INSTITUTO POLITÉCNICO NACIONAL

ESCUELA SUPERIOR DE INGENIERÍA QUÍMICA E

INDUSTRIAS EXTRACTIVAS

DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA EN METALURGIA Y

MATERIALES

“EFECTO DEL BANDEAMIENTO MICROESTRUCTURAL EN

LA ANISOTROPÍA DE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS DE

ACEROS GRADO TUBERÍA API 5L.”

TESIS

PARA OBTENER EL GRADO DE INGENIERO EN

METALURGIA Y MATERIALES

PRESENTA:

JORGE ALEJANDRO GARCÍA DÍAZ

DIRECTORES DE TESIS:

DR. JORGE LUIS GONZÁLEZ VELÁZQUEZ

DR. DIEGO ISRAEL RIVAS LÓPEZ

Contenido Pagina

Resumen

Índice de figuras. i

Índice de tablas. iii

Introducción. 1

Capítulo I Marco teórico. 2

1.1 Aceros API 5L. 2

1.1.1. Especificaciones para aceros grado tubería API 5L. 2

1.2. Comportamiento isotrópico y anisotrópico. 6

1.2.1. Materiales anisotrópicos 6

1.2.2. Anisotropía microestructural en aceros para tubería 7

1.2.3. Coeficiente de Lankford. 8

1.3. Bandeamiento microestructural 11

1.3.1. Determinación del grado de bandeamiento. 12

1.4. Correlación entre energía de impacto Charpy y KIC. 13

Capítulo II Metodología experimental. 15

2.1. Desarrollo experimental. 15

2.1.1. Procedimiento general. 15

2.2. Ensayos microestructurales. 16

2.2.1. Análisis químico. 16

2.2.2. Preparación metalográfica. 16

2.2.3. Caracterización microestructural. 16

2.3. Ensayos mecánicos. 17

2.3.1. Prueba de dureza. 17

2.3.2. Pruebas de tensión uniaxial. 17

2.3.3. Pruebas impacto Charpy. 18

2.3.4. Coeficiente de variación relativa (rvr), relación entre la

anisotropía mecánica y las propiedades microestructurales.

20

Capítulo III Resultados 21

3.1. Resultados metalúrgicos. 21

3.1.1. Análisis químico. 21

3.1.2. Determinación del tamaño de grano. 21

3.1.3. Determinación del grado de bandeamiento (Ai),

orientación microestructural (Ω12) y separación entre

bandas (SB).

22

3.1.4. Determinación del porcentaje de inclusiones 22

3.2. Propiedades mecánicas. 26

3.2.1. Dureza. 26

3.2.2. Ensayos de tensión. 26

3.2.3. Energía de impacto Charpy. 28

Capítulo IV Análisis de resultados. 33

4.1. Análisis microestructural. 33

4.2. Energía de impacto Charpy. 33

4.3. Análisis fractográfico de las superficies de fractura de

las probetas Charpy.

34

4.4. Propiedades en tensión. 36

4.4.1. Dirección L. 36

4.4.2. Dirección C. 36

4.4.3. Dirección 45°. 36

4.5. Valores de KIC-CV a partir de la de impacto Charpy y

KIC.

37

4.6. Coeficiente de variación relativa (rvr). 38 Conclusión. 41

Referencias. 42

RESUMEN.

En el presente trabajo se evalúa el efecto del bandeamiento

microestructural en la anisotropía de las propiedades mecánicas en

aceros con bajo contenido de carbono, grado tubería. En la

experimentación se utilizaron tres diferentes aceros con diferencias en

las características microestructurales, pero todos con microestructura

ferrita-perlita. Para realizar la caracterización mecánica se utilizaron

probetas de tensión uniaxial y de impacto Charpy orientadas en las

direcciones longitudinal (L), circunferencial (C) y 45° con respecto a la

dirección de laminación. Se realizó el análisis microestructural y

químico en los planos de fractura de las probetas ensayadas.

Mediante el coeficiente de variación relativa (rvr) se cuantificó la

relación entre las características microestrucrturales del acero y la

anisotropía de las propiedades mecánicas, observando que es un

parámetro útil para relacionar la anisotropía mecánica del material.

i

Índice de figuras.

Pagina

Figura 1 Orientación de las probetas de tensión con respecto al laminado.

9

Figura 2 Microestructura característica de un acero API 5L que presenta bandeamiento microestructural.

11

Figura 3

Diagrama de flujo del desarrollo experimental para la evaluación de las propiedades mecánicas y microestructurales de acero grado tubería API-5L.

15

Figura 4 Direcciones de preparación metalográfica de acuerdo con la norma ASTM E-112-13.

16

Figura 5 Orientación de las probetas para el ensayo de tensión uniaxial.

17

Figura 6 Geometría de la probeta de tensión. 18

Figura 7 Orientación de las probetas de impacto Charpy. 19

Figura 8

Nomenclatura característica de la probeta de impacto

Charpy con las que se lleva a cabo el ensayo de

impacto.

19

Figura 9 Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en

la dirección L. 26

Figura 10 Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en

la dirección C. 27

Figura 11

Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en

la dirección 45°.

27

Figura 12 Superficies de fractura macroscópicas.

29

Figura 13 Superficie de fractura de impacto Charpy observada en

MEB, zona central, dirección de ensayo L. 30

Figura 14

Superficie de fractura de impacto Charpy observada en

MEB, zona final, dirección de ensayo L.

30

ii

Figura 15

Superficie de fractura de impacto Charpy observada en

MEB, zona central, dirección de ensayo C. 31

Figura 16

Superficie de fractura de impacto Charpy observada en

MEB, zona final, dirección de ensayo C. 31

Figura 17

Superficie de fractura de impacto Charpy observada en

MEB, zona final, dirección de ensayo 45°. 32

Figura 18

Superficie de fractura de impacto Charpy observada en

MEB, zona final, dirección de ensayo 45°. 32

Figura 19

Valores de KIC-Cv para los aceros AA, AB y AC en las

direcciones de propagación de grieta L, C y 45°.

37

iii

Índice de tablas.

Pagina

Tabla 1 Requerimientos químicos para PSL1 en porciento peso

2

Tabla 2 Requerimientos químicos para PSL2 en porciento peso

3

Tabla 3 Resumen de las diferencias entre PSL1 y PSL2

4

Tabla 4 Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL1

5

Tabla 5 Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL2

5

Tabla 6 Dimensiones de la probeta de tensión.

18

Tabla 7 Dimensiones de la probeta de impacto Charpy.

19

Tabla 8 Análisis químico de aceros empleados

21

Tabla 9 Tamaño de grano promedio de las muestras ensayadas

21

Tabla 10

Promedio de valores de Ai, Ω12 y SB para cada uno

de los tres aceros en la dirección L, C y 45°.

