Congreso SAM/CONAMET 2007 San Nicolás, 4 al 7 Septiembre de 2007 EVALUACIÓN DE LA INTEGRIDAD ESTRUCTURAL EN UN RECIPIENTE A PRESIÓN

DE ACERO C-Mo ENVEJECIDO UTILIZANDO DIFERENTES PARÁMETROS DE TENACIDAD A LA FRACTURA

Eduardo Asta1, Francisco Cambiasso1 y Juan Balderrama1

(1) Grupo Mecánica de la Fractura-Facultad Regional Haedo Universidad Tecnológica Nacional

Paris 532 (1706) Haedo, Buenos Aires, Argentina E-mail (autor de contacto): asta@speedy.com.ar

RESUMEN Los programas de integridad estructural utilizando la metodología de la mecánica de la fractura y del crecimiento de fisura por fatiga constituyen una parte fundamental de la evaluación de la aptitud para el servicio y el análisis de vida remanente en componentes retenedores de presión. Actualmente tal metodología forma parte del análisis correspondiente a programas de mantenimiento predictivo así como mantenimiento basado en riesgo, técnicas de evaluación que han ido ganando adhesión en el campo de la industria de procesos y generación de energía entre otras. La tenacidad a la fractura constituye un parámetro de entrada básico para la aplicación del programa de integridad estructural. Sin embargo es frecuente la no disponibilidad de suficiente material para cumplimetar los requerimientos de tamaño de probeta en la obtención de la tenacidad a la fractura por métodos directos normalizados, especialmente en componentes con un prolongado tiempo en servicio. En este trabajo se evalua la integridad estructural de un componente sometido a presión fabricado en acero ASTM A336 F1, el cual presenta signos de envejecimiento por un prolongado tiempo en servicio. Esta evaluación pone bajo análisis la utilización del parámetro de tenacidad, en términos de Jc y Kc, obtenido por método directo normalizado y por métodos indirectos basados en la utilización de ensayos Charpy-V con probetas de tamaño estándar. Los resultados indican un aceptable grado de confiabilidad en térmicos de aplicación ingenieril y de conservatismo cuando se utilizan parámetros de Kc alternativos en la evaluación de la integridad estructural para el caso analizado. Palabras clave: fractura, integridad estructural, aceros C-Mo, Charpy-V INTRODUCCION Se sabe que los aceros del tipo C-Mo y Cr-Mo, ampliamente utilizados en recipientes sometidos a presión y cañerías de reactores pertenecientes a refinerías de petróleo o a instalaciones de usinas térmicas de generación de energía eléctrica, sufren un proceso de fragilización por revenido al ser sometidos a un rango de temperaturas entre 350 y 600 °C [1-3] durante un largo tiempo de utilización en servicio. El principal indicador de la fragilización que sufren estos aceros es el corrimiento hacia valores más altos de la temperatura de transición, en términos de la curva de transición dúctil a frágil obtenida por medio de ensayos Charpy-V y definida por lo general a un nivel de energía de 40J. Muchos de estos componentes estructurales son utilizados a temperaturas correspondientes al límite superior (upper shelf) de la curva de transición donde el material mantiene su nivel de tenacidad y donde el modo de falla predominante responde al daño por creep. Por lo tanto la fragilización por revenido afecta la integridad estructural y seguridad de operación del componente cuando el mismo es operado en transitorios de puesta en marcha o paradas así como toda aquella fluctuación operativa que signifique condiciones importantes de carga a relativamente baja temperatura donde el material degradado se encuentra fragilizado por aumento de la temperatura de transición. El problema de la fragilización por revenido en materiales C-Mo y Cr-Mo afecta tanto al material base como al metal de soldadura y zona afectada térmicamente (ZAC). De acuerdo a una importante cantidad de trabajos que se han desarrollado desde las últimas dos décadas hasta el presente la causa del proceso de fragilización está vinculado a efectos de composición y microestructura [3-5], particularmente el tenor de

