-335)
________. Standard Test Methods for Determining the inclusion Content of Steel.West Conshohocken: ASTM, 1995. 10 p. : il. (ASTM E-45)
________. Standard Practice for Microetching Metals and Alloys. WestConshohocken: ASTM, 1997. 12 p. : il. (ASTM E-407)
ANEXO B.
CURVAS NORMA API – 530/96
ACEROS FERRITICOS Cr-Mo A-335
Tecnología de MaterialesACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
ANEXO 1.
PROCEDIMIENTO TECNICO DE ENSAYO
DETERMINACIÓN DE MICROESTRUCTURAACEROS FERRITICOS Cr-Mo ASTM A-335
Elaborado por: Wilson Afanador Díaz
Revisado por: Anibal Serna Gil
Tecnología de MaterialesACEROS FERRITICOS CROMO MOLIBDENO
DIVISIÒN DE TECNOLOGÍASCOMPLEMENTARIAS
TECNOLOGÍA DE MATERIALESMANUAL DE
PROCEDIMIENTOS
LABORATORIO DE METALOGRAFÍA 990330 PTE -44.005
PROCEDIMIENTO TÉCNICO DE ENSAYODETERMINACIÓN MICROESTRUCTURA
ACEROS FERRITICOS Cr-Mo A-335.
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CONTENIDO
1. OBJETIVO
2. NORMAS DE REFERENCIA
3. PROCEDIMIENTO
DIVISIÒN DE TECNOLOGÍASCOMPLEMENTARIAS
TECNOLOGÍA DE MATERIALESMANUAL DE
PROCEDIMIENTOS
LABORATORIO DE METALOGRAFÍA 990330 PTE -44.005
PROCEDIMIENTO TÉCNICO DE ENSAYODETERMINACIÓN MICROESTRUCTURA
ACEROS FERRITICOS Cr-Mo A-335.
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1. OBJETIVO
Describir el procedimiento para determinar la microestructura de muestras deaceros ferríticos ASTM A 335 Cromo – Molibdeno, extraídos de tuberías de usonormal en hornos y calderas de la industria de refinación y petroquímica.
2. NORMAS DE REFERENCIA
ASTM E 3 Standard Practice for Preparation of Metallographic Specimens.ASTM E 45 Standard Test Methods for Determining the inclusion Content of SteelASTM E 112 Standard Test Methods for Determining Average Grain SizeASTM E 407 Standard Practice for Microetching Metals and Alloys
3. PROCEDIMIENTO
3.1 Cortar la muestra del material a analizar en sus secciones longitudinal,transversal y superficial, según Figura 1.
3.2 Montar las probetas en baquelita opaca que permita el proceso de desbaste,pulido y ataque. Ver PTO
3.3 Hacer desbaste y pulido grueso de cada probeta hasta lija grano 600. El pulidofino en paños con alúmina con tamaños desde de 1.0 a 0.05µm.
3.4 Analizar la forma, tipo y tamaño de las inclusiones en la sección longitudinal decada material según la norma ASTM E45.
3.5 Atacar químicamente cada probeta según los reactivos y tiempos establecidospara cada material en las Tablas 1 y 2. Se recomienda, para realizar un adecuadoanálisis metalográfico, retirar el ataque inicial mediante pulido fino (con paño0.05µm) y realizar nuevamente el ataque correspondiente (Técnica de pulido –ataque sucesivo).
DIVISIÒN DE TECNOLOGÍASCOMPLEMENTARIAS
TECNOLOGÍA DE MATERIALESMANUAL DE
PROCEDIMIENTOS
LABORATORIO DE METALOGRAFÍA 990330 PTE -44.005
PROCEDIMIENTO TÉCNICO DE ENSAYODETERMINACIÓN MICROESTRUCTURA
ACEROS FERRITICOS Cr-Mo A-335.
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3.6 Determinar el tamaño de grano ferrítico en las probetas de la seccióntransversal de cada material por comparación entre los granos de ferrita reveladosen el ataque químico y los especificados en la reglilla del microscopio ópticoMeF3A Reichert-Jung, según norma ASTM E112 a 100 aumentos.
3.7 Realizar análisis microestructural en las probetas atacadas. Las muestras seobservan a diferentes aumentos en el microscopio y se toma el registro fotográficocorrespondiente. En este análisis se determina y se identifican las fases paraconocer el estado metalúrgico del material.
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TECNOLOGÍA DE MATERIALESMANUAL DE
PROCEDIMIENTOS
LABORATORIO DE METALOGRAFÍA 990330 PTE -44.005
PROCEDIMIENTO TÉCNICO DE ENSAYODETERMINACIÓN MICROESTRUCTURA
ACEROS FERRITICOS Cr-Mo A-335.
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Tabla 1. Composición de los reactivos utilizados para ataque químico de losaceros ferríticos Cr-Mo.
Reactivo Nombre Composición 91* Nital - Vilella´s 5ml de Acido Nítrico HNO3
5ml de Acido Clorhídrico HCl 1 g de Acido Pícrico C6H3N3O7
200ml de Etanol (96%) C2H5OH m4** Nital 5 – Picral 5 5ml de Acido Nítrico HNO3
5 g de Acido Pícrico C6H3N3O7
200ml de Etanol (96%) C2H5OH * Según Norma ASTM E407 **Según Libro Metallographic Etching de Buehler
Tabla 2. Condiciones de ataque para los aceros ferríticos Cr-Mo ASTM A-335.
Material Reactivo Condicionesde ataque*
Observaciones
1¼Cr-½Mo Nital 5 –Picral 5
Sumergir por 15segundos
Revela límites de grano. Excelentecontraste de ferrita clara y perlitaoscura.
2¼Cr-1Mo Nital 5 –Picral 5
Sumergir por 15segundos
Revela límites de grano. Excelentecontraste de ferrita clara y perlitaoscura.
5Cr-½Mo Nital -Vilella´s
Sumergir de 90a 100 segundos.
Granos de ferrita blancos. Carburosdispersos en la matriz
9Cr-1Mo Nital -Vilella´s
Sumergir por 100segundos.
Matriz ferrita – bainita. Finoscarburos dispersos en la matriz.
9Cr-1MoModificado
Nital -Vilella´s
Sumergir por 90segundos.
Estructura bainítica. Gran cantidadde carburos dispersos en la matriz.
* Ataque a temperatura ambiente. Se recomienda constante agitación de la probeta durante el ataque.