22

Tabla 11 Micrografías correspondientes a cada acero 23

Tabla 12

Porcentaje de inclusiones promedio en la dirección L,

C y 45°.

22

Tabla 13

Micrografías correspondientes a cada tubo analizado, para determinar el % de inclusiones en las

direcciones L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X.

25

iv

Tabla 14 Mediciones promedio de durezas realizadas a las muestras ensayadas.

26

Tabla 15

Resultados de YS, UTS y alargamiento para las

muestras ensayadas.

28

Tabla 16

Resultados promedio de energía de impacto Charpy

en las direcciones L, C y 45° correspondientes a las

muestras de acero analizadas.

28

Tabla 17

KIC-Cv obtenida mediante correlaciones con la

energía de impacto Charpy.

37

Tabla 18 Datos empleados para la obtención de rrv.

38

Tabla 19 Coeficiente de variación relativa adaptado al trabajo realizado.

39

1

INTRODUCCIÓN.

La evaluación de integridad mecánica de tuberías sometidas a presión interna

requiere del conocimiento de la resistencia mecánica y la tenacidad a la fractura en

las orientaciones donde se presentan los daños. Normalmente se considera que el

material es isotrópico, lo que implica que el material tiene las mismas propiedades

mecánicas en todas sus direcciones [1]; específicamente, en aceros API 5L grado

tubería fabricados por el proceso UOL, esta suposición es errónea, ya que su

comportamiento mecánico es anisotrópico [2, 3].

La causa principal de la anisotropía mecánica del acero se encuentra en la

microestructura, ya que durante el proceso de conformado se desarrolla una

microestructura de ferrita – perlita en forma de bandas, a esta característica se le

denomina bandeamiento y se le atribuye el mayor efecto sobre la anisotropía, sobre

todo en la resistencia a la fractura [4].

No obstante, y a pesar de que la anisotropía mecánica en aceros grado tubería es

conocida, en ninguno de los criterios para evaluar defectos se consideran las

características microestructurales. Tampoco, se ha definido ningún parámetro que

relacione las propiedades mecánicas con el bandeamiento de la microestructura.

De acuerdo con lo anterior, el objetivo de este trabajo es determinar el efecto que

tiene el bandeamiento microestructural sobre la anisotropía de las propiedades

mecánicas del acero bajo carbono grado tubería, mediante la caracterización

mecánica de tubos de acero bajo carbono con diferentes grados de bandeamiento

microestructural, en diferentes direcciones.

2

CAPÍTULO I. MARCO TEÓRICO

1.1. ACEROS API5L

1.1.1. Especificaciones para aceros grado tubería API 5L.

La especificación API5L es un escrito que contiene los requerimientos técnicos y

comerciales que deben cumplir las tuberías empleadas en la industria del petróleo

y del gas natural para que tengan un desempeño adecuado para el transporte y

distribución de hidrocarburos [4].

La composición química de los aceros empleados para la fabricación de tuberías

con especificación API 5L, debe ser de acuerdo con los requerimientos químicos

que se muestran en la Tabla 1 (para PSL1) y en la Tabla 2 (para PSL2), donde las

siglas PSL corresponden a los niveles de especificación del producto.

Tabla 1. Requerimientos químicos para PSL1 en porciento peso

Grado & Clase

Carbono Máximo.

Manganeso Máximo.

Fósforo Azufre Máximo.

Titanio Máximo.

Otros

Mínimo Máximo

Sin costura

A25, C1I 0.21 0.60 0.030 0.030

A25, C1II 0.21 0.60 0.045 0.080 0.030

A 0.22 0.90 0.030 0.030

B 0.28 1.20 0.030 0.030 0.04 b, c, d

X42 0.28 1.30 0.030 0.030 0.04 c, d

X46, X52, X56

0.28 1.40

0.030 0.030 0.04 c, d

X60f 0.28 1.40 0.030 0.030 0.04 c, d

X65f, X70f 0.28 1.40 0.030 0.030 0.06 c, d

Soldados

A25, C1I 0.21 0.60 0.030 0.030

A25, C1II 0.21 0.60 0.045 0.080 0.030

A 0.22 0.90 0.030 0.030

B 0.26 1.20 0.030 0.030 0.04 b, c, d

X42 0.26 1.30 0.030 0.030 0.04 c, d

X46, X52, X56 0.26 1.40 0.030 0.030 0.04 c, d

X60f 0.26 1.40 0.030 0.030 0.04 c, d

X65f 0.26 1.45 0.030 0.030 0.06 c, d

X70f 0.26 1.65 0.030 0.030 0.06 c, d

3

Tabla 2. Requerimientos químicos para PSL2 en porciento peso

Grado Carbono Máximo.

Manganeso Máximo.

Fósforo Máximo.

Azufre Máximo.

Titanio Máximo

Otros

Sin costura

B 0.24 1.20 0.025 0.015 0.04 d, e

X42 0.24 1.30 0.025 0.015 0.04 c, d

X46, X52, X56, X60f

0.24 1.40 0.025 0.015 0.04 c, d

X65f, X70f, X80f

0.24 1.40 0.025 0.015 0.06 c, d

Soldados

B 0.22 1.20 0.025 0.015 0.04 d, e

X42 0.22 1.30 0.025 0.015 0.04 c, d

X46, X52, X56

0.22 1.40 0.025 0.015 0.04 c, d

X60f 0.22 1.40 0.025 0.015 0.04 c, d

X65f 0.22 1.45 0.025 0.015 0.06 c, d

X70f 0.22 1.65 0.025 0.015 0.06 c, d

X80f 0.22 1.85 0.025 0.015 0.06 c, d

Notas para las Tablas 2 y 3:

Por cada disminución del 0.01% por debajo del contenido de carbono máximo especificado, se

permite un incremento del 0.05% por encima del contenido de manganeso máximo especificado;

hasta un máximo de 1.50% para Grados X42 a X52, hasta un máximo de 1.65% para Grados

mayores a X52, pero menores a X70; y hasta 2.00% para Grados X70 y mayores.

La suma del contenido de niobio y vanadio no debe exceder el 0.03%, excepto que, por acuerdo del

comprador y el fabricante, pueda ser establecido un máximo alternativo.

Niobio, vanadio o sus combinaciones pueden ser usadas a juicio del fabricante.

La suma del contenido de niobio, vanadio y titanio no debe exceder el 0.15%

La suma del contenido de niobio y vanadio no debe exceder el 0.06%, excepto que, por acuerdo del

comprador y el fabricante, pueda ser establecido un máximo alternativo.

Otras composiciones químicas pueden ser establecidas por acuerdo entre el comprador y el

fabricante, a menos que los límites de la nota d y los límites tabulados de fósforo y azufre coincidan.

Los tratamientos térmicos aplicados a los aceros API 5L deben ser desarrollados de

acuerdo con un procedimiento documentado. Las tuberías con esta especificación

pueden tener procesos de laminado, normalizado, normalizado y revenido, y

relevado de esfuerzos. Los Grados X pueden ser templados y revenidos. Los tubos

Grado B que son templados y revenidos deben ser sin costura. Adicionalmente,

dentro de la especificación API 5L los grados PSL1 y PSL2 deben cumplir los

requerimientos técnicos, descritos en la Tabla 3 [4].

4

Además de la composición química, otro de los requerimientos importantes son las

propiedades mecánicas. Los valores de resistencia a la tensión deben estar

conforme a lo especificado en la Tabla 4 (para PSL1) y en la Tabla 5 (para PSL2).

Tabla 3. Resumen de las diferencias entre PSL1 y PSL2

Parámetro PSL1 PSL2

Intervalo de

grados De A25 a X70 De B a X80

Intervalo de tamaño De 0.405 a 80 pulgadas De 4.5 a 80 pulgadas

Tipo de extremo del

tubo

Plano, roscado, acampanado o

acoplamiento especial Plano

Costura de

soldadura

Todos los métodos; soldadura continúa

limitada a Grado A25

Todos los métodos, excepto

soldadura continua y láser

Soldadura eléctrica:

frecuencia No tiene mínimo 100 kHz mínimo

Tratamiento térmico

de la soldadura

eléctrica

Se requiere para grados mayores que

X42

Se requiere para todos los grados

Contenido máximo

de carbono para

tubos sin costura

0.28% para grados ≥B

0.24%

Contenido máximo

de carbono para

tubos con costura

0.26% para grados ≥B

0.22%

Contenido máximo

de fósforo 0.030% para grados ≥A 0.025%

Contenido máximo

de azufre 0.030% 0.015%

Carbono equivalente Únicamente cuando el comprador lo

especifica SR18

Existe un máximo requerido para

cada grado

Esfuerzo de

cedencia máximo Ninguno Hay un máximo para cada grado

Esfuerzo de tensión

final Ninguno Hay un máximo para cada grado

Resistencia a la

fractura Ninguno Requerido para todos los grados

Inspección no

destructiva

Únicamente cuando el comprador lo

especifica SR4 Obligatorio SR4

Reparación con

soldadura del cuerpo

del tubo o placa

Permitido

Prohibido

5

Tabla 4. Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL1

Grado

Resistencia a la cedencia, Mínimo

Esfuerzo de tensión final,

Mínimo

Elongación en 2 in (50.8 mm), Mínimo, %

psi MPa psi MPa

A25 25,000 172 45,000 310 a

A 30,000 207 48,000 331 a

B 35,000 241 60,000 414 a

X42 42,000 290 60,000 414 a

X46 46,000 317 63,000 434 a

X52 52,000 359 66,000 455 a

X56 56,000 386 71,000 490 a

X60 60,000 414 75,000 517 a

X65 65,000 448 77,000 531 a

X70 70,000 483 82,000 565 a

Tabla 5. Requerimientos de resistencia a la tensión para PSL2

Grado

Resistencia a la cedencia Esfuerzo de tensión final Elongación en 2 in (50.8 mm), mínimo, %

mínimo máximo mínimo máximo

psi MPa Psi MPa psi MPa psi MPa

B 35,000 241 65,000d 448 60,000 414 110,000 758 a

X42 42,000 290 72,000 496 60,000 414 110,000 758 a

X46 46,000 317 76,000 524 63,000 434 110,000 758 a

X52 52,000 359 77,000 531 66,000 455 110,000 758 a

X56 56,000 386 79,000 544 71,000 490 110,000 758 a

X60 60,000 414 82,000 565 75,000 517 110,000 758 a

X65 65,000 448 87,000 600 77,000 531 110,000 758 a

X70 70,000 483 90,000 621 82,000 565 110,000 758 a

X80 80,000 552 100,000

e 690 90,000 621 120,000 827 a

Notas para las Tablas 4 y 5:

La elongación mínima en 2 in (50.8 mm) debe estar determinada por la siguiente ecuación:

Ecuación en unidades del Sistema Inglés Ecuación en unidades del Sistema Internacional

𝐴0.2 𝑒 = 625,000

𝑈0.9

𝐴0.2 𝑒 = 1,944

𝑈0.9

Dónde:

e = Elongación mínima en 2 in (50.8 mm) en %, redondeada al porcentaje más cercano.

A = Área de la muestra a la que se le aplica la fuerza de tensión.

U = Esfuerzo mínimo de tensión final especificado en psi (Mpa).

6

Notas para las Tablas 4 y 5:

El esfuerzo máximo de cedencia para un grado intermedio debe ser el máximo para los próximos

grados listados.

Todos los grados intermedios tienen un esfuerzo de tensión final máximo de 110,000 psi (759 MPa).

El esfuerzo máximo de cedencia para un tubo Grado B sujeto a pruebas longitudinales es 72,000 psi

(496 MPa).

Para espesores mayores que 0.984 in (25 mm), el máximo esfuerzo de cedencia debe estar

determinado por acuerdo entre el comprador y el fabricante.

Es importante señalar que en ninguna de las tablas de especificación se hace

referencia a la variación de las propiedades mecánicas en función de la

microestructura u orientación de los materiales.

1.2. COMPORTAMIENTO ISOTRÓPICO Y ANISOTRÓPICO.

1.2.1. Materiales anisotrópicos.

Los materiales monocristalinos en los cuales varios granos están orientados a lo

largo de ciertas direcciones tendrán propiedades isotrópicas [5]. En general, la

mayoría de los materiales policristalinos exhibirán propiedades anisotrópicas [1].

Particularmente cuando la estructura de un policristal está recocida, se pueden tener

granos con las siguientes tres características:

1 Finos: el tamaño de grano es suficientemente pequeño como para que, en la

sección considerada haya muchos granos.

2 De forma equiaxial: la dimensión de los granos es similar en todas las

direcciones.

3 Con orientaciones cristalinas de los granos individuales orientadas al azar.

Si se cumplen estas tres condiciones la propiedad mecánica corresponderá a un

promedio sobre muchos granos, dando un valor resultante y un promedio que será

el mismo en todas las direcciones del material, así se tendrá isotropía por

compensación [6].

7

También influyen las orientaciones preferentes o textura cristalográfica producida

durante el proceso de conformado del metal. La deformación plástica mediante

procesos de conformado y la recristalización en la microestructura, generan una

textura cristalográfica en los materiales policristalinos de acuerdo a su estructura

cristalina particular. En este caso, los materiales que han sido deformados mediante

procesos de laminación en frío presentan texturas cristalográficas que permiten

relacionar las propiedades mecánicas con la orientación [7].

1.2.2. Anisotropía microestructural en aceros para tubería.

La dependencia de las propiedades mecánicas a la orientación microestructural es

un fenómeno bien conocido para los aceros laminados en caliente, existen tres

factores que afectan la anisotropía [7]:

1. La distribución no uniforme de las inclusiones, así como el tamaño y la forma

de estas.

2. La anisotropía microestructural debido a la segregación química con

bandeamiento o estructura de granos alargados.

3. La textura cristalográfica.

Las inclusiones también pueden presentar anisotropía particularmente con respecto

a la tensión, propiedades de flexión, modos de fractura y la tenacidad a la fractura.

Las inclusiones no metálicas influyen en las propiedades mecánicas porque actúan

como sitios de nucleación de clivaje o huecos. Normalmente las inclusiones sirven

para concentrar los esfuerzos por lo que partículas adyacentes más frágiles de

cementita pueden iniciar el clivaje [8].

8

Las inclusiones como MnS pueden decohesionarse de la matriz antes de alcanzar

el clivaje. Los huecos resultantes producen una gran concentración de esfuerzos en

la punta de las inclusiones elongadas, por lo que aplicar carga normal al plano de la

inclusión induce una tenacidad menor. En contraste con el caso donde el esfuerzo

principal es paralelo al eje axial, la concentración de esfuerzos es menor debido a

la decohesión [7,8].

Varios métodos han sido introducidos para controlar la forma y el tamaño de las

partículas no metálicas, particularmente las de MnS. El más obvio es reduciendo la

concentración de sulfuros, pero la tenacidad anisotrópica persiste incluso cuando la

concentración de azufre es menor a 0.01% en peso; probablemente la forma de las

partículas juega el papel más significativo en la dependencia de la orientación de las

propiedades.

1.2.3. Coeficiente de Lankford.

El comportamiento anisotrópico de productos planos puede caracterizarse por

medio del coeficiente de Lankford o coeficiente de anisotropía r, el cual representa

la capacidad del material para acomodar la deformación plástica en el plano de la

chapa [9]. Este coeficiente se determina por ensayos de tracción uniaxial en

probetas de chapa en forma de una tira. Los coeficientes de anisotropía r se define

por la Ecuación 1[9]:

r = 𝜀22 𝜀33⁄ (1)

Donde, ε22, ε33 es la tensión en las direcciones de ancho y espesor,

respectivamente. En el caso de un material isotrópico, r = 1.0 [9].

9

Si el ensayo de tensión es realizado sobre probetas cortadas de una chapa en

diferentes orientaciones a la dirección de laminación, puede no haber diferencias

entre las curvas de esfuerzo-deformación. Sin embargo, la carencia o falta de

variación de las curvas de esfuerzo-deformación con la dirección no necesariamente

indica que el material es isótropo. Para caracterizar la anisotropía de una chapa

metálica los coeficientes de Lankford (r) pueden ser determinados mediante la

Ecuación 2 [9], a diferentes orientaciones, los cuales se definen como la razón de

las medidas de las deformaciones de contracción en un ensayo de tensión antes de

que aparezca el cuello en la probeta [9].

r = 𝜀𝑤

𝜀𝑡 =

𝐿𝑛(𝑤

𝑤0)

𝐿𝑛(𝑡

𝑡0) (2)

Donde:

εw es la deformación real en el ancho

εt es la deformación real en el espesor, como se muestra en la Figura 1.

Figura 1. Orientación de las probetas de tensión con respecto al laminado.

Para materiales muy delgados la medición directa de la deformación en el espesor

es muy difícil. Por lo tanto, la deformación en el espesor es usualmente deducida

de la hipótesis de volumen constante Ecuación 3 [9]:

10

𝜀𝑙 + 𝜀𝑡 + 𝜀𝑤 = 0 (3)

Donde: 𝜀𝑙 es la deformación longitudinal.

Como el valor de r depende del ángulo de la probeta en el momento de ser cortada

con respecto a la dirección de laminación del material, se suele usar un valor

promedio de r dado por la Ecuación 4 [9]:

r = 𝑟0+ 𝑟45+2𝑟90

4 (4)

Donde los subíndices se refieren al ángulo entre el eje de tensión y la dirección de

laminado, como el grado de anisotropía en el plano del material (anisotropía plana)

puede ser descrito por la Ecuación 5 [9].

Δr = 𝑟0+ 𝑟90+2𝑟45

2 (5)

Como se explicó anteriormente, es difícil obtener medidas de las deformaciones a

lo largo del espesor. Por lo tanto, se ha empleado la hipótesis de conservación de

volumen para estimar ésta, pero aun así hay que medir dos deformaciones a la vez

durante el ensayo, lo cual es una labor complicada empleando extensómetros [9].

11

1.3. BANDEAMIENTO MICROESTRUCTURAL.

El bandeamiento es el nombre que se le da a la microestructura de un acero que

presenta capas alineadas de perlita y ferrita, como se observa en la Figura 2.

Figura 2. Microestructura característica de un acero API 5L que presenta bandeamiento

microestructural.

Esta apariencia se deriva del proceso de laminado en caliente, en donde las zonas

de alto y bajo contenido de soluto serán elongadas generando la morfología

observada en la microestructura de la Figura 2 [10].

La presencia de microestructuras bandeadas es más frecuente en aceros que

contengan ferrita y perlita en proporciones iguales, sin embargo, se ha determinado

que la intensidad del bandeamiento disminuye a medida que la velocidad de

enfriamiento y el tamaño de grano austenítico aumenta [10].

12

1.3.1. Determinación del grado de bandeamiento.

El espacio central entre bandas (SB), el grado de orientación microestructural (Ω12)

y el índice de anisotropía (Ai) es descrito cualitativamente utilizando muestras

metalográficas [11].

El espaciamiento central promedio entre fases bandeadas u orientadas (SB), puede

ser determinado con la Ecuación 6 [11].

SB⊥ = 1

𝑁𝐿⊥ (6)

Donde:

NL⊥ Es el resultado de la división de N⊥ (número de intercepciones existentes con

las líneas de prueba, las cuales son perpendicular a la dirección de deformación)

entre Lt (longitud de la línea de prueba dividida entre la magnificación de la

micrografía ensayada, en mm)

El grado de orientación Ω12, es utilizado en elementos donde la microestructura

presenta una orientación parcial, este grado de orientación se puede calcular

utilizando la Ecuación 7 [11]:

Ω12 = 𝑁⊥− 𝑁∥

𝑁⊥+(0.571∗ 𝑁∥) (7)

Donde:

N⊥ es el número de intercepciones existentes con las líneas de prueba, las cuales

son perpendicular a la dirección de deformación y N∥ Es el número de

intercepciones existentes con líneas de prueba, las cuales son paralelas a la

dirección de deformación.

13

El índice de anisotropía Ai para microestructuras orientadas al azar está regido por

la Ecuación 8 [11]:

Ai = 𝑁⊥

𝑁∥ (8)

Para obtener estos valores se usa como referencia la norma ASTM E 1268-99 [11],

la cual menciona que se utiliza una cuadricula de prueba, esta cuadricula debe ser

realizada sobre un acetato, el cual es colocado sobre la micrografía donde se

procede a hacer el conteo de intercepciones [11]. El grado de orientación puede

variar desde cero (distribución completamente al azar) a uno (distribución

completamente orientada). Por lo que una microestructura esta bandeada cuando

Ai > 1 y Ω12 ˃ 0 [11].

1.4. Correlación entre energía de impacto Charpy y KIC.

La prueba de impacto Charpy es probablemente el ensayo de fractura más

frecuentemente realizado para la determinación de la temperatura de transición

dúctil -frágil (temperatura en la que la Cv disminuye drásticamente) y como prueba

de control de calidad (para verificar si el material cumple con una Cv mínima

especificada). La prueba consiste en fracturar una barra de sección cuadrada (10 x

10 mm) que tiene una entalla en “V” de 60°, mediante el impacto con un péndulo de

peso estándar, la sencillez y economía de la prueba han motivado muchos trabajos

para poder convertir los valores de energía de impacto (Cv) a valores de KIC-Cv [1].

De esta manera la mejor correlacione de Cv contra KIC se obtienen con la Ecuación

9 [1]:

(𝐾𝐼𝐶 𝜎0⁄ )2 = 0.64[(𝐶𝑣 𝜎0⁄ ) − 0.01] (9)

14

Donde:

(𝐾𝐼𝐶⁄𝜎0)2 Es dado en metros

(𝐶𝑣⁄𝜎0) En J/ MPa.

Esta correlación es válida para valores de Cv de 3 a 121 J a una temperatura

cercana a los 27°C. Para materiales frágiles (Cv de 4 a 82 J) la siguiente

correlación es efectiva y se relaciona con la Ecuación 10 [1]:

𝐾²𝐼𝐶 / E = 0.22(Cv)1.5 (10)

15

CAPITULO II. METODOLOGÍA EXPERIMENTAL

2.1. DESARROLLO EXPERIMENTAL.

2.1.1 Procedimiento general.

El desarrollo experimental consiste en la evaluación de las propiedades mecánicas

de tres aceros grado tubería API-5L, en las direcciones longitudinal (L),

circunferencial (C) y 45°, así como su caracterización microestructural. Los aceros

utilizados corresponden a tubos que estuvieron en servicio y se han identificado

como; AA, AB, y AC.

En la Figura 3 se esquematiza el procedimiento experimental.

Figura 3. Diagrama de flujo del desarrollo experimental para la evaluación de las

propiedades mecánicas y microestructurales de acero grado tubería API-5L.

SELECCIÓN DEL MATERIAL

% DE INCLUSIONES

CORRELACION DE PROPIEDADES

ENSAYO CHARPY

DUREZA TAMAÑO DE GRANO

ENSAYO DE TENSION

ANÁLISIS

MICROESTRUCTURAL

ANALISIS DE RESULTADOS

BANDEAMIENTO Y ANISOTROPIA

ANÁLISIS

MECÁNICO ANÁLISIS QUÍMICO

16

2.2. ENSAYOS MICROESTRUCTURALES.

2.2.1. Análisis químico

El análisis químico se llevó a cabo con un equipo de espectroscopia de emisión

atómica utilizando una muestra de 5 X 5 X 5 cm.

2.2.2. Preparación metalográfica

Las muestras se desbastaron con papel abrasivo de carburo de silicio comenzando

por grado 320 hasta 1200, posteriormente se pulieron con alúmina de 1, 0.3 y 0.05

μm, hasta obtener una superficie con acabado a espejo, las muestras se atacaron

químicamente con reactivo Nital al 2% durante cinco segundos para revelar la

microestructura.

2.2.3. Caracterización microestructural.

La caracterización microestructural se realizó siguiendo el procedimiento estándar

de acuerdo con la norma ASTM E-112-13 [12]. Se realizaron caracterizaciones en

tres direcciones Figura 4. Se determinó, el tamaño de grano, el tamaño y

distribución de las inclusiones no metálicas.

Figura 4. Direcciones de preparación metalográfica de acuerdo con la norma ASTM E-

112-13.

17

2.3. ENSAYOS MECÁNICOS.

2.3.1. Prueba de dureza

Para llevar a cabo el ensayo de dureza se utilizó un durómetro con identador tipo

esfera de 1/16” en escala Rockwell utilizando una carga de 100 kgf, este ensayo se

realizó de acuerdo con la norma ASTM E 18 [13].

2.3.2. Pruebas de tensión uniaxial.

Las pruebas se realizaron de acuerdo con la norma ASTM E-8 [13] mediante el uso

de una máquina universal de marco fijo con celda de carga de 100 kN. Se evaluaron

las propiedades de tensión en las direcciones C, L y 45°, se maquinaron tres

probetas por cada una de las direcciones analizadas como se muestra en la Figura

5.

Figura 5. Orientación de las probetas para el ensayo de tensión uniaxial.

Los ensayos se realizaron en laboratorio con condiciones de temperatura y humedad

ambiente.

18

Las probetas se maquinaron de acuerdo con la norma ASTM E 8M [13] y su

geometría se observa en la Figura 6. En la Tabla 6 se enlistan las dimensiones de

las probetas estándar utilizadas.

Figura 6. Geometría de la probeta de tensión.

Tabla 6. Dimensiones de la probeta de tensión.

Nomenclatura característica de la probeta de tensión y sus dimensiones

Denominación G W T R L A B C

Milímetros 200 40 --- 25 450 225 75 50

2.3.3. Pruebas impacto Charpy

Las pruebas se realizaron de acuerdo con la norma ASTM E-23 [14] mediante el

uso de la máquina de ensayo de impacto Charpy.

Se maquinaron tres probetas por cada una de las direcciones analizadas, como se

muestra en la Figura 7. Los ensayos se realizan en un laboratorio con condiciones

de temperatura y humedad ambiente. Los planos de fractura de las probetas Charpy

corresponden a las direcciones de las probetas de tensión.

19

Figura 7. Orientación de las probetas de impacto Charpy.

La Figura 8 muestra la geometría y dimensiones de las probetas de impacto Charpy

con entalla en “V”. En la Tabla 7 se listan las dimensiones de la probeta estándar

utilizada.

Figura 8. Nomenclatura característica de la probeta de impacto Charpy con las que se lleva

a cabo el ensayo de impacto.

Tabla 7. Dimensiones de la probeta de impacto Charpy.

Probeta de impacto Charpy estándar

Denominación L B C α h R

Milímetros 50 10 10 --- 2 0.25

Grados --- --- --- 60 --- ---

20

2.3.4. Coeficiente de variación relativa (rvr), relación entre la anisotropía

mecánica y las propiedades microestructurales.

De los resultados obtenidos en las pruebas mecánicas, se determinó un coeficiente

de variación relativa rvr (Ecuación 11) el cual permite evaluar cuantitativamente la

variación de las propiedades mecánicas respecto a las direcciones L, 45° y C.

rvr = 𝐷𝑋

𝑋 (11)

Donde:

DX =Dirección que se quiere analizar

X = Dirección que se toma como base de cálculo para obtener la correlación

requerida.

21

CAPITULO III. RESULTADOS

3.1. Resultados metalúrgicos

3.1.1. Análisis químico

La Tabla 8 muestra la composición química en % peso de los tres aceros

ensayados.

Tabla 8. Análisis químico de aceros empleados.

Muestra Composición química de aceros utilizados (% peso)

C Mn P S Ti

AA 0.129 1.119 0.011 0.019 0.001

AB 0.118 1.06 0.019 0.004 0.002

AC 0.175 1.27 0.044 0.018 0.002

3.1.2. Determinación del tamaño de grano.

Se realizó el cálculo de tamaño de grano en las secciones L, C y 45°, para cada

uno de los tres aceros ensayados. El promedio de tamaño de grano ASTM se

muestra en la Tabla 9, así como el diámetro de grano promedio para cada dirección.

Tabla 9. Tamaño de grano promedio de las muestras ensayadas.

Promedio de tamaño de grano ASTM (G)

Dirección Muestra

AA AB AC

L 6 7 9

C 6 7 9

45° 6 7 9

Promedio 6 7 9

Tamaño de grano en µm de acuerdo con la norma ASTM E 112 - 13 Promedio 34 28 14

22

3.1.3. Determinación del grado de bandeamiento (Ai), orientación

microestructural (Ω12) y separación entre bandas (SB)

En la Tabla 10 se muestra el promedio de valores obtenidos para Ai, Ω12 y SB,

mientras que en la Tabla 11, se muestran las micrografías representativas de cada

espécimen ensayado.

Tabla 10. Promedio de valores de Ai, Ω12 y SB para cada uno de los tres aceros en la

dirección L, C y 45°.

Propiedad Dirección L Dirección C Dirección 45°

AA AB AC AA AB AC AA AB AC

Ω12 0.24 0.54 0.65 0.07 0.54 0.56 0.08 2.61 2.42

Ai. 1.50 2.96 4.08 1.10 3.24 3.07 1.14 0.48 0.45

SB 0.19 0.09 0.06 0.23 0.08 0.07 0.18 0.08 0.11

3.1.4. Determinación del porcentaje de inclusiones

El promedio de valores obtenidos para cada sección se presenta en la Tabla 12. En

la Tabla 13 se muestran las micrografías correspondientes a cada tubo ensayado.

Tabla 12. Porcentaje de inclusiones promedio en la dirección L, C y 45°.

Dirección

Muestra

AA AB AC % Inclusiones % Inclusiones % Inclusiones

L 0.04 0.04 0.14

C 0.03 0.07 0.26

45° 0.03 0.08 0.20

23

Tabla 11. Micrografías correspondientes a cada acero analizado, muestra la

microestructura característica en la dirección L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X

AA AB AC

Zona utilizada para llevar a cabo el análisis microestructural en los aceros correspondientes.

Microestructuras correspondientes a los aceros analizados en dirección Circunferencial (C)

Zona utilizada para llevar a cabo el análisis microestructural en los aceros correspondientes.

24

Continuación de Tabla 11 que muestra micrografías correspondientes a cada acero analizado, muestra la microestructura característica en la dirección L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X

AA AB AC

Zona utilizada para llevar a cabo el análisis microestructural en los aceros correspondientes

25

Tabla 13. Micrografías correspondientes a cada tubo analizado, para determinar el

% de inclusiones en las direcciones L, C y 45°. Fotografías tomadas a 10X.

Muestra L C 45°

AA

AB

AC

26

3.2. Propiedades mecánicas

3.2.1. Dureza

Las mediciones de dureza realizadas en la superficie se muestran en la Tabla 14.

Tabla 14: Mediciones promedio de dureza realizadas a las muestras ensayadas.

Mediciones de dureza

Muestra Dureza HRB

AA 84

AB 84

AC 79

3.2.2. Ensayos de tensión

La Figura 9 muestra las curvas esfuerzo– deformación obtenidas en la dirección L.

Figura 9. Curva esfuerzo-deformación de los aceros ensayados en la dirección L.

27

La Figura 10 muestra las curvas esfuerzo – deformación que presenta cada material

ensayado en la dirección C.

Figura 10. Curva esfuerzo - deformación de los materiales ensayados en la dirección C.

La Figura 11 muestra las curvas esfuerzo – deformación de los aceros ensayados

en la dirección de 45°.

Figura 11. Curva esfuerzo-deformación de los materiales ensayados en la dirección 45°.

28

Los resultados de YS, UTS y Alargamiento que presentó cada muestra ensayada

en las direcciones L, C y 45° se muestran en la Tabla 15.

Tabla 15: Resultados de YS, UTS y Alargamiento para las muestras ensayadas.

Dirección YS (MPa) UTS (MPa) % Alargamiento UTS/YS

AA

L 340 505 35 1.48

C 428 533 32 1.80

45° 397 517 35 1.30

AB

L 341 483 38 1.41

C 371 507 37 1.36

45° 395 514 38 1.30

AC

L 355 535 38 1.50

C 422 556 33 1.31

45° 336 520 36 1.54

3.2.3. Energía de impacto Charpy

Los promedios de energía de impacto absorbida se muestran en la Tabla 16. Las

superficies de fractura macroscópicas se observan en la Figura 12, mientras que en

las Figuras 13 a la 18 se visualizan las zonas microscópicas de análisis

correspondientes al centro y final de fractura de cada acero ensayado

respectivamente. Cabe mencionar que las macrografías se realizaron con una

cámara fotográfica, mientras que las micrografías se realizaron mediante MEB.

Tabla 16: Resultados promedio de energía de impacto Charpy en las direcciones

L, C y 45° correspondientes a las muestras de acero analizadas.

Dirección Promedio de energía de impacto Charpy (J)

AA AB AC

L 344 299 115

C 353 342 150

45° 346 350 153

29

Figura 12. Superficies de fractura macroscópicas correspondientes a las pruebas

de impacto Charpy realizadas a cada acero.

Superficies de fractura macroscópicas.

Muestra L C 45°

AA

AB

AC

30

AA AB AC

1000

X

Figura13. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona Central, dirección de ensayo L.

AA AB AC

1000

X

Figura 14. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona final, dirección de ensayos L.

31

AA AB AC

10

00

X

Figura 15. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona Central, dirección de ensayo C.

AA AB AC

10

00

X

Figura 16. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona final, dirección de ensayo C.

32

AA AB AC 1

000

X

Figura 17. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona central, dirección de ensayo 45°.

AA AB AC

10

00

X

Figura 18. Superficies de fractura de impacto Charpy observada en MEB, zona final, dirección de ensayo 45°.

33

CAPITULO IV. ANÁLISIS DE RESULTADOS 4.1. Análisis microestructural

Los análisis microestructurales indican la presencia de inclusiones no metálicas tipo

óxidos de forma esferoidal. Para los tubos AA y AB, el porcentaje de carbono es

cercano entre sí; mientras que para el tubo AC la diferencia de contenido de

carbono es mayor.

El grado de bandeamiento y orientación miscroestructural cuantificado para cada uno

de los aceros se clasificó de la siguiente manera:

AA Bandeamiento bajo

AB Bandeamiento medio

AC Bandeamiento alto

Lo anterior se atribuye a contenidos de carbono similares entre los aceros (AA y

AB) mientras que el acero con mayor contenido de carbono (AC) presenta el mayor

bandeamiento (Ai), es importante mencionar que los aceros AA y AB presentaron

uniformidad en el T.G. en todas sus direcciones.

4.2. Energía de impacto Charpy.

Los resultados de energía de impacto de las muestras con bajo bandeamiento (AA) y

medio bandeamiento (AB) se encuentra entre 299 J y 353 J, dependiendo de la

dirección en la que son evaluadas. Sin embargo, Para el acero con alto bandeamiento

(AC), estos valores caen hasta en un 67%. Cabe señalar que en todas las muestras

se observa anisotropía en la energía de impacto.

34

Se observa que, en los tres aceros ensayados, en la dirección L, presenta la menor

energía de impacto Charpy (Cv). Continuando con el análisis en esta misma

dirección, se observa que el acero con mayor bandeamiento (AC) presenta la menor

energía de impacto Charpy, mientras que los aceros de medio bandeamiento (AB) y

bajo bandeamiento (AA) incrementaron su Cv en 61% y 66% respectivamente.

Por otro lado, todos los aceros presentaron valores cercanos de energía de impacto

Charpy entre las direcciones C y 45°, con un grado de anisotropía muy bajo, con

variaciones de 2% y 4%. Esta característica es atribuida a la similitud en los valores

de Ai para estas direcciones.

4.3. Análisis fractográfico de las superficies de fractura de las probetas Charpy.

En la dirección L, se observa que las probetas de los aceros AA y AB muestran

una superficie de apariencia rugosa y una zona de inicio de fractura con un frente

irregular, no así para el acero AC que presenta una baja rugosidad. Las probetas

de los aceros AA y AB presentan una gran cantidad de deformación plástica, con

los labios de corte pronunciados en los costados; en contraste, la probeta AC

presenta poca deformación asociada con la fractura, es importante resaltar que el

acero AC es el que presenta el mayor grado de bandeamiento.

En la dirección C, para los tres aceros, se observa la presencia de delaminaciones

en la zona central de la fractura. La dirección de las delaminaciones es paralela al

bandeamiento microestructural. Además, se observan labios de corte más

pronunciados en esta dirección en comparación con la dirección L. La menor

rugosidad se presenta nuevamente en el acero con mayor bandeamientoa (AC).

35

En las superficies de fractura de las probetas orientadas a 45°, se observa la

presencia de labios de corte pronunciados en los costados de las muestras AA, a

diferencia de las probetas de los tubos AB y AC, que presentan una menor cantidad

de deformación plástica. Otro aspecto que resaltar es la presencia de huecos de gran

profundidad en el espécimen AC.

36

4.4. Propiedades en tensión.

1. Dirección L.

El acero con mayor bandeamiento (AC) presenta un mayor esfuerzo de cedencia

(YS), así como un mayor UTS; variando 4% y 11% con respecto a los aceros de

mediano y bajo bandeamiento (AB y AA) respectivamente. El porcentaje de

elongación de los tres aceros se asemeja, y no superó el 3% de diferencia entre sí.

2. Dirección C.

Los aceros con denominación AA y AC (bajo y alto bandeamiento) presentan un

incremento del 15% en el esfuerzo de cedencia (YS) con respecto a la curva del

acero con denominación AB.

En cuanto a los resultados de UTS, el acero AC, que presenta el mayor

bandeamiento, tiene el mayor valor de UTS con diferencias del 10% y 4% con los

aceros AA y AB respectivamente. La elongación final no presenta diferencias

mayores del 5%.

3. Dirección 45°.

El YS es similar entre las curvas AA y AB presentando solo un 0.50% de diferencia

entre estos, sin embargo, la curva AC decrece aproximadamente 15% con respecto

a las dos anteriores. Por otra parte, el UTS es muy similar en los tres aceros, con

diferencias menores al 1%.

37

4.5. Valores de KIC-CV a partir de la energía de impacto Charpy

Utilizando las correlaciones entre la energía de impacto Charpy y KIC, se obtuvieron

los valores de KIC-CV que se muestran en la Tabla 17 y en la Figura 19.

Tabla 17. KIC-Cv obtenida mediante correlaciones con la energía de impacto

Charpy.

Correlaciones entre la energía de impacto Charpy y KIC

Dirección

Muestra

AA AB AC

KIC-Cv (MPa*√m) KIC-Cv (MPa*√m) KIC-Cv (MPa*√m)

L 274 255 159

C 306 283 198

45° 293 295 179

Figura 19. Valores de KIC-Cv para los aceros AA, AB y AC en las direcciones C, L y 45°.