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impurezas (P, Sb, Sn, As) y la interacción entre estas así como la participación de elementos de aleación (C, Mn, Si) son responsables del deterioro que ocasiona este proceso. En tal sentido los modernos aceros Cr-Mo tienen muy bajos contenidos de impurezas que permiten minimizar o reducir la susceptibilidad a la fragilización por revenido. Estos niveles son normalmente evaluados por medio del factor J de Watanabe et al [6] y el factor X de Bruscazo [7] para metal de soldadura y a través de ensayos de “step cooling” [4]. No obstante las instalaciones antiguas o con un importante tiempo en servicio contienen aceros C-Mo y Cr-Mo con niveles elevados de susceptibilidad a la fragilización por revenido comprometiendo seriamente la integridad estructural del componente y su vida residual. A fin de poder evaluar estos últimos factores es necesario conocer no solo el corrimiento de la temperatura de transición sino la tenacidad a la fractura en el entorno de dicha temperatura. En virtud de esta problemática y frente a la detección y medición de fisuras o discontinuidades, que pudieran exceder los tamaños tolerables de acuerdo a códigos constructivos, es útil realizar una evaluación de la aptitud para el servicio (FFP) o un análisis crítico de ingeniería (ECA) que permita verificar la integridad estructural de componentes en servicio a alta temperatura cuyo material pudiera presentar efectos de envejecimiento. De esta forma la integridad estructural es abordada a través de documentos, normas o códigos tales como: CEGB R6 [8], PD6493 [9], BS7910 [10] o API 579[11], los cuales se basan en un análisis donde la tenacidad a la fractura se determina según métodos normalizados de ensayo, en los que se utilizan probetas estándar cuya geometría y dimensiones son especificados por norma. Lamentablemente, en la mayoría de los casos, el material original para la realización de dichos ensayos no se encuentra disponible o es de tamaño insuficiente. La necesidad de contar con el valor de la tenacidad en términos de J, CTOD o KIC, puede ser satisfecha mediante métodos indirectos a partir de la evaluación de los valores de energía de impacto Charpy-V, CVN, o de la temperatura de transición, To, definida según distintos criterios [9, 10]. En algunos casos el espesor con que se cuenta es insuficiente para conseguir probetas Charpy estándar de sección 10 mm x 10 mm y largo 55 mm. Es por ello que resulta fundamental contar con metodologías que permitan obtener resultados precisos con probetas de tamaño pequeño (sub-sized) en diferentes dimensiones no estándar (5 mm x 5 mm x 27,5 mm, 5 mm x 10 mm x 55 mm, etc.). Esto lleva a la necesidad de corrección o extrapolación de los resultados de probetas pequeñas a los correspondientes con probetas de tamaño estándar. La corrección puede practicarse en términos de CVN (J) o To (°C), en cualquiera de los dos casos la consideración geométrica del efecto de tamaño en relación a la restricción (constraint) resulta ser la base de las correcciones que podemos encontrar en la bibliografía [11]. En consecuencia en este trabajo se evalua la integridad estructural de un componente sometido a presión fabricado en acero ASTM A336 F1 (C-Mo), que presenta signos de envejecimiento por un prolongado tiempo en servicio a alta temperatura. Esta evaluación pone bajo análisis la utilización del parámetro de tenacidad, en términos de Jc y Kc, obtenido por método directo normalizado y por método indirecto basado en la utilización de ensayos Charpy-V con probetas de tamaño estándar. MATERIAL Y MÉTODO La integridad estructural es evaluada desde el punto de vista de la mecánica de fractura mediante un procedimiento computacional de cálculo especialmente desarrollado, que utiliza el análisis ECA del PD 6493 (BS 7910). Aplicando dicha herramienta se evalúa el caso particular de posibles fisuras, parcialmente pasantes, ubicadas sobre las soldaduras longitudinales de un recipiente, con más de 20 años en servicio a alta temperatura, considerando dos casos de carga: a) sometido a la presión de operación solamente y b) considerando la presión de operación más una tensión residual igual a la mitad de la tensión de fluencia del acero, tal como se resume a continuación: Recipiente diseñado según ASME VIII Div.1 Material ASTM A336F1. Diámetro interno (Di) 1.829 mm. Espesor de pared (t) 1.897 mm. Presión de operación (Po) 6,2 MPa. Presión de prueba (Pp) 9,92 MPa.

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La tabla 1 permite observar las propiedades mecánicas del acero A336F1, en tanto que la tabla 2 muestra los valores de tenacidad a la fractura, obtenidos de trabajos previos [12] aplicando la norma ASTM E1820-99, del acero A336F1 envejecido correspondiente al recipiente bajo análisis. Los resultados de tenacidad a la fractura han sido expresados en términos de J al clivaje (Jc). Los ensayos han sido realizados con probetas de flexión en tres puntos con espesor B= 25 mm, los valores de Jc fueron calculados mediante la siguiente expresión: J = 2 A/ B b (1) Siendo: A= área bajo la curva carga –desplazamiento en el punto de clivaje y/o pop-in; B= espesor de la probeta; b= ligamento remanente no fisurado. Los valores de Jc han sido convertidos a valores de K en términos de Kc según la expresión: Kc = ( Jc E / 1- ν2 )1/2 (2) Siendo: E es el módulo de Young y ν es la relación de Poisson. Para el análisis de integridad estructural se ha utilizado un programa de cálculo desarrollado en base al criterio de análisis de integridad estructural PD 6493.

