11.6.1.- Conceptos Basicos Soldadura Gasoductos y Oleoductos

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ANEXO DE CONSULTA A TEMA 4.11.6 CONCEPTOS BÁSICOS DE LA SOLDADURA DE GASODUCTOS Y OLEODUCTOS Actualizado por: Avelino Vázquez González

Julio 2004

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ANEXO INDICE 1.- INTRODUCCIÓN 2.- PARTICULARIDADES DE LA SOLDADURA DE GASODUCTOS Y OLEODUCTOS 3.- MATERIALES BASE 3.1.- Composición química 3.2.- Características mecánicas 4.- MATERIALES DE APORTE 5.- PROCEDIMIENTOS DE SOLDADURA: HOMOLOGACIONES 5.1.- Materiales de aporte 5.2.- Tiempos de enfriamiento (t8/5) 5.2.1.- Acción sobre el ciclo térmico 5.2.2.- Acción sobre el factor hidrógeno 5.2.3.- Acción sobre el factor contracciones 5.3.- Cálculo del precalentamiento 5.4.- Otros factores a tener en cuenta 6.- INSPECCIÓN Y CRITERIOS DE ACEPTACIÓN 7.- RESUMEN

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Tema 4.11.6 -1-

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1.- INTRODUCCIÓN La soldadura como proceso especial, necesita una serie de consideraciones para asegurar que cumple con las condiciones de Proyecto. En este sentido, una serie de ensayos previos, un control durante el proceso y una inspección final son necesarios. Sin embargo, todo lo anterior no garantiza que la estructura metalúrgica y las características mecánicas sean las que se requieren. La inspección visual nos proporciona los medios para detectar defectos superficiales, el radiografiado, además, discontinuidades internas. Pero ambas no nos indican aspectos relativos a las características mecánicas. Además, muchos defectos pueden pasar desapercibidos con los medios de inspección disponibles, lo cual, si no se tienen en cuenta algunas consideraciones, no hay seguridad de que la soldadura sea adecuada para el fin propuesto. Por lo tanto, debemos acotar en lo posible aquellos elementos que puedan ser perjudiciales para que una unión sea adecuada, tanto durante la ejecución de la soldadura como durante el funcionamiento de la instalación. Los Códigos son guías básicas de apoyo o puntos de partida, pero no son la panacea para asegurar la calidad de muchas soldaduras y de evitar toda la problemática que puede surgir durante su ejecución. Existen consideraciones importantes que vamos a intentar describir durante esta sesión. La clasificación de materiales base en Grupos, n P, Grados, etc, así como los de materiales de aporte, son de gran ayuda, pero es necesario manejarlos con cierta prudencia. Lo mismo podemos decir de ciertas variables esenciales, como rangos en diámetros y espesores. Por éste motivo las compañías deben, y así lo hacen, emitir especificaciones particulares que acoten aquello que pueda considerarse como factor de aseguramiento de la unión. Los materiales a los que nos vamos a referir son aquellos de Le 42.000 p si (alto límite elástico).

2.- PARTICULARIDADES DE LA SOLDADURA DE GASODUCTOS/OLEODUCTOS Nuestra experiencia hasta hoy es la realización de Gasoductos en tubos de acero de 6 a 12 metros de longitud, espesores comprendidos entre 3,6 mm y 17 mm y diámetros hasta 30". Las características de los aceros para diámetros superiores a 18" son generalmente API-SL-X-42, 52, 56, 60 y 65. Actualmente se van a emplear materiales API-SL-X-70 de diámetro 36' y 48", en espesores 11,1 a 27 mm (11,1 - 14,3 - 20,6 - 27). Son aceros al C-Mn contiendo elementos tales como Nb, V, Ti, aparte de otros. La soldadura se realiza, en su mayoría, manualmente (SMAW) con electrodos recubiertos del tipo celulósico y con técnica descendente. Las soldaduras de puntos especiales y uniones se efectúan en técnica ascendente y, salvo en la primera pasada, con electrodos básicos o celulósicos en ascendente o descendente. Todas las soldaduras circulares son de multipasadas y las secuencias son, en general, realizadas por dos soldadores a la vez, soldando cada uno 1/2 círculo, siendo necesarios, algunas veces, 3 y 4 soldadores, en función del diámetro de la tubería. Las deformaciones y contracciones debidas a la manipulación y soldadura son muy importantes, especialmente durante el transcurso de la 1 pasada. El precalentamiento debe hacerse con una corona circular de quemadores, complementado por un sistema difusor de calor, que permita ser uniforme en toda la circunferencia.

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Tema 4.11.6 -2-

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Existen algunos factores que son desfavorables en el sentido que pueden aumentar la probabilidad de fisuración, como por ejemplo, la soldadura en técnica descendente con electrodos celulósicos, que supone energías relativamente pequeñas, enfriamientos rápidos y contenidos en hidrógeno elevados. También la manipulación de los tubos en el transcurso de la primera pasada es evidentemente peligrosa, pues actúa rápidamente sobre la zona soldada, que es la más débil y frágil. Ello, incrementado por las retracciones térmicas que se producen en soldaduras circulares cerradas, ocasiona contracciones transversales elevadas que favorecen la aparición de fisuras longitudinales. Otras acciones, al contrario, si son juiciosamente explotadas, pueden ser favorables. Así, cada pasada sucesiva de soldadura permite hacer, al menos parcialmente, el recocido de la pasada precedente, permitiendo sobre todo evitar el enfriamiento de la misma. Las pasadas sucesivas son cada vez más lentas y realizadas con energías más elevadas, resultando que, salvo anomalías, el problema de la fisuración queda relegado a la primera y segunda pasadas. Así se comprende por qué, si las pasadas sucesivas son realizadas sin interrupciones inútiles, un sólo precalentamiento durante la 1 pasada puede ser suficiente para la soldadura completa de multipasadas. Sin embargo, con los actuales materiales, incluyendo mayores diámetros y espesores, es necesario tener en cuenta consideraciones adicionales, tal como vamos a intentar exponer a continuación, acotando algunos rangos admisibles por los Códigos, ya que un Procedimiento válido es aquel que estadísticamente origina menos problemas durante la ejecución de las obras y durante el funcionamiento de la instalación.

3.- MATERIALES BASE A mediados de 1930, los aceros de alta carga de rotura fueron desarrollados a base de incrementar el % de C y de Mn. Para soldar estos aceros fue necesario establecer una Ceq. al objeto de evitar la fisuración en la ZAT y se hizo, por tanto, