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Instituto Politécnico Nacional Escuela Superior de Ingeniería Química e Industrias
Extractivas
Departamento de Ingeniería Metalúrgica
Propagación de Grietas por Fatiga en Soldadura Longitudinal de Arco Sumergido de Tubos de Acero API 5L
Grados X52 y X60
T e s i s Que para obtener el titulo de ingeniero metalúrgico y de materiales presentan:
Hernández González Carlos Treviño Ortuño Cristian Ivan
Director de tesis: Dr. Jorge Luis González Velázquez
CONTENIDO RESUMEN INTRODUCCIÓN 1
CONSIDERACIONES TEÓRICAS. 1.1 Definición y generalidades de la Fatiga 3
1.2 Fractografía de la Fatiga 5
1.3 Ensayos de Fatiga 8
1.4 Propagación de Grietas por Fatiga 9
1.5 Fabricación de Tubería de Acero API 5L 14
1.6 Metalurgia de los Aceros API 5L y de sus soldaduras 16
1.7 Procedimiento Estándar de Pruebas de Propagación de
Grietas por Fatiga, Norma ASTM E 64 20
1.8 Datos de PGF en Aceros
23
PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL 2.1 Materiales de Prueba 24
2.2 Inspección 26
2.3 Corte de Placas 26
2.4 Maquinado de Probetas 26
2.5 Preparación de Probetas 28
2.6 Pruebas de Propagación de Grietas por Fatiga 28
2.6.1 Cálculos Preliminares 28
2.6.2 Procedimiento de Prueba 30
2.7 Metalografía y Fractografía 32
RESULTADOS
3.1 Propagación de Grietas por Fatiga 33
3.2 Metalografía 37
3.3 Fractografía 39
DISCUSIÓN DE RESULTADOS
4.1 Tendencia de los Datos da/dN Vs. ∆K en la Región de Paris 44
4.2 Comparación de las Constantes de Paris C y m con valores teóricos. 44
CONCLUSIONES 47
REFERENCIAS 48
ANEXO A 49
ANEXO B 51
RESUMEN.
En el presente trabajo de tesis se determinó la velocidad de propagación de grietas por
fatiga, (PGF) en la orientación longitudinal-circunferencial de la soldadura longitudinal de tubos de
acero con especificación API 5L X52 y API 5L X60 de acuerdo al procedimiento para probetas
estandarizadas tipo compacto (CT), descrito en la norma ASTM E 647 en condiciones de
temperatura ambiente, en una maquina servohidráulica de ciclo cerrado marca MTS modelo 810
con una capacidad de carga de 100 kN.
A partir de los resultados de la medición de tamaño de grieta (a) vs. Numero de ciclos (N) y con el
valor calculado de la amplitud del factor de intensidad de esfuerzos (ΔK) se obtienen graficas con
curvas da/dN vs. ΔK de las cuales se obtienen las constantes C y m de la ecuación de Paris.
La PGF en las soldaduras SAW ensayadas sigue la Ley de Paris, en el intervalo de ΔK de 30 a 70
MPam1/2; mientras que a valores de ΔK menores de 20 MPam1/2 las grietas por fatiga parecen
entrar en un régimen cercano al límite de fatiga.
La constante m de la ecuación de Paris de las soldaduras ensayadas mostró valores promedio de
alrededor de 2.0, mientras que el valor reportado en la literatura para el metal base es de alrededor
de 3.0, lo que indica que la PGF en las soldaduras es menos sensible al esfuerzo en la punta de la
grieta. Esta menor sensibilidad al esfuerzo en la punta de la grieta, usualmente se manifiesta en
mayores velocidades de propagación de grietas, lo que indica un comportamiento mas frágil de las
soldaduras en comparación con el metal base.
Las grietas por fatiga en soldaduras SAW se propagan en condiciones lineal-elásticas y por lo tanto
hay poca influencia de la microestructura.
El estudio se complementó con el análisis metalográfico y la medición de dureza de las soldaduras
ensayadas y con la observación y descripción de las superficies de fractura por fatiga obtenidas
después de los ensayos y se determinó el efecto de la microestructura, las propiedades mecánicas
y se comparó resultados con los reportados en la literatura para placas del metal base.
1
INTRODUCCIÓN
Los ductos para transportar hidrocarburos y los recipientes a presión para el procesamiento
de hidrocarburos se fabrican de acero uniendo placas mediante procesos de soldadura. La
soldadura por arco sumergido es un medio confiable y eficaz para este tipo de uniones, debido a
que es un proceso con amplias ventajas tales como: gran rapidez en el aporte de metal, proceso
automatizado y el método funde gran cantidad de metal base. Los tubos de conducción de
hidrocarburos y los recipientes sujetos a presión, sufren ciclos de presión: al iniciar y terminar su
operación (Paro-Arranque), al cambiar de un flujo estable a uno turbulento (Variaciones de Flujo) o
por efecto de los patrones de flujo en el ducto al transportar simultáneamente petróleo crudo y gas
(Patrones de Flujo Bifásico), cuando existen represiones fuertes y cuando se cierran de súbito las
válvulas (Golpes de Ariete). Un ducto típicamente puede sufrir hasta varios miles de oscilaciones
de carga al año, que los hacen susceptibles a la fatiga. La fractura por fatiga es un proceso
paulatino, en el cual un cuerpo sometido a cargas fluctuantes o cíclicas desarrolla una grieta que
crece hasta alcanzar su tamaño crítico y causa la fractura final del cuerpo sometido a dichas
cargas. La fatiga, en su etapa inicial e intermedia, no produce cambios aparentes en la geometría
ni en la microestructura del material y las grietas producidas son muy finas, por lo que es muy difícil
de detectarlas anticipadamente. En ductos y recipientes a presión las uniones soldadas son
especialmente susceptibles a la fatiga. Una grieta por fatiga que exceda su tamaño critico, podría
iniciar un derrame o una explosión lo cual significa una gran perdida económica además de
provocar daños ecológicos. Por lo tanto conocer la rapidez a la que se propaga una grieta por
fatiga ayuda a determinar cual será el comportamiento de esta.
La mecánica de fractura moderna permite predecir la rapidez de propagación de una grieta
por fatiga que se propaga en un medio elástico, mediante el análisis de Paris1. Una vez conocidas
las constantes de la función de Paris, es posible conocer el tiempo en que una grieta se propagará
de un tamaño inicial a un tamaño final y con esto determinar la vida remanente del ducto si además
se conocen la magnitud de las cargas actuantes y la función del factor de intensidad de esfuerzos.
Este método es bien conocido y existe una gran cantidad de datos publicados sobre la velocidad
de propagación de grietas en materiales de uso en ingeniería. Sin embargo, sorprendentemente,
en la actualidad no existen datos confiables de propagación de grietas por fatiga en la soldadura
por arco sumergido de ductos de acero con especificación API 5L, por lo cual es importante
conocer los datos de propagación de grietas por fatiga para cálculos de vida útil cuando se
sospecha que hay fatiga.
Debido a lo anterior el objetivo principal de esta tesis es evaluar la rapidez de propagación
de grietas por fatiga en el metal depositado de soldaduras de arco eléctrico sumergido de tubos de
acero fabricados de acuerdo a especificación API 5L, con base en el procedimiento de evaluación
2
de la propagación de grietas por fatiga descrito en la norma ASTM E-647, y presentar los
resultados en forma de curvas de variación del tamaño de grieta con respecto al número de ciclos
contra amplitud de intensidad de esfuerzo y determinar las constantes de la ecuación de Paris.
Una de las principales razones por las cuales no se dispone de muchos datos de
propagación de grietas por fatiga en uniones soldadas es por la dificultad de mantener la grieta en
una trayectoria recta, debido a heterogeneidad de la microestructura y a la presencia de esfuerzos
residuales. Lógicamente el intentar eliminar estos efectos mediante un recocido alteraría las
propiedades del material y los resultados no serían representativos, de manera que una de las
pocas opciones es realizar la prueba con sumo cuidado, especialmente en lo correspondiente al
preagrietamiento y la propagación. Así, un objetivo implícito de ésta tesis es ensayar una
metodología de prueba y valorar la validez de sus resultados y con esto elevar la capacidad del
Laboratorio de Mecánica de Fractura del GAID IPN.
3
I CONSIDERACIONES TÉORICAS 1.1 Definición y generalidades de la fatiga
La fatiga es un proceso de agrietamiento progresivo que culmina en la fractura del material
sujeto a cargas repetitivas o fluctuantes, cuyo valor máximo es menor a la resistencia tensil del
material. Las fracturas por fatiga inician como grietas que crecen bajo la acción de esfuerzos hasta
que alcanzan su tamaño crítico y sobreviene la fractura final1. Las cargas repetitivas, son el
principal factor para que la fatiga se presente2 y es un fenómeno muy común en componentes tales
como:
• Partes estructurales de aviones
• Partes de suspensión de vehículos terrestres
• Dirección y frenos de vehículos
• Partes móviles de toda clase de motores y maquinas
• Bombas
• Turbinas
• Rotores y flechas
• Pistones y prensas hidráulicas
• Estructuras de puentes y edificios
• Tuberías y recipientes a presión
Es aceptado que el crecimiento de grietas bajo fatiga ocurre en tres etapas.
• Etapa I, Nucleación y crecimiento lento de grietas.- (Etapa de daño interno).- Se
presenta en ausencia de concentradores de esfuerzos. En esta etapa la deformación
cíclica produce un daño interno que conduce a la formación de discontinuidades
geométricas que posteriormente se desarrollaran como grietas.
• Etapa II, Propagación estable.- En esta etapa la fractura ocurre por un mecanismo
particular asociado con la deformación cíclica de la punta de la grieta, mientras que la
deformación del resto de la pieza puede ser elástica. Esta situación es la que permite
la predicción de vida en fatiga de componentes reales.
• Etapa III, Propagación rápida y fractura final.- Cuando la grieta esta próxima a
alcanzar su tamaño critico, la fractura comienza a ocurrir por una combinación de
fatiga (deformación cíclica en la punta de la grieta) y formas de fractura estática o por
coalescencia de huecos. En esta etapa la falla es controlada por la tenacidad a la
fractura del material y con una gran influencia de la microestructura y del estado de
esfuerzos.
4
En general la fatiga ocurre bajo condiciones de esfuerzos fluctuantes, sin embargo, se ve
favorecida por factores que incrementan las posibilidades de que ocurra, siendo los mas
importantes:
• Concentración de esfuerzos
• Esfuerzos residuales
• Alta dureza y baja tenacidad a la fractura
• Temperatura alta
• Ambiente corrosivo
• Acabado superficial pobre
Desde el punto de vista mecánico, la principal característica de la fatiga es el tipo de ciclo
de carga. Este puede variar dependiendo de la frecuencia y variación de la carga aplicada. La
forma de ciclo de carga puede dividirse en los cuatro tipos que se muestran en la Figura 1.
Figura 1.- Formas típicas de los ciclos de carga en fatiga. a) Sinusoidal, b) Pulsante, c) Triangular y d) Aleatoria9
La fatiga es caracterizada por el ciclo de carga aplicado al material. El ciclo de carga, a su
vez, presenta tres características principales, que son la amplitud, la frecuencia y el esfuerzo
promedio, los cuales se muestran en la figura 2.
Carga Tiempo Tiempo
Tiempo Tiempo Carga
(a) (b)
(c) (d)
5
Figura 2.- Características del ciclo de carga en fatiga.9
La amplitud del ciclo de carga se define como la diferencia entre los esfuerzos máximo y mínimo.
Δσ = σMAX - σMIN (1)
El esfuerzo promedio es:
σM = (σMAX - σMIN ) / 2 (2)
La amplitud o el esfuerzo promedio no siempre pueden representar claramente que
esfuerzos se aplican en el ciclo de carga. Una manera mas conveniente de describir el ciclo de
carga es mediante la relación de esfuerzos R.
R = σMIN / σMAX (3)
Los valores de R indican mas claramente el tipo de ciclo de carga, como se observa en la figura 3.
1.2 Fractografía de la Fatiga
Las superficies de fractura por fatiga son claramente identificadas a nivel macroscópico,
por su característica mas notable que son las marcas de playa, que son las marcas dejadas por
variaciones de carga o ambiente durante la propagación de la grieta. Las marcas de playa son
generalmente líneas semicirculares, que parecen emanar de un centro común, donde se localiza el
inicio de la fractura y cubren prácticamente la zona de fractura. La fractura final por lo general se
Tiempo
Amplitud Δσ Esfuerzo promedio
σMAX
σMIN
1/frecuencia Esfuerzo
σ
6
caracteriza por presentar en una superficie rugosa y con un labio de corte. La figura 4 muestra un
esquema de una fractura típica por fatiga.
Figura 3._ Tipos de ciclos de carga en fatiga, de acuerdo al valor de R.1
Figura 4.- Características macroscópicas típicas de una superficie de fractura por fatiga9
Kmax
Kmin
Kmax
Kmin
Kmax
Kmin
tiempo
tensión-tensión 0<R<1
K, P
tensión-compresión ∞<R<1
tiempo K, P
compresión-compresión R>1
K, P tiempo
Kmax<0 Kmin
tiempo
tensión-compresión completamente reversa R= -1
K, P
Fractura fibrosaReborde final de corte
Textura rugosa(propagación rápida)
Frente deavance de
grieta
OrigenTextura fina
(propagación lenta)
Bordesradiales
Marcas deplaya
7
La Etapa II de fatiga ha sido la más estudiada, pero aún no se conoce con exactitud el
mecanismo de propagación de grietas en esta etapa. La característica más notable de las
superficies de fractura por fatiga en la Etapa II a nivel microscópico, son las estrías, que son
pequeños surcos paralelos al frente de propagación de la grieta y cuyo espaciamiento coincide con
la rapidez microscópica de propagación de la grieta por lo que se piensa que cada estría
corresponde a un ciclo de carga. La presencia de estría es evidencia inequívoca de la fatiga, pero
su ausencia no significa que no haya fatiga, ya que bajo muchas condiciones las estrías no se
forman. La figura 5 muestra un ejemplo de estrías por fatiga.
Figura 5.- Estrías por fatiga, vistas a nivel microscópico.17
Entre las dos superficies de fractura la correspondencia de las estrías entre una superficie
y la otra siempre es de valle con valle y de cresta con cresta y su perfil puede ser ondulante, de
diente de sierra o irregular como se muestra en la Figura 6.
El espaciamiento entre estrías suele ser variable aun dentro de una misma área y muy
sensible a los cambios microestructurales. Con la ayuda de microscopios electrónicos se logran
amplificaciones tales que se ha demostrado que la separación entre estrías no siempre
corresponde a la rapidez de propagación medida microscópicamente, encontrándose que el
espaciamiento de estrías tiende a ser constante cuando alcanza un valor de 10-5 mm.
8
Figura 6.- Correspondencia de las estrías entre superficies de fractura y perfiles de estrías. a) Ondulante b) Diente de sierra c) Irregular9
La formación de estrías es relativamente difícil, aun cuando son la característica más
distintiva de la fractura por fatiga. En general la superficie de fractura cubierta por estrías rara vez
representa el 100% de la superficie total de fractura. Se ha demostrado que la formación de estrías
requiere que se cumplan las siguientes condiciones:
• Etapa II de propagación de grietas, de preferencia en su nivel de alto ΔK.
• Atmósfera moderadamente corrosiva (aire húmedo).
• Ductilidad alta (>20% de alargamiento en un ensayo de tensión a la temperatura de
prueba).
• Características de deslizamiento múltiple y deslizamiento cruzado en la zona del
proceso.
• Modo I de desplazamiento de abertura de grieta o predominancia de este.
Hasta la fecha no se ha reconocido un mecanismo único de propagación de grietas por
fatiga en la etapa II. Es aceptado que el mecanismo de propagación requiere una cierta abertura
en la punta de la grieta y deformación plástica por deslizamiento de los flancos de la misma.
1.3 Ensayos de Fatiga.
La prueba básica de fatiga consiste en aplicar una onda de carga de forma, amplitud y
frecuencia predeterminadas y registrando el número de ciclos transcurridos, se evalúa el tiempo de
vida, que se define como el número de ciclos hasta la fractura. La deformación y el crecimiento de
c)
b)
a)
Perfiles de estrías
Punta
Propagación
Valle Cresta
Correspondencia de estrías
9
grieta se monitorean dependiendo el tipo de prueba. Existen diferentes tipos de prueba y son
mencionadas algunas tales como:
• Pruebas en equipos o estructuras reales.- Se realizan en el componente instalado y
operando en las condiciones de servicio reales. Solo se usan cuando se desea conocer
la historia de carga y rara vez se llevan hasta la falla. Son poco prácticas y los resultados
son difíciles de extrapolar, por lo cual, no es muy común su aplicación.
• Pruebas de laboratorio en componentes reales.- En estas pruebas el componente
real es instalado en una máquina que aplica la carga cíclica que generalmente es a una
amplitud mayor de la real para acelerar la prueba o bien, simulando la historia de carga
real. Es usada en la prueba final de diseños y en el control de calidad de componentes
críticos de uso masivo.
• Pruebas de laboratorio normalizadas.- Son pruebas cuyo procedimiento, muestras,
equipo, instrumentación y presentación de resultados han sido normalizados. Esta
prueba resulta confiable ya que la historia cíclica puede ser repetida. Las normas mas
comunes son las de ASTM (American Society for Testing Materials). Las pruebas de
laboratorio más comunes son: Pruebas de vida S-N.- Consisten en aplicar un esfuerzo
cortante en una probeta sin grietas ni entallas para determinar el número de ciclos hasta
la falla. Pruebas de agrietamiento.- Se realizan en probetas de mecánica de fractura
preagrietadas y el crecimiento de la grieta es medido continuamente, junto con el número
de ciclos transcurridos. Con estos datos se obtiene la rapidez de propagación de la grieta
(da/dN) en función de la amplitud del factor de intensidad de esfuerzos ∆K ya que la
amplitud de carga y las dimensiones de la probeta se ajustan para que la deformación
sea elástica en todo el cuerpo, excepto en la punta de grieta. Son pruebas muy versátiles
y los resultados pueden aplicarse para una variedad de propósitos, como la predicción
de vida, la evaluación de materiales y en la investigación de los mecanismos de fatiga.
1.4 Propagación de Grietas por Fatiga
La fatiga es un proceso de fractura retardada o paulatina, en el cual un cuerpo sometido a
cargas fluctuantes o cíclicas desarrolla una grieta que crece hasta alcanzar su tamaño crítico y
causa la fractura final del cuerpo1. Como en la gran mayoría de los componentes estructurales los
esfuerzos de servicio son menores que el esfuerzo de cedencia, la propagación de grietas por
fatiga (PGF) transcurre en un cuerpo deformado elásticamente, de manera que la aplicación de los
principios de la mecánica de fractura es valida para caracterizar el comportamiento de los
materiales en fatiga.
10
En las tres etapas de fatiga, la rapidez de propagación de la grieta depende de la amplitud
de la variación de los esfuerzos en la punta de la grieta, el cual, en condiciones lineales elásticas
depende del factor de intensidad de esfuerzos (K). Durante un ciclo de carga, K varía sobre un
intervalo conocido como amplitud del factor de intensidad de esfuerzos7 (∆K) en unidades de
MPa√m, el cual se define con la siguiente expresión:
minmax KKK −=Δ (4)
Como K depende linealmente de la carga y ∆P = P max -P min, en general se tiene que:
aPK πβΔ=Δ (5)
Donde: P es la carga, β es el factor geométrico y a es el tamaño de la grieta en la dirección del
crecimiento. Si la amplitud de carga es constante, el ciclo de carga queda completamente definido
con la relación de cargas:
max
min
KK
R = (6)
Una vez iniciada una grieta por fatiga, esta se propaga por el efecto de la variación de
esfuerzos en la punta de la grieta. Sí la amplitud de carga es constante en una placa agrietada, a
medida que la grieta se propaga, el factor de intensidad de esfuerzos se incrementa y la rapidez de
propagación de la grieta aumenta. Este proceso transcurre hasta que el factor de intensidad de
esfuerzos es igual a la tenacidad a la fractura (Kic) del material y la placa se fractura. La figura 7
muestra este comportamiento en una placa con una grieta central1.
El periodo en que la grieta propaga a una rapidez (da/dN) que es proporcional a la amplitud
del factor de intensidad de esfuerzos, es el de mayor interés en mecánica de fractura, ya que la
mayor parte de la vida útil de un componente sujeto a condiciones de fatiga, transcurre con una
grieta propagándose a velocidad lenta en condiciones lineal elásticas1. En la práctica, se dice que
durante la etapa II de propagación lineal transcurre aproximadamente el 90% de la vida en fatiga
de un componente en servicio mientras que el 10% es consumido para iniciar la formación de
grietas4.
11
Figura 7.- Variación de la amplitud de K y el tamaño de grieta en función del número de ciclos de carga de fatiga en una placa agrietada en condiciones lineal-elásticas. a) aparición de la grieta. b) Amplitud de carga. c) Factor de intensidad de esfuerzos igual a la tenacidad del material.1
El incremento de longitud de grieta por ciclo (da/dN) depende de ∆K, de manera que en
una prueba de fatiga bajo un intervalo de esfuerzo (∆σ) constante, (da/dN) aumenta
progresivamente, debido a que ∆K aumenta. Paris fue uno de los primeros investigadores en notar
este comportamiento al presentar los datos da/dN vs. ∆K en una gráfica logarítmica, como la
mostrada en la figura 8.
Paris encontró que la rapidez de propagación de grietas por fatiga presenta tres regiones
bien definidas que corresponden a las etapas de crecimiento de la grieta en fatiga. En la etapa I se
muestra un valor de ∆K debajo del cual la velocidad de propagación es prácticamente nula, este
valor es llamado límite de fatiga. En la región II log (da/dN) es proporcional a log (∆K) y se le
conoce como región de Paris. La región III corresponde a valores de K cercanos a la tenacidad a
la fractura, donde la PGF se combina con modos estáticos de falla.
c) a) b)
ΔP
ΔK
aPK πβΔ=Δ
Tiempo
aC
Número de Ciclos (N) NF
Kmáx = KC
a0 dNda
ΔP = Cte.
2a
12
Figura 8.- Rapidez de crecimiento de grietas por fatiga en función de la amplitud del factor de intensidad de esfuerzos, de acuerdo con el análisis de Paris.9
Durante la Etapa I la rapidez de propagación de la grieta es fuertemente influenciada por el
nivel de esfuerzos (o mejor dicho por ΔK); la propagación de la grieta es cristalina, es decir, la
grieta se propaga a lo largo de los planos cristalinos del material, como la zona plástica es muy
pequeña, conociendo que el tamaño de la zona plástica (rp) la cual se expresa como:
2
0
2⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=
σπIK
rp (7)
Esta ecuación representa la distancia después de la grieta en la cual el material alcanza su
esfuerzo de cedencia (σ0) y se deformará plásticamente. Esta zona queda contenida dentro de los
granos del material, por lo que esta etapa es fuertemente influenciada por la microestructura.
La región intermedia de la gráfica log(da/dN) vs. Log(ΔK), denominada Etapa II, presenta
una relación lineal entre estas variables. Precisamente en la Etapa Il, Paris1 encontró que para la
gran mayoría de los materiales se cumple la siguiente relación:
KIC
log ∆K (MPa √m)
log da/dN (mm/ciclo)
REGIÓN I
Fractura Cristalina
ΔKLIM
m
da/dN = CΔKm
REGIÓN II
Fractura no Cristalina
REGION III
Combinación con modos estáticos de
fractura
13
mKCdNda
Δ= (8)
Donde C y m son constantes empíricas del material y que son determinadas
experimentalmente5. Esta ecuación es la base para muchas aplicaciones de la mecánica de
fractura al análisis de la PGF. El exponente m de la ecuación de Paris varía de 2 a 5, dependiendo
del material, mientras que la constante C es muy sensible al ambiente.
El umbral o límite de fatiga (ΔKlím) también es de gran interés en la selección de materiales,
ya que en virtud de muchas aplicaciones mecánicas y estructurales buscan una vida en fatiga
infinita. Es imprescindible conocer sí una grieta, en caso de existir, se encuentra con un valor de
ΔK por debajo de ΔKlím a fin de asegurar que esta no se propagara. El valor de ΔKlím depende del
valor de R, teniendo el mayor efecto a valores bajos de R, mientras que a valores altos de R, ΔKlím
permanece más o menos constante9.
El tratamiento de la fatiga tiene dos ventajas en comparación con el análisis clásico de
fatiga con base en curvas S-N (esfuerzo vs. número de ciclos). La primera es que no tiene una
gran dispersión lo cual obliga a manejar estadísticamente los datos. Como se puede observar
esquemáticamente en la figura 9 para un acero al carbono normalizado. La segunda es que la
ecuación puede ser integrada para conocer el número de ciclos a la falla.
Figura 9.- Representación esquemática de los resultados de pruebas de fatiga para un acero al carbono normalizado.1
A partir de un tamaño mínimo detectable de grieta, ao, la grieta se propagará hasta
alcanzar el tamaño crítico, ac, y entonces ocurrirá la falla. El tamaño crítico de la grieta es
S
N log ΔK
log da/dN
5% prob. de falla
95% prob. de falla
Dispersión de datos Dispersión de datos
Curva S - N Curva de propagación de grietas por fatiga
14
calculado con la tenacidad a la fractura, KIC, y el esfuerzo máximo en el ciclo de carga, σmax,.de
acuerdo con la siguiente expresion9: 2
max
1⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛=
σπIC
cKa (9)
Partiendo de un tamaño mínimo detectable de grieta, la integración de la ecuación de Paris
queda como:
N aC Y
daam m m
ao
ac
a
a= = ∫∫ d
C Kmo
c
Δ Δ1
2 2( ) / /σ π (10)
1.5 Fabricación de Tubería de Acero API 5L
Las tuberías de acero son el medio mas económico y confiable para el transporte de
hidrocarburos, prácticamente toda la producción petrolera de México se transporta mediante una
extensa red de ductos10
La clasificación del API (American Petroleum Institute) es las mas comúnmente usada
para los aceros grado tubería. El rango de contenidos de carbono, manganeso, fósforo y azufre en
el acero para ductos se establecen la especificación de aceros para tubería API 5L11. Por
comparación los contenidos de los elementos del material deben estar dentro del rango reportado
por la especificación, de lo contrario es muy difícil que el material mantenga las propiedades
mecánicas requeridas. Los grados y composiciones de los aceros más comunes para la industria
petrolera se muestran en la tabla 1 del anexo A.
Los procesos de manufactura mencionados por esta especificación son tubos sin costura y
tubos soldados ambos procesos podrían producir limitaciones en el nivel de especificación del
material. El limite de tamaño grados y tipo de tubo están dados en el anexo A.
En la fabricación de tubo sin costura se aplica un proceso en el que el acero es trabajado
en caliente para formar un producto tubular que puede ser consecutivamente enfriado para
producir la forma dimensiones y propiedades deseadas.
En la fabricación de tubo con costura, la unión longitudinal de la placa preformada como un
cilindro (costura) se realiza mediante un proceso de soldadura automático o semiautomático que
15
utiliza un electrodo con un núcleo de alambre cuyo propósito es conducir la energía eléctrica por el
arco y proporcionar el metal adecuado para el depósito, como muestra la figura 10.
La línea es alimentada con hojas de acero que entran en la cilindradora de rodillos, donde
son conformadas a la medida requerida. Tanto la soldadura exterior como la interior, se efectúan
por un proceso de soldado automático con aporte de material, manteniéndose el arco eléctrico
protegido por un fundente. Finalmente, el tubo es expandido mecánicamente en frío, para lograr
sus dimensiones definitivas.
Figura 10.- Proceso de soldadura por arco sumergido SAW.16
El recubrimiento tiene muchas funciones. Hace mínima la contaminación de la atmósfera,
concentra el calor del arco en la punta del electrodo, el recubrimiento también forma una escoria
que protege y da forma a la soldadura.
La soldadura de arco sumergido se emplea cuando se requiere una gran velocidad de
aportación. El método funde una considerable cantidad de metal base, así como de varilla de
relleno. La estructura granular del cordón se parece mucho a la de la fundición. La mayor parte de
las soldaduras por arco sumergido se realizan en instalaciones automáticas, en las que
posicionadores y porta piezas mantienen la pieza y regulan la distorsión, estando las condiciones
totalmente bajo control automatizado.
Electrodo
Cordón de Soldadura
Placa
Conexión a tierra
Flux
16
Las características principales de la soldadura por arco sumergido son8:
• Temperatura de la llama de 3500 a 4000º.
• El estado del metal de aporte durante la soldadura es fluido.
• No se necesita la aplicación de fuerza mecánica para la soldadura.
• Toda clase de hierros y algunos metales no ferrosos son soldables.
• Puede emplearse en trabajos de reparación.
Los tubos ya fabricados, siguiendo esta especificación pueden ser normalizados y
templados, relevados de esfuerzos sub-críticos y los grados X pueden ser enfriados y templados.
Sin embargo según el tratamiento térmico aplicado, varía la microestructura y esto se ve reflejado
en las propiedades mecánicas del material.
1.6 Metalurgia de los Aceros API y de sus Soldaduras
Durante el proceso de enfriamiento de una fundición el metal líquido comienza a
solidificarse en una fase (austenita) + liquido y al seguir enfriando, se alcanza la temperatura de la
transformación eutectoide y precipitan de esta austenita, simultáneamente, fase alfa (ferrita) y
Fe3C (cementita) en forma del eutectoide perlita. La perlita a mayores aumentos se distingue por
tener una estructura laminar. Por lo tanto, la microestructura está, pues, formada por colonias de
perlita (o zonas oscuras) distribuidas en una matriz ferritica (blanca). Los aceros con contenidos de
carbon bajos (0.025 < %C < 0.8, véase diagrama Fe-C Anexo B) están dentro del grupo de los
aceros hipoeutectoides.
Las microestructuras de la soldadura por arco sumergido generalmente son compuestas de
una compleja mezcla de constituyentes microestructurales. Las propiedades mecánicas de la
soldadura depositada dependen tanto de las proporciones relativas y morfología de los diferentes
constituyentes que son formados en sus fases reales. Los depósitos de arco sumergido en aceros
HLSA abarca los siguientes constituyentes microestructurales:
• Ferrita proeutectoide, en masivo equiaxial o como venas finas de austenita delineada
anteriormente en el limite de grano.
• Ferrita Widmanstatten (como listones paralelos a la ferrita emanados anteriormente en los
límites de grano de la austenita).
• Ferrita Acircular (lado de la placa) (una estructura resistente encontrada dentro del cuerpo de
los granos austeniticos.
17
• Austenita conservada o listones de martensita (referida algunas veces como fases de
austenita-martensita.
• Otros productos, incluyendo perlita y bainita.
Las microestructuras de la ferrita en la soldadura son ilustradas en la figura 11. Los productos
microestructurales y sus contenidos relativos formados en la soldadura dependen de una
interacción compleja del flujo (flux) mejor escojido, electrodo y composición de metal base y de la
entrada de calor (velocidad de enfriamiento) durante las operaciones de soldado.
Figura 11.- Microestructura del metal depositado en una soldadura de arco sumergido. (a) Ferrita proeutectoide, (b) Ferrita sideplatey (c) ferrita acircular.14
Los contenidos de oxigeno en la soldadura y los tipos, tamaño y distribución de las
inclusiones de óxidos en gran parte son determinadas por la composición del flujo (flux). El oxigeno
es casi completamente insoluble en la solidificación de la soldadura y el rango de inclusiones
resultantes es aproximadamente de 0.1 a 5 micras de diámetro. Las transformaciones de fase
ocurren en el enfriamiento de la soldadura a temperatura ambiente por la presencia de inclusiones
de óxidos. En soldaduras con alto contenido de oxigeno, el crecimiento de grano de la austenita es
limitado por la fijación de las inclusiones segregadas preferencialmente en el limite de grano.
También, las inclusiones localizadas en el límite de grano de la austenita proporcionan sitios de
energía favorable para la nucleación de la ferrita. Consecuentemente, los altos contenidos de
Oxigeno en los depósitos de soldadura por arco sumergido exhiben grandes cantidades de ferrita
proeutectoide y ferrita sideplate (Widmanstatten). En soldaduras con bajo contenido de oxigeno
(250 a 450 ppm de oxigeno) las inclusiones de oxido nuclean en ferrita acircular dentro de los
(c)
(a)
(b)
18
granos de la austenita de modo qua la microestructura es compuesta de ferrita acircular y
posiblemente ferrita proeutectoide (en los limites de grano de la austenita).
La dilución del metal base puede ser considerable (arriba del 60%) en soldaduras por arco
sumergido, la composición del metal base juega una parte importante en la determinación de la
microestructura de la soldadura. La microestructura de la soladura puede ser relacionada con la
composición de la soldadura usando el siguiente cálculo del factor de capacidad de endurecimiento
(HF)
40201061000 CuNiMoCrMnCHF ++
+++= (11)
El parámetro HF predice la compleja interacción de varios elementos de aleación como se
relacionan para la formación de ferrita acircular en la soldadura depositada. Las predicciones de
capacidad de endurecimiento son absolutamente diferentes y relacionadas a la formación de
martensita en un acero apagado. La figura 12 muestra la relación entre la HF y la dureza cuando la
soldadura tiene una composición de flujo (flux) sencillo a dados niveles de entrada de calor.
Incrementando la capacidad de endurecimiento (debido al incremento en la contribución de los
elementos de aleación por el meterial base y/o el alambre del electrodo) pueden afectar ambos
microestructura de la soldadura y dureza. La influencia de los contenidos de sulfuros del metal
base en la dureza de la soldadura es evidente (la dureza se incrementa a bajos niveles de sulfuros
en la placa).
Figura 12.- Relación entre la dureza de la soldadura y el factor de capacidad de endurecimento HF usando un Flux con bajo potencial de Oxigeno.14
emple
las te
diagr
0.1%
0.034
variac
variac
con c
Figur
La velocid
eada. Las ve
emperaturas
rama de tran
C, 1.37%Mn
4%O, y 0.01
ción de temp
ciones en el
cambios en la
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dad de enfria
elocidades d
s 1470 y 93
nsformación
n, 0.31%Si,
%N. Un cam
peratura) tien
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0°F. La figu
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0.002%P, 0
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0.15%Cu, 0
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LA micro al
ción de sold
0.008%Ni, 0
930°F (por m
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n acero mico 0.1%C, 10.03%Nb. 0.0
19
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dadura de
0.03%Nb,
medios de
adura. Las
n posibles
croaleado 1.37%Mn, 034%O y
20
1.7 Procedimiento Estándar de Pruebas de Propagación de Grietas por Fatiga, Norma ASTM E 647
La norma ASTM E 647 es una norma específica para la evaluación de la velocidad de
propagación de grietas basadas en las cargas cíclicas aplicadas para generar el proceso de fatiga;
esta norma establece el procedimiento, muestras, equipo, instrumentación y presentación de
resultados en términos de intensidad de esfuerzo definidos por la teoría lineal elástica.
El método, involucra la carga cíclica aplicada a determinadas probetas que han sido
aceptablemente preagrietadas en fatiga. El tamaño de la grieta es medido visualmente o por un
método equivalente como una función de lapso en los ciclos y este dato es sujeto a un análisis
numérico para establecer la velocidad de propagación de grietas por fatiga. La velocidad de
propagación es expresada en función del rango del factor de intensidad de esfuerzos que es
calculada de las expresiones basadas en el análisis del esfuerzo lineal elástico.
La norma maneja dos tipos de geometría la CT (Compact Type) y CCT (Centerd Cracked
Tension) definidas con sus variables en la figura 14 son seleccionadas de acuerdo a diferentes
ciclos de carga. El espesor mínimo recomendado es:
(12)
Figura 14.- Geometría y dimensiones de la probeta estándar Compacta de Tensión (CT).6
420WBW ≤≤
1.25W±0.01W
B
an
W
0.6 W
a
0.25W ∅
0.275W
0.275W 0.6 W
21
Las probetas estándar CT son usadas únicamente para el ciclo de carga tensión-tensión.
El espécimen CT no es recomendado para el ciclo Tensión-Compresión, debido a que la geometría
de la probeta ha sido diseñada para la aplicación de la carga en tensión-tensión dirigida a la entalla
que se comporta como un concentrador de esfuerzos.
La sugerencia de proporciones y tolerancias críticas están representadas en la Figura 7, el
arreglo geométrico y de carga son para ser usados solamente en carga tensión-tensión. En otros
términos el ancho del espécimen, W, y el espesor, B, desde las dimensiones mínimas pueden
variar independientemente dentro de ciertos limites. El espacio entre el perno y el barreno están
diseñados para minimizar la fricción, eliminando movimientos al final que podrían invalidar la
calibración de K provista ahí mismo. El uso de un lubricante (por ejemplo MoS2) en los pernos de
carga es recomendable para minimizar la fricción. Se requiere que el maquinado de la entalla a0 en
la probeta CT sea menor de 0.2W en longitud asi la calibración de K no es influenciada por
pequeñas variaciones locales ni por las dimensiones de carga en pernos y barrenos.
La metodología de prueba es la siguiente:
• Numero de pruebas.- Es una buena practica para repetir la conducta de las pruebas;
cuando esto no es posible, las pruebas pueden ser planeadas para que coincidan en las
regiones de da/dN versus ΔK con datos obtenidos. El número deseado de prueba dependerá
del uso final de los datos.
• Preagrietamiento.- El equipo para preagrietar será tal que la distribución de carga de la
maquina es simétrica con respecto al maquinado de la entalla. Kmax será controlada dentro
de ± 5%. La frecuencia de carga conveniente será definida para poder ser usada en
preagrietamiento. La pregrieta en fatiga no podrá ser menor que 0.1 W o mayor que 0.5 W.
La Kmáx final durante el preagrietamiento no excederá la Kmáx inicial para la que los datos de
la prueba sean obtenidos. Se sugiere que la reducción en Pmáx no sea mayor del 20% y que
la extensión de la grieta ocurra después del siguiente paso. Para evitar los efectos
transitorios en los datos de la prueba al aplicar el rango de carga en cada paso, el
incremento de la longitud de la grieta no debe ser menor a (3/π) (K´máx/σys)2 donde K´máx es el
valor terminal de Kmáx de previos pasos de carga.
• Medición de la longitud de la pregrieta.- Se medirá de línea de carga a la punta de la
pregrieta incluyendo la entalla maquinada, de frente y de vuelta en la superficie del
espécimen dentro de 0.10mm (0.004 in.) ó 0.002W ambas deben ser igual de grandes.
• Procedimiento general de prueba.- Es preferible que cada probeta sea probada a ΔP
constante. Sin embargo esto no es fácil cuando es necesario generar un rango de
22
información con un número limitado de probetas. Cuando la carga es variada durante la
prueba hay problemas de fenómenos transitorios. Para minimizar o eliminar los efectos
transitorios se recomienda que si el rango de carga se incrementa, Pmax debe ser
incrementada mas rápidamente que decrecida para prevenir el retardo de velocidad de
propagación causada por efectos de sobrecarga. Velocidades de propagación transitorias
son también conocidas por resultado de cambios en Pmin o R. Una extensión suficiente de
grieta podría segur los cambios en carga para permitir que la velocidad de propagación para
establecer un estado estacionario. La cantidad de propagación de grieta depende de la
magnitud del cambio de carga y del material. Cuando los efectos ambientales están
presentes, cambios en el nivel de carga, frecuencia de la prueba o forma de la onda pueden
resultar en velocidades de propagación transitorias. Una extensión de grieta suficiente puede
ser aceptable entre cambios de estas variables de carga para permitir que la velocidad de
crecimiento consiga un valor de estado estacionario
• Medición de la longitud de grieta.- Hacer una medición de grietas por fatiga como una
función de ciclos en lapsos por un método visual o equivalente capaz de resolver una
extensión de grieta de 0.10mm (0.004 in.) o 0.002W. por mediciones visuales, el área de la
probeta deberá estar pulida usando una luz indirecta para tener resolución en la punta de la
grieta. Es recomendable usar marcas de referencia en la probeta en lugares determinados a
lo largo de la propagación de la grieta. El crecimiento de la grieta puede ser medido usando
un telescopio viajero de bajo poder (20 a 50X). Cuando la prueba es interrumpida para hacer
las mediciones de la grieta, es necesario que el tiempo de interrupción sea minimizado (por
ejemplo menor que de 10 min) por que velocidades de propagación transitorias resultan de
las interrupciones de larga duración. Una carga estática que no excede el máximo de carga
puede ser aplicada durante las interrupciones de medición, en el orden de la resolución de la
grieta no afecta la carga estática a la extensión de la grieta o movimiento de deformación.
Hacer mediciones por intervalos tales que los datos de da/dN estén cerca o distribuidos con
respecto a ΔK. los siguientes intervalos son recomendados para la medición de la probeta
CT.
(13)
(14)
para para Wa
Wa01.002.0
≤Δ≤Δ
60.0/60.0/25.0
≥≤≤
WaWa
23
1.8 Datos de PGF en Aceros
A la fecha existen numerosas referencias sobre pruebas de propagación de grietas por
fatiga en aceros al carbono para uso estructural4. Una gráfica de Paris para un acero AISI 1018 se
reproduce en la figura 15. Se observa que los datos ajustan bien a la ecuación de Paris y las
constantes de ésta son típicamente m = 3.0 y C = 10-11, para rapidez de propagación en mm/ciclo.
En la investigación bibliográfica realizada para ésta tesis, no se encontraron referencias de
curvas de PGF en soldaduras SAW.
Figura 15.- Rapidez de propagación de grietas por fatiga de un acero AISI 1018 4
da/d
N (m
/cicl
o)
Grano grueso
Acero 1018 AISI
Grano fino
∆K (MPa m1/2)
24
II PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL
2.1 Materiales de prueba El material utilizado para la experimentación proviene de secciones de tubos de acero de
914.40 milímetros (36”) de diámetro nominal y 24.89 milímetros (0.980”) y de 914.40 mm de
diámetro nominal (36”) y 24.18 mm de espesor (0.952”), con costura longitudinal fabricada por
soldadura de arco eléctrico sumergido (SAW por sus siglas en inglés), fabricado de acuerdo con la
especificación API 5L. Es importante señalar que los tubos de donde se extrajo el material eran
nuevos y sin corrosión, es decir no habían sido usados como parte de ductos para el transporte de
hidrocarburos. Las propiedades mecánicas, determinadas en el laboratorio de pruebas mecánicas
del Departamento de Ingeniería Metalúrgica (DIM) de acuerdo con la Norma ASTM E8
únicamente fueron recopiladas y son reportadas en la tabla 1.
Tabla 1.- Propiedades mecánicas de los aceros.17
*La temperatura de ensayo fue de 25.4 °C.
En la tabla 2 se muestran las composiciones químicas de los aceros API 5L especificación
X52 y X60 utilizados en la presente investigación, los cuales fueron obtenidos con la técnica de
espectrofotometría con equipo opto-Elektronik, Belec.
Tabla 2.- Análisis químico de los materiales usados en la experimentación.17
Material
Composición Química
%C %Si %Mn %P %S %Fe %Cu
API 5L X52 Metal Base Soldadura
0.119 0.080
0.174
0.184
1.011
1.133
0.013
0.001
0.010
0.000
98.6
98.5
N.A.
N.A.
API 5L X60
Metal Base 0.099 0.195 0.964 0.002 0.012 98.3 N.A.
Soldadura 0.083 0.409 1.291 0.000 0.001 97.8 0.274
La dureza se determinó en la escala Rockwell B, de acuerdo con el procedimiento descrito
en la Norma ASTM E18. En la tabla 3 se muestran los valores promedio de dureza obtenidos de la
Grado σ0 (MPa) UTS (MPa)
X52 359 455
X60 414 517
solda
una p
forma
•
•
Figur
adura y meta
precarga de
Tabla 3.- D
Los materia
as:
Placa de ac
cm de anch
obtuvieron
estandariza
Placa de ac
30 cm de a
obtuvieron
estandariza
ra 16.- Zonaprob
al base de a
10Kg y una c
Durezas Roc
Mater
Metal
Solda
*Los
ales para la f
cero API 5L
ho y 2.48 cm
tres probeta
adas. Ver figu
cero API 5L
ancho y 2.41
cuatro probe
adas. Ver figu
as del tubo detas para la
aceros X52 y
carga de 100
ckwell B de l
rial
Base
dura
s datos fueron o
fabricación d
X52 con cor
m de espeso
as con la so
ura 14.
X-60 con co
1 cm de espe
etas con la s
ura 16.
de donde fuas pruebas d
y X60, deter
0Kg.
los material
API 5L X5
79.45
84.25
obtenidos a una
de las probet
rdón de solda
or, obtenida
ldadura en d
ordón de sold
esor, obtenid
soldadura en
eron extraídde PGF.
minados a te
es utilizado
52 API
8
9
a temperatura de
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de un tubo
dirección de
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n dirección de
das las mue
emperatura
os en la expe
5L X60
86.20
90.08
e 25.4 °C.
yo se obtuvie
udinal SAW,
de 36” de d
la entalla y
itudinal SAW
de 36” de di
e la entalla y
estras para l
ambiente y
erimentació
eron en las s
de 90 cm de
iámetro de l
con las dim
W, de 100 cm
iámetro, de
y con las dim
a elaboració
25
utilizando
ón.17
siguientes
e largo 30
la cual se
mensiones
m de largo
la cual se
mensiones
ón de las
26
2.2 Inspección Las placas de acero API 5L X-52 y X-60 se inspeccionaron por la técnica pulso-eco, con un
equipo ultrasónico medidor de espesores con un transductor dual. La medición de los espesores se
realizó sobre el metal base en busca de discontinuidades o defectos. Así mismo, se realizó la
inspección del cordón de soldadura de ambas placas con un detector ultrasónico de fallas. La
inspección se llevo acabo con un transductor de haz recto con zapata para ondas transversales
refractadas en acero a 45°, para detectar posibles grietas o discontinuidades que afectaran la
propagación de la grieta.
2.3 Corte de Placas El corte de las placas para la fabricación de probetas se realizó con un soplete de
combustión de una mezcla de gases: oxigeno-acetileno. Se llevo a cabo el corte con soplete a una
distancia de tres centímetros de la medida aproximada de las probetas para evitar afectarlas por el
calor. Para eliminar la zona afectada por el calor, producida por el corte anterior. El corte con
segueta se realizó utilizando un refrigerante y una velocidad moderada. De esta manera se evito
una nueva zona afectada por el calor.
2.4 Maquinado de Probetas Debido a que el material se extrajo de tubos de 24” y 36” de diámetro nominal, las placas
de acero presentaban una curvatura, por lo tanto las dimensiones de las probetas Estándar del tipo
compacta (CT) se ajustaron a las indicadas en la Norma ASTM E-647, para tener un espesor
uniforme. Las dimensiones de las probetas se indican en la figura 14. Las dimensiones de las
probetas fueron calculadas de acuerdo a los factores específicos para cada tipo de probeta, que en
este caso se rigen por la relación (Ecuación.12):
W/20 ≤ B ≤ W/4
Donde B es el espesor de la probeta y W el ancho; las dimensiones calculadas de acuerdo con la
norma ASTM E 647 se muestran en la figura 17.
El maquinado se realizó utilizando diferentes maquinas-herramientas tales como: cepillo,
torno, fresadora y rectificadora. Se obtuvieron un total de 7 probetas, de las cuales, 4 fueron del
tubo con composición API 5L X-60 y 3 del tubo X-52.
Los orificios de las probetas fueron barrenados con un taladro de banco para la sujeción en
las mordazas tipo “clevis” de la máquina Servohidráulica. Finalmente, se maquinó la entalla en “V”
y el chevron con un cortador circular. La entalla midió 23.4mm de profundidad y el chevron se
maquino a 120º como lo indica la norma ASTM E-647. Ver figura 18.
27
Figura 17.- Dimensiones de probeta Estándar Tipo Compacta (CT) para pruebas de velocidad de propagación de grietas por fatiga.6
Figura 18.- Dimensiones de la entalla y el chevron de las probetas CT.6
30º
h= W/16 = 3.25mm, 120ºmáx.
h= W/16 = 3.25mm, máx.
23.4 mm
W= 52mm
62.4mm
65mm
ao = 10.4mm
13 mm
B= 12.3 mm
3.25 mm
28
2.5 Preparación de probetas. Con el fin de poder tener un seguimiento adecuado del crecimiento de la grieta en las
probetas, se realizó el pulido a espejo a una de las caras de las probetas. En la otra cara se realizó
un pulido menos fino, con la finalidad de que la rugosidad de la superficie no afectara la trayectoria
de la grieta, durante la propagación de la misma. El desbaste se realizó con papeles abrasivos de
carburo de silicio, de tamaño de grano grueso a un tamaño de grano muy fino (de lija #100 hasta
lija #1500), y para lograr el acabado a espejo se pule con un paño impregnado de alúmina de 1.0,
0.3 y 0.05 micras.
Para llevar a cabo una medición correcta del crecimiento de la grieta, se marco la probeta
con una línea superficial conocida como línea de carga
2.6 Pruebas de Propagación de Grietas por Fatiga 2.6.1 Cálculos Preliminares
A fin de establecer los valores de carga máxima y mínima del ciclado de prueba para la
fatiga de las probetas, fue necesario realizar los cálculos correspondientes a partir de las
dimensiones de las probetas y el valor inicial de la amplitud del factor de intensidad de esfuerzos
(ΔK). Cabe mencionar que la prueba se realizó en condiciones de amplitud de carga constante, de
manera que durante la prueba se tiene una ΔK creciente, a medida que la grieta crece. Los
cálculos realizados se describen a continuación.
El ΔK para una probeta estándar tipo compacta (CT) está dado por la siguiente expresión6:
(15)
Esta expresión es válida para relaciones a/W ≥ 0.2
Tabla 4.- Datos iníciales para cálculos de PGF
Amplitud del factor intensidad esfuerzo ΔK 20 MPa√m
Tamaño de grieta a 0.0104 m
Ancho de probeta W 0.052 m
α a /W 0.2
Espesor B 0.0123 m
Relación de cargas R 0.1
( )( )
( )4322/3 6.572.1432.1364.4866.0
12 aaaa
aa
WBPK −+−+
−+Δ
=Δ
29
Se consideró una ΔK inicial de 20 MPa√m. en la sustitución para obtener ΔP inicial. Este valor se
toma partiendo de una grafica da/dN vs ΔK conocida y estimando que este valor se encuentra en la
zona lineal.
La amplitud del factor de intensidad de esfuerzo esta dada por la Ecuación (4):
La relación de cargas es:
(16)
Si de la ecuación 15:
(17)
Por lo tanto:
(18)
Despejando ΔP de la Ecuación (18):
(19)
Sustituyendo el valor inicial de ΔK inicial de 20 MPa√m en la ecuación y los valores iníciales de la
tabla 4.
Se obtiene un valor de ΔPinc. = 13.126 KN, y despejando Pmin de la ecuación (16):
(20)
De la definición de la ecuación (4):
(21)
minmax KKK −=Δ
max
min
max
min
KK
PP
R ==
( )aFWBPK Δ
=Δ
( )aFWBKP inc
incΔ
=Δ
maxmin RPP =
( )( )
( )4322/3 6.572.1432.1364.4866.0
12)( aaaa
aaF −+−+
−+
=α
( )2736.4052.0)0123.0(20 mmmMPaPinc =Δ
minmax PPP −=Δ
30
Sustituyendo la ecuación (20) en la ecuación (21):
(22)
Despejando Pmax de la ecuación (22) se obtiene:
(23)
(24)
(25)
Los valores obtenidos de las ecuaciones 23 y 24 serán establecidos como los valores de carga
máxima y mínima del ciclado de prueba para la fatiga de las probetas.
2.6.2 Procedimiento de prueba El pre-agrietamiento y la prueba de propagación de grietas por fatiga se realizó en las 7
probetas estándar tipo compacto (CT), a temperatura ambiente de laboratorio, con una carga
mínima y máxima calculada a 1.45 y 14.58 KN, respectivamente, aplicadas en ciclos de carga
sinusoidal con una frecuencia de 20 Hz y una relación de R de 0.1. El procedimiento de prueba fue
el siguiente
1 Encendido y calentamiento de la maquina Servohidráulica.
2 Sujeción de la probeta (CT) en mordazas tipo “clevis”, ajustando la altura de las mordazas
con el controlador “Set Point” del modulo “Acctrl” de la maquina Servohidráulica.
3 Ajuste de las líneas de medición del telescopio viajero, con las líneas de carga de la
probeta y ajuste del micrómetro para la medición del crecimiento de la grieta (dicho
micrómetro tiene una precisión de 0.001”). El montaje de la probeta y el ajuste de la
longitud inicial de grieta se muestran en la figura 19.
4 Cambio de controlador de AC ctrl a DC ctrl y ajuste de las cargas.
5 Conexión de osciloscopio a la microconsola de la maquina Servohidráulica, para facilitar
las lecturas del incremento de carga, y comprobar que el ciclo de carga sinusoidal alcance
los valores de Pmin y Pmax calculados.
6 Una vez ajustadas las cargas en el osciloscopio, se aplica la Pmin (calculada en la ecuación
24) con el modulo DC ctrlr. de la microconsola.
( ) ( )RPPRPPinc −=−=Δ 1maxmaxmax
KNRPP
KNR
PP inc
458.1
58.141
maxmin
max
==
=−Δ
=
( ) KNPPPprom 021.821
minmax =+=
31
7 Realizados los ajustes preliminares de la maquina servohidráhulica, realizar el ajuste de los
parámetros de prueba de la microconsola (modo de control, unidades) así como las
funciones del generador (tipo de segmento, tipo de onda, frecuencia de la onda). Ajuste a
ceros del número de ciclos para dar inicio la prueba PGF.
8 Realizar el incremento de carga hasta alcanzar el valor de Pmax (calculada en la ecuación
23), esto se lleva acabo con el comando Span del Modulo de carga DC para dar inicio la
prueba.
9 Monitorear el crecimiento de la grieta utilizando un telescopio viajero montado en una base
de tornillo que permite el seguimiento de la grieta.
10 Montar lámpara de luz estroboscopica sintonizada con la frecuencia utilizada en la prueba
(20 Hz.)
11 Para la medición del crecimiento de la grieta utilizar un micrómetro de profundidades el
cual tiene una precisión de 0.001”. Ver figura 19
2.7
de la
el mic
y se c
el mic
obten
Figur
Metalogr
Una vez
s caras pulid
croscopio me
cortaron a u
croscopio el
ner un contra
ra 19.- a) Mcre
rafía y fracto
concluidas la
das de las pr
etalográfico.
n tamaño re
ectrónico de
aste superfic
Montaje de tecimiento de
ografía
as pruebas d
robetas CT,
Por otra par
ducido, cons
e barrido, en
ial.
telescopio ve grieta a tra
de propagac
con el react
rte, las probe
servando la s
condiciones
a)
b)
viajero, micravés del tele
ción de grieta
tivo Nital 3 y
etas ensayad
superficie de
s de imagen
rómetro y esescopio.
as por fatiga
se observó
das fueron te
e fractura, pa
con electro
stroboscop
a, se realizó
la microestr
erminadas de
ara su obser
nes secunda
io. b) Vista d
32
el ataque
ructura en
e fracturar
rvación en
arios para
del
33
III. RESULTADOS
3.1 Propagacion grietas por fatiga La figura 20(a) muestra la apariencia de una probeta CT despues de concluida la prueba
de propagacion de grietas por fatiga a lo largo de la soldadura longitudinal, donde el tamaño final
de la grieta fue de 23mm. Se observa que la trayectoria de la grieta es recta y la probeta no fue
distorsionada; estas son una indicación de que esta prueba fue válida. En otros caso, como se
muestra en la figura 20(b), la prueba no fue válida, ya que la muestra que fue sobrecargada;
nótese la deformación plástica de la probeta y la zona plástica de sobrecarga.
a) b)
Figura 20.- Aspecto de las probetas CT despues de la prueba de PGF. (a) Probeta de una prueba válida, (b) Probeta sobrecargada.
En la figura 21 se muestra el aspecto típico de la fractura de las probetas CT despues de
concluida la prueba de propagación de grietas por fatiga. Se observa que la superficie de fractura
consta de un solo plano perpendicular a la línea de carga y que la curvatura del frente de
propagación es menor al 5% ver figura 21(a). En la zona de desprendimiento final, se observa el
labio de corte producido por la zona plástica, en orientación paralela a la dirección de propagación
de la grieta, que indica que la fractura final ocurrió en condiciones de esfuerzo plano, ver figura
21(b).
34
Figura 21.- Aspecto de típico de la superficie de fractura de las probetas CT despues de una prueba válida de PGF.
Las gráficas de rapidez de propagación de grietas por fatiga de las siete pruebas válidas,
realizadas en este trabajo, de los dos tipos de acero grado tuberia API 5L grados X52 y X60, se
presentan en las figuras 22 y 23 respectivamente, mientras que la figura 24 presenta los resultados
en conjunto. Las constantes de la ecuación de Paris determinados para todos los juegos de datos
que se consideran válidos, así como el promedio de los mismos, se presentan en la tabla 5. El
promedio de la pendiente m es 1.99 y de la constante C es 2.63 x10-7 para aceros X-60 y para
aceros X-52 El promedio de la pendiente m es 2.08 y de la constante C es 1.35 x10-7
Tabla 5.- Constantes de la ecuación de Paris para las pruebas válidas de PGF en soldaduras SAW de aceros API 5L X60 y X52. Para da/dN en mm/ciclo y ΔK en MPa√m.
Ensayo m C r2
X 60 -1 1.69 6.00 x 10-7 0.9617
X 60 – 2 2.07 1.00 x 10-7 0.9854
X 60 – 3 2.21 9.00 x 10-8 0.9964
Promedio 1.99 2.63 x 10-7 0.9810
X 52 -1 2.17 7.00 x 10-8 0.9829
X 52 -2 1.98 2.00 x 10-7 0.9853
Promedio 2.08 1.35 x 10-7 0.9841
(a) (b)
35
En la figura 22 se observa que los datos de rapidez de propagación de grietas para la
soldadura SAW en tubo de especificación API 5L X52 se ajustan a una recta, sin embargo hubo un
juego de datos con alta dispersión atribuida a inestabilidades de la máquina servohidraulica, mismo
que fue eliminado de los cálculos de las constantes de Paris bajo esta consideración, se observa
que los datos entran en la Etapa I cercana al límite de fatiga a valores de ΔK cercanos a 15
MPa√m. Los coeficientes de correlación por mínimos cuadrados (r2) de los datos de la porción
lineal de la gráfica log da/dN vs log ΔK en el intervalo de ΔK de 40 a 70 MPa√m, son mayores a
0.98, lo que indica se tiene un buen ajuste a la ecuación de Paris. Las constantes de la ecuación
de Paris determinadas para los dos juegos de datos válidos de este material, así como el promedio
de los mismos, se presentan en la tabla 7. Para estos datos, el promedio de la pendiente m es 2.08
y de la constante C es 1.35x10-7.
Figura 22.- Gráfica de rapidez de propagación de grietas por fatiga en función de la amplitud del factor de intensidad de esfuerzos para soldadura SAW en acero API 5L X52.
PGF
1E-05
1E-04
1E-03
1E-02
10 100
ΔK (MPa m-1/2)
da/d
N (m
m/c
iclo
)
x52 - 1
x52 - 2
36
En la figura 23 se grafican los datos de rapidez de propagación de grietas para la soldadura SAW
del tubo de especificación API 5L X60; se observa que los datos ajustan bien a la ecuación de
Paris en el intervalo de ΔK de 24 a 70 MPa√m, con excepción de un juego de datos (rombos
azules) que muestra una mayor dispersión en el intervalo bajo de valores de ΔK; pero al igual que
en el acero API 5L X52, durante esta prueba la máquina servo-hidráulica presentó algunas
inestabilidades, razón por la cual se decidió desechar estos datos. A valores de ΔK menores de 24
MPa√m, es evidente que la rapidez propagación de las grietas entra en la Etapa I, cercana al limite
de fatiga, ya que la pendiente de la curva de ajuste de los datos cae abruptamente; el valor del
límite de fatiga estimado por extrapolación de los datos en esta zona es de 20 MPa√m. Los
coeficientes de correlación por mínimos cuadrados (r2) de los datos log da/dN vs log ΔK, son todos
mayores a 0.98 (excluyendo los datos con dispersión).
Figura 23.- Gráfica de rapidez de propagación de grietas por fatiga en función de la amplitud
del factor de intensidad de esfuerzos para soldadura SAW en acero API 5L X60.
La figura 24 muestra las graficas da/dN vs. ΔK de todas las muestras ensayadas. Se observa que
todos los datos caen dentro de la misma franja de valores, pero los datos para la soldadura por
arco sumergido del acero API 5L X60 mostraron mayores velocidades de propagación de grietas
PGF
1E-05
1E-04
1E-03
1E-02
10 100
ΔK (MPa m-1/2)
da/d
N (m
m/c
iclo
)
x60 - 1
x60 - 2
x60 - 3
37
por fatiga y aparentemente un límite de fatiga mayor. El promedio general de la pendiente m es
1.96 y de la constante C es 1.66x10-5.
Figura 24.- Gráfica de rapidez de propagación de grietas por fatiga en función de la amplitud
del factor de intensidad de esfuerzos para soldadura SAW en aceros API 5L X52 y X60.
3.2 Metalografía
La figura 25 muestra la microestructura del la costura SAW del tubo de acero API 5L X52
en una vista de planta. La imagen de arriba en esta figura es una vista macroscópica de la zona
preparada metalográficamente; la imagen inferior izquierda es la vista de la zona del metal
depositado (MD) visto al microscopio, al centro se muestra la zona afectada por calor (ZAC) y a la
derecha el metal base (MB). La microestructura del MD consta dendritas finas como matriz, con
una dispersión uniforme de carburos; la ZAC muestra una microestructura de ferrita Widmastaten,
con granos crecidos y columnares y finalmente el MB consta de una matriz de ferrita con bandas
de perlita fina.
PGF
1E-05
1E-04
1E-03
1E-02
10 100
ΔK (MPa m-1/2)
da/d
N (m
m/c
iclo
)
x60 - 1
x60 - 2
x60 - 3
x52 - 1
x52 - 2
en un
La m
carbu
colum
Fig
Figu
MD
MD
La figura
na vista de la
microestructu
uros; la ZAC
mnares y fina
gura 25.- M
ura 26.- Mi
26 muestra
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ra del MD c
C muestra u
almente el M
Microestruct
icroestructu
la microestr
ansversal. El
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una microes
B consta de
tura de la so
ura de la sol
ZAC
ZAC
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arreglo de l
ritas finas co
tructura de
una matriz d
oldadura SA
dadura SAW
a costura SA
as imágenes
omo matriz,
ferrita Widm
de ferrita con
AW en el ace
W en el acer
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s es el mism
con una di
mastaten, co
n bandas de
ero API 5L X
ro API 5L X5
MB
MB
de acero AP
mo que en la
spersión un
on granos c
perlita fina.
X52 visto de
52 vista tran
38
PI 5L X52
figura 25.
iforme de
crecidos y
planta.
nsversal.
X60 e
mism
colon
crecid
fina;
band
Figur
3.3
acero
de P
algun
en la
La figuras
en vistas de
mo que en la
nias de carb
dos y colum
la diferencia
eamiento ma
ra 27.-Micro(Sup
Fractogr
La figura
o API 5L X52
aris. Se obs
nas zonas co
que además
s 27 y 28 mu
planta (supe
a figura 25.
buros; la ZA
mnares y fina
a del MB de
as acentuado
oestructura erficial)
afía
29 muestra
2, tomada a
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MD
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erficial) y tran
La microest
C muestra u
almente el M
el acero X60
o.
de la sold
a el aspecto
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D
croestructura
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tructura del
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e rugosidad
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microporos y
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pectivamente
MD consta
structura de
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cto al X52,
W en el ace
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a zona de fra
moderada,
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ZAC
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C
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X60 vista d
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spondiente a
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39
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40
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picamente
opagación
nsversal.
MBB
41
Figura 29.- Superficie de fractura de la soldadura SAW en el acero API 5L X52, vista a bajos aumentos en el MEB.
Figura 30.- Detalle de una zona de fractura por clivaje en la superficie de fractura de la soldadura SAW en el acero API 5L X52, vista a bajos aumentos en el MEB.
42
Figura 31.- Aspecto típico de la superficie de fractura por fatiga de la soldadura SAW en el acero API 5L X52, vista a altos aumentos en el MEB.
La figura 32 muestra el aspecto de la superficie de fractura por fatiga de la soldadura SAW
de acero API 5L X52, tomada a altos aumentos en una zona de fractura correspondiente a la
región de Paris. La superficie esta cubierta en al menos un 90% por estrías mal definidas y
agrietamiento secundario, en mayor medida que en el acero X52. El espaciamiento entre estrías es
del orden de 7X10-4 mm/ciclo, que corresponde a un ΔK de 50 MPa√m y se ubica en la parte alta
de la región de Paris. Cabe destacar que la rapidez de propagación de grieta medida
microscópicamente a partir del espaciamiento de estrías, coincide cercanamente con la rapidez de
propagación registrada macroscópicamente en la prueba de PGF.
43
Figura 32.- Aspecto típico de la superficie de fractura por fatiga de la soldadura SAW en el acero API 5L X60, vista a altos aumentos en el MEB.
44
IV. DISCUSION DE RESULTADOS
4.1 Tendencia de los datos da/dN vs. ΔK en la región de Paris.
En los resultados de las pruebas de PGF en soldaduras SAW de aceros API 5L X60 y X52,
se observó que hay un buen ajuste a la ley de Paris en el intervalo ΔK de 30 a 70 MPam1/2, con
base en este resultado se concluye que en este intervalo de ΔK la grieta se propaga en
condiciones de MFLE (Mecánica de Fractura Lineal Elástica) y por lo mismo, en esta zona hay
poca influencia de la microestructura, ya que las velocidades de propagación de las grietas en la
unión soldada de los aceros X52 y X60, solo mostraron sensibilidad al nivel de esfuerzos dado por
ΔK, sin embargo es de esperarse que haya una fuerte influencia de las propiedades mecánicas del
material, pues las velocidades de propagación de grieta en el acero X60, que es de mayor dureza,
fueron apreciablemente mayores que en el acero X52, que es un material menos duro.
También se observo que la trayectoria de crecimiento de grieta en las soldaduras tipo SAW
es recta y en un solo plano de fractura; esto se atribuye a la homogeneidad de la microestructura
de la soldadura en comparación con la ZAC y el MB, como se puede observar en las metalografías
realizadas a las probetas CT ensayadas. La microestructura del MD las soldaduras SAW consta
dendritas finas como matriz, con una dispersión uniforme de carburos, mientras que la zona
afectada por el calor muestra una microestructura tipo ferrita Widmastaten, con granos crecidos y
columnares y finalmente el metal base consta de una matriz de ferrita con bandas de perlita fina;
donde las dos últimas son menos homogéneas que en el MD.
Otra observación interesante es que los datos de PGF en las soldaduras SAW ambos
aceros (X52 y X60) muestran un límite de fatiga similar, de aproximadamente de 20 MPam1/2, el
cual además es mayor que el reportado en la literatura, para un material similar al metal base
(acero 1018 de grano grueso) y que es de 10 MPam1/2. Esta diferencia se puede atribuir a dos
factores: uno es la mayor tenacidad del metal depositado y el segundo es por una mayor cerradura
de grieta. Debido a limitaciones en el alcance de este trabajo no se determinaron ambas
propiedades (tenacidad y nivel de cerradura) por lo que esta hipótesis no fue verificada.
4.2 Comparación de las constantes de Paris C y m con valores teóricos Los valores de las constantes de la ecuación de Paris para las soldaduras SAW en aceros
API 5L X52 y X60, obtenidas de las muestras ensayadas en esta tesis, presentan valores de m
significativamente menores que los reportados en la literatura para el metal base de un acero
ASTM 1080, que posee composición química, microestructura y propiedades mecánicas similares
al acero API 5L (no se encontraron datos publicados de velocidad de propagación de grietas por
45
fatiga en aceros API 5L), como se puede apreciar en la tabla 5 y la figura 33 mostradas abajo. Este
resultado indica una menor sensibilidad al esfuerzo en la punta de la grieta por parte de la
soldadura SAW, ya que un valor de “m” menor significa que la variación del valor de ΔK tiene
menor impacto en la velocidad de propagación de las grietas por fatiga. Sin embargo, esto no es
necesariamente benéfico para el material, pues usualmente cuando un material presenta valores
de m bajo, las velocidades de propagación de grietas por fatiga son mayores.
Tabla 5.- Constantes de la ecuación de Paris para las pruebas válidas de PGF en soldaduras
SAW de aceros API 5L X60 y X52. da/dN en mm/ciclo y ΔK en MPa√m.
Ensayo m C r2
X 60 -1 1.69 6.00 x 10-7 0.9617
X 60 – 2 2.07 1.00 x 10-7 0.9854
X 60 – 3 2.21 9.00 x 10-8 0.9964
Promedio 1.99 2.63 x 10-7 0.9810 X 52 -1 2.17 7.00 x 10-8 0.9829
X 52 -2 1.98 2.00 x 10-7 0.9853
Promedio 2.08 1.35 x 10-7 0.9841 Acero 1018 en placa 3 10-11 --
La relativa menor sensibilidad al esfuerzo en la punta de la grieta (valores de m bajos),
pero combinada con altas velocidades de propagación de grieta indica que el mecanismo de
propagación de las grietas por fatiga es de tendencia frágil, en la cual solo se requiere que el
esfuerzo en la punta de la grieta alcance un valor crítico para que la grieta se propague y el
incrementar es esfuerzo por arriba de dicho valor critico, tiene poco efecto, como se observó aquí.
Este comportamiento puede explicarse por la menor ductilidad de la microestructura de la
soldadura.
Figur
da/d
N (m
/cicl
o)
ra 33.- ComSAdat
Gra
Acero 10
Gra
∆K
mparación dAW del acertos de la so
ano grueso
018 AISI
ano fino
K (MPa m1
de las curvaro API 5L Xldadura SAW
1/2)
as da/dN vsX52 y X60 (LW.
da/d
N (m
/cic
lo)
1
1
1
1
s. ΔK de un La franja ro
E-08
E-07
E-06
E-05
10
acero 1018oja muestra
∆K (M
8 y la soldadel promed
Pa m1/2)
46
dura tipo io de los
100
47
CONCLUSIONES 1 Se evaluó la velocidad de propagación de grietas por fatiga en soldaduras tipo SAW en la
dirección circunferencial-longitudinal (CL) de tubos de acero API 5L grados X52 y X60,
siguiendo el procedimiento descrito en el estándar ASTM E 647, basado en la mecánica de
fractura lineal elástica.
2 La propagación de grietas por fatiga en las soldaduras SAW ensayadas sigue la Ley de
Paris, en el intervalo de ΔK de 30 a 70 MPam1/2; mientras que a valores de ΔK menores de
20 MPam1/2 las grietas por fatiga parecen entrar en un régimen cercano al límite de fatiga.
3 Las grietas por fatiga en soldaduras SAW se propagan en condiciones lineal-elásticas y por
lo tanto hay poca influencia de la microestructura, aunque se observó una influencia
importante de las propiedades mecánicas, observando que las grietas por fatiga se
propagan con mayor rapidez en la soldaduras de acero X60, en comparación con el acero
X52, siendo éste último de menor dureza.
4 La constante m de la ecuación de Paris de las soldaduras ensayadas mostró valores
promedio de alrededor de 2.0, mientras que el valor reportado en la literatura para el metal
base es de alrededor de 3.0, lo que indica que la propagación de grietas por fatiga en las
soldaduras es menos sensible al esfuerzo en la punta de la grieta. Esta menor sensibilidad
al esfuerzo en la punta de la grieta, usualmente se manifiesta en mayores velocidades de
propagación de grietas, lo que indica un comportamiento mas frágil de las soldaduras en
comparación con el metal base.
48
REFERENCIAS:
1. Mecánica de Fractura Bases y Aplicaciones. J. L. González V. Ed. Limusa México 1998.
2. La fatiga de los metales. R. Cazaud. Ed. Aguilar. España 1957.
3. Fatiga de los Metales. P. G. Forest. Ed. Hurmo. España 1972.
4. Mechanical Behavior of Material. Norman E. Dowlin. Ed. Prentice- Hall. U.S.A. 1993.
5. Fracture Mechanics. Fundamentals y Aplications. T.L. Anderson. Ed.CRC U.S.A.1995
6. ASTM. E 647 – 00. Standard Test Method for Measurement of fatigue Crack Growth Rate.
7. ASTM. E 1150 – 87. Standard Definitions of Terms Relating to Fatigue.
8. Ciencia y tecnología de la soldadura. Pattom W.J. Ed Urmo. España 1982.
9. Metalurgia Mecánica J. L. González V. Ed. Limusa México 2003
10. Comparación en los métodos de monitoreo de la corrosión interior de ductos. Ricardo
Morales Rosales, Revista Ductos #17, 1999.
11. Specification for Line pipe. API Specification 5L Forty-Second edition, January 2000
12. Correlation and prediction of fatigue crack growth for different R-ratios using KMAX and ∆K+
parameters. Engineering Fracture Mechanics. Sudip Dinda, Daniel Kujawski. MI. U.S.A.
13. Metals Handbook. 9th Edition. Volume 1. Properties and Selection: Irons and Steels. p.321.
ASM (American Society for Metals) U.S.A. 1978.
14. Metals Handbook. 9th Edition. Volume 6. Welding, Brazing and Soldering . p.146. ASM
(American Society for Metals) U.S.A. 1978.
15. Welding Handbook 7th Edition. Volume 1 and 2. AWS (American Welding Society) Ed.
Charlotte Weistman U.S.A. 1976.
16. The Procedure Handbook of arc Welding.12th Edition. The Lincoln Electric Company.
17. Laboratorios de caracterización de materiales. Base de datos del Grupo de Análisis de
Integridad de Ductos. GAID - IPN México D.F.
49
ANEXO A
Tabla 1.- Características de los aceros para tubería API Especificacion Proceso de
manufactura del tubo Grado
Esfuerzo de Tensión Esfuerzo de CedenciaMPa Ksi MPa ksi
2 B Soldadura de arco
5 A
Encamisado o tubería
Soldado o sin costura H-40 414 60 276 40
J-55 517 75 379 55
N-80 689 100 552 80
5 A
Encamisado
Soldado o sin costura K-55 655 95 379 55
5 A
Tubería de perforación
Soldado o sin costura D 655 95 379 55
E 689 100 517 75
5 AC Sin costura C-75 655 95 517 75
5 AC Soldado o sin costura L-80 655 95 552 80
C-95 124 105 655 95
5 AX
Encamisado
Sin costura P-110 862 125 758 110
5 AX
Tubería
Sin costura P-105 827 120 724 105
5 AX
Tubería de perforación
Sin costura X-95 724 105 655 95
G-105 793 115 724 105
S-135 1000 145 931 135
5 L Soldado o sin costura
Por resistencia eléctrica
A25 310 45 172 25
5 L Soldado o sin costura
Por arco sumergido
A 331 48 207 30
B 414 60 241 35
5 LS, 5 LX Soldado o sin costura A 331 48 207 30
B 414 60 241 35
X42 414 60 290 42
X46 434 63 317 46
X52 455 66 359 52
X52 496 72 359 52
X56 490 71 386 56
X56 517 75 386 56
X60 517 75 414 60
X60 538 78 414 60
X65 531 77 448 65
X65 552 80 448 65
X70 565 82 483 70
5 LU Tentative Soldado o sin costura X80 655 95 552 80
X100 758 110 689 100
Especificado por el comprador
50
Tabla 2.- Constantes de la ecuación de Paris para diferentes materiales1
Material m C
Acero al carbono 3 10-11
Acero de alta resistencia 3 10-12
Acero inoxidable austenítico 3.8 8 x 10-9
Hierro gris (colado) 4 10-8
Aluminio 7021 2.5 4 x 10-12
Aleación base Ti 5 10-11
51
ANEXO B
Figura 34. Diagrama de fases Fe –Fe3C