Tabla 1. Propiedades mecánicas del acero A336F1

Tensión de fluencia(σf) Tensión de rotura (σR) Alargamiento [MPa] [MPa] [%] 418 604 11

Tabla 2. Tenacidad a la fractura del acero A336F1 envejecido en servicio

Probeta (1) a0 / W (2) Jc (3)

[KJ/ m2] Tipo de Fractura

336F1/1 0,6 52 Clivaje 336F1/3 0,6 366 Clivaje 336F1/4 0,6 33,2 Pop-in 336F1/5 0,6 124,2 Clivaje 336F1/6 0,6 536 Pop-in

(1) Probeta de flexión en 3 puntos(SENB); (2)a0= tamaño inicial de fisura y W, altura de la probeta = 50 mm; (3) Calculada con Ecuación (1). Temperatura de ensayo= 20 °C.

Se realizaron ensayos de impacto Charpy-V (CVN), utilizando probetas estándar de 10 mm x 10 mm x 55 mm, de acuerdo con la norma ASTM E23. La tenacidad a la fractura, en términos de KIC o KC, se determinó por métodos indirectos a partir de los correspondientes resultados de ensayos de impacto Charpy-V usando los criterios de ASME/PVRC del BSI PD6493 [9], ecuación (3). KIC=1.333 exp(0.0261(T- T40J + 88.9)) + 29.18 [MPa√m] (3) Siendo: T40J= temperatura de transición en oC para 40J de energía de impacto Charpy-V. Se realizó por otro lado el análisis de integridad estructural correspondiente al documento PD 6493 (BS 7910), tomando como referencia los valores de tenacidad a la fractura obtenidos por los métodos anteriormente señalados.

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RESULTADOS La figura 1 permite observar los resultados de los ensayos CVN a partir de los cuales se calcula por medio de la ecuación (3) el valor de Kc por método indirecto. El valor de KC determinado según la ecuación (2) para el valor mas bajo de Jc es de 87,5 MPa√m, utilizado luego en el análisis de integridad estructural. El valor de referencia de KIC determinado según la ecuación (3), a partir de los resultados de ensayo de impacto Charpy V, resulta de 33 MPa√m

0

5

10

15

20

25

30

-30 -20 -10 0 10 20 30

Temperatura [ºC]

Ener

gía

CV

N [J

]

Figura 1. Valores de ensayo de impacto CVN correspondientes al acero A336F1 envejecido.

Las figuras 2 y 3 muestran los resultados del análisis de integridad estructural obtenidos para distintas combinaciones de profundidad (a) y semilargo (l) de fisuras críticas correspondientes a la condición de tensión nominal y para una condición donde se adiciona un valor de tensión residual del orden de la mitad de la tensión de fluencia del material. Estas curvas representan el lugar geométrico de la condición de falla que predice este análisis de integridad estructural. La figura 2 corresponde al análisis donde se utilizó un valor de tenacidad a la fractura Kc de 33 MPa√m obtenido por método indirecto a partir de ensayos de impacto, según ecuación (3). La figura 3 muestra el análisis tomando como dato de entrada el valor de KIC obtenido de de Jc, es decir KIC=87,5 MPa√m de acuerdo con la ecuación (2). Para el análisis de la figura 3 se observó que, para la metodología aplicada a la tensión nominal, resulta un valor de profundidad de fisura mayor que el espesor (relación a/e > 1), saliendo del alcance de los ábacos del documento BSI, por lo cual no aparece la curva de defectos críticos correspondiente. Para el mismo análisis pero con un nivel de tensiones residuales del orden del definido anteriormente existe una curva de defectos críticos con profundidades de magnitudes inferiores al espesor.

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0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0 25 50 75 100

l [mm]

a/e

Figura 2. Curvas de defectos críticos correspondientes al acero A336F1 envejecido, para la tensión nominal

(σ1) y la afectada por tensiones residuales del orden de σf/2, utilizando KIC obtenido por método indirecto según ecuación (3).

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 100 200 300 400 500

l [mm]

a/e

Figura 3. Curvas de defectos críticos correspondientes al acero A336F1 envejecido, para la tensión nominal

afectada por tensiones residuales del orden de σys/2, utilizando KC obtenido según la ecuación (2). DISCUSION Y CONCLUSIONES El valor de KIC obtenido a partir de la temperatura de transición correspondiente a ensayos de impacto Charpy V, resulta muy conservativo respecto del parámetro Jc correspondiente a ensayos de fractura por método directo (ASTM 1820). Dicho resultado evidencia, una vez más, que en general los valores de tenacidad a la fractura obtenidos por métodos indirectos a través de ensayos Charpy-V se colocan cercanos o por debajo del límite inferior de la dispersión, en términos de resultados de Jc, en la región de transición dúctil- frágil para un acero de baja aleación como el evaluado. Tomando como dato para la tenacidad del material el valor de KC obtenido de ensayos J, en términos de Jc, en el análisis de integridad estructural, según PD 6493 (BS 7910), y para la tensión nominal correspondiente a la presión de operación del componente, se observa que los valores de profundidad de fisura para la condición crítica correspondientes a un análisis en el campo lineal elástico, resultan superiores al propio espesor del componente. En consecuencia de acuerdo con la evaluación las fisuras superficiales parcialmente pasantes, en la dirección longitudinal del recipiente, mantendrían la condición de pérdida antes de la rotura (LBB) y deberá alcanzar la condición crítica cuando éstas resulten de geometría totalmente pasante. Por lo cual a pesar del envejecimiento del material, debido a la fragilización en servicio, a través de un adecuado seguimiento por ensayos no destructivos (END) es posible operar el componente con un margen de reserva o seguridad adecuado hasta efectuar el recambio del mismo.

σ1

σ1 + σf /2

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Por el contrario la situación de la integridad estructural, descripta en el párrafo anterior, deja de cumplirse para el mismo valor de tenacidad a la fractura cuando en la evaluación se considera la adición a la tensión nominal de una tensión residual correspondiente a la mitad de la tensión de fluencia del acero, tal como se puede observar en la figura 3. En este caso la condición crítica puede ocurrir, dependiendo del largo de la fisura, para relaciones de profundidad de fisura/ espesor del recipiente(a/ e) entre 0,4 y 0,8. En tal caso el cumplimiento del criterio LBB queda supeditado al grado de fragilización del material, si la instabilidad ocurre en términos de un comportamiento frágil las relaciones a/e críticas calculadas corresponderían a una rotura abrupta sin pérdida previa. La misma condición se repite para la evaluación de la integridad realizada teniendo en cuenta una tenacidad a la fractura obtenida por métodos indirectos a partir de ensayos de impacto Charpy V, figura 2, pero con relaciones a/e críticas notablemente menores, entre 0,15 y 0,35 para tensión nominal y entre 0,08 y 0,18, si a la tensión nominal se le suma una tensión residual igual a la mitad de la tensión de fluencia del material. No obstante tomando las consideraciones más conservativas de evaluación de la integridad estructural, los márgenes de reserva respecto de la condición crítica permitirían controlar al componente manteniéndolo en servicio hasta su reemplazo programado, con un nivel razonable de seguridad, a través de END considerando un umbral de detección de profundidad de fisura(a) menor o igual que 1,5 mm. REFERENCIAS 1. Y. Komizo, R. Pargeter, A review on reversible temper embrittlement in Cr-Mo steel weld metals, IIW Doc. IX-1321-84. 2. T. Iwadate, T. Karaushi, J.Watanabe, Fracture toughness of temper embrittled 2 1/4Cr –1Mo and 3.5 Ni-Cr-Mo-V steels, Fracture mechanics of ductile and tough materials and its applicatios to energy related structures, Proc. Of the USA- Japan joint seminar (1981), p. 241-250, Martinus Nijhoff, Pub. 3. K.Tamaki, et al, Temper embrittlement in HAZ of Cr- Mo steels arising in temperature range of stress relieving, IIW Doc. IX-1834-96 4. J. Grosse- Wördemann, S. Diettrich, Prevention of temper embrittlement in 2 ¼ Cr- 1Mo weld metal by metalurgical actions, Welding Research Supplement, Welding Journal, Vol. 62(1983), p. 123-128. 5. R.J. Bowers, M. W. Letts, Weld-Repair Simulation in 2.25Cr-1Mo steel, IIW Doc. No.IX-1856-96. 6. Watanabe, J.,et al., Temper embrittlement of 21/4 Cr- 1 Mo pressure vessel steel, ASME 29 th Petroleum mechanical engineering conference, Dallas, Texas, 1974. 7. R. Bruscato, Temper embrittlement and creep embrittlement of 21/4 Cr- 1Mo shield metal arc deposits, Welding Journal, Vol. 49(1970), p. 148– 156. 8. R. J. Milne, et al, Assessment of Integrity of Structures Containing Defects, Rep. CEGB R/H/R6, Rev. 3, 1986. 9. PD6493:1991, Guidance on Methods for Assessing the Acceptability of Flaws in Fusion Welded Structures, BSI, London, England, 1991. 10. BS 7910:1999, Guide on Methods for Assessing the Acceptability of Flows in Metallic Structures, BSI, London, United Kingdom, 2000. 11. API 579 Edición 2002. 12. F. Cambiasso, et al, Evaluación de la tenacidad a la fractura en aceros ferríticos con un prolongado tiempo en servicio a alta temperatura, Anales SAM 2000- IV Coloquio Latin. de Fract. y Fatiga, Neuquén, 2000, p. 519-525.

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