38

Se aprecia que la mayor tenacidad a la fractura (KIC-Cv) se presenta en la dirección

circunferencial (C) en la muestra AA, presentando una diferencia del 7% con la

muestra AB y una diferencia del 35% para el espécimen AC respectivamente, por

el contrario, el menor valor de KIC-Cv se presenta en la dirección longitudinal (L)

en la muestra AC, presentando una diferencia del 6% con la muestra AB y una

diferencia del 37% para el espécimen AA; es importante mencionar que la muestra

AA es la que presento el menor contenido de carbono y el menor grado de

bandeamiento con respecto a las muestras AB y AC respectivamente, mientras

que la muestra AC es la que presenta mayor contenido de carbono y el mayor

grado de bandeamiento con respecto a las muestras AA y AB.

4.6. COEFICIENTE DE VARIACIÓN RELATIVA (rvr)

Para obtener los resultados de rvr se emplearon los datos de la Tabla 18. Los

resultados de rvr se muestran en la Tabla 19.

Tabla 18. Datos empleados para la obtención de rrv.

Datos empleados para la obtención de rrv

Propiedad

MUESTRA

AA AB AC

L C 45° L C 45° L C 45°

Ai 1.50 1.10 1.14 2.96 3.24 0.48 4.08 1.29 0.45 Ω12 0.24 0.07 0.08 0.54 0.54 2.61 0.65 0.15 2.42

T.G.(µm) 33.6 33.6 33.6 28.3 33.6 28.3 14.1 14.1 14.1

YS (MPa) 340 428 397 341 371 395 355 442 336

Cv (J) 344 353 346 299 342 350 115 150 153

kIC-Cv 274 306 293 255 283 295 159 198 179

39

Tabla 19. Coeficiente de variación relativa adaptado al trabajo realizado.

Resultados del coeficiente de variación relativa para cada muestra.

Propiedad

MUESTRA

AA AB AC

rvr rvr rvr Dirección

C 45° C 45° C 45°

rvr-Ai 0.73 0.76 1.09 0.88 0.31 0.11

rvr-Ω12 0.29 0.33 1 0.88 0.23 0.69

rvr-T.G. 1 1 1.18 1 1 1

rvr-YS 1.25 1.16 1.08 1.15 1.24 0.94

rvr-Cv 1.02 1.005 1.14 1.17 1.30 1.33

rvr-kIC-Cv 1.11 1.06 1.10 1.15 1.24 1.12 NOTA: se utilizó como base de cálculo los valores obtenidos en la dirección longitudinal (L)

Se observa que para los aceros AA y AC, existe un aumento en los valores

correspondientes al bandeamiento en la dirección L con respecto a las direcciones C

y 45°. En contraste el acero AB presentó el comportamiento opuesto, al tener un

bandeamiento mayor en la dirección circunferencial (C) con respecto a las otras dos

direcciones. La orientación microestructural (Ω12) de los aceros presenta una

tendencia similar en las muestras AA y AC, pues la dirección longitudinal (L)

presenta una mayor orientación de la microestructura en comparación con la

dirección circunferencial (C). Sin embargo, la muestra AB no presenta una variación

significativa entre sus direcciones. Se pude observar que el T.G. tiene un rvr

constante en las tres direcciones, por lo tanto, se descarta que el T.G. influya en la

anisotropía.

Al analizar la anisotropía de las propiedades de tensión, se puede observar que en

el acero de bajo bandeamiento (AA) el valor de rvr presenta un incremento de 16%

y 25% en las direcciones de 45° y circunferencial (C) con respecto a la dirección

longitudinal (L).

40

Comparando los datos de rvr para YS y Ai, se observa que las propiedades en

tensión están claramente influidas por el bandeamiento microestructural, pues

cuando la dirección evaluada posee menores valores de bandeamiento, se obtienen

las mayores propiedades de tensión.

En general se observa que la relación de Ai y YS es directa con respecto a rvr.

Para el caso de la energía de impacto Charpy, las muestras correspondientes al

acero con bajo bandeamiento (AA) presentan una baja anisotropía, con diferencias

menores al 3% entre sus direcciones. Los aceros de medio y alto bandeamiento

(AB y AC) presentan una anisotropía mayor, con variaciones de alrededor de 15%

y 30% respectivamente.

Lo anterior muestra que el bandeamiento influye en la anisotropía de la energía de

impacto, encontrando que a mayor bandeamiento menor resistencia a la fractura.

41

Conclusion.

1. El coeficiente de variación relativa (rvr) es un parámetro útil para relacionar

la anisotropía mecánica del material, con respecto a las características

micorestructurales, siendo la muestra AA la que presenta un menor grado

de bandeamiento y por lo tanto mejores valores de isotropía entre sus

direcciones no superando un 4% de diferencia entre ellas, siendo caso

contrario la muestra AC que presenta un mayor grado de bandeamiento y

valores de rvr-Ai con diferencias de aproximadamente 65% entre sí, siendo

la muestra que presenta mayor anisotropía en sus direcciones de estudio.

2. La mayor tenacidad a la fractura (KIC-Cv) se presenta en la dirección C del

acero AA con el menor grado de bandeamiento mientras que la menor

tenacidad a la fractura se registró en la dirección L siendo esta dirección la

que presenta el mayor grado de bandeaminto, de esta manera tenemos que

cuando la variación de Ai entre direcciones es menor al 30%, la anisotropía

de KIC es de alrededor de 10%. Sin embargo, cuando la variación de Ai entre

direcciones es de mayor o igual al 70% la anisotropía se incrementa en un

20%.

3. El acero con mayor grado de bandeamiento (AC) tiene un esfuerzo de

cedencia 4% superior en la dirección L, con respecto a los otros dos aceros

de prueba en la dirección C, esta diferencia es de 3% y16% sin embargo en

la dirección de 45° se observa un comportamiento inverso disminuyendo la

resistencia a la cedencia del acero con mayor grado de bandeamiento en

aproximadamente 18%.

4. El valor de UTS para los tres aceros de prueba varia alrededor de 8% ± 2%,

lo que indica que la anisotropía asociada al bandeamiento no impacta

significativamente el valor de UTS.

42

REFERERNCIAS

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Noriega. MÉXICO, 2004.

[2] API 579-1/ASME FFS-1 Fitness For Service, Part 7. Assessment of hydrogen

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[4] API Specification 5L. Specification for line pipe, Forty third Edition, March 2004.

[5] M. S. Jooa, D.-W. Suha, J.-H. Baeb, H. K. D. H. Bhadeshiaa,c , Toughness

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Mechanical Anisotropy in Steels for Pipelines, 2013.

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PortadaSImpresora 18110619510Contenido 2018RESUMENÍndice de figuras y tablasTESIS JORGE ALEJANDRO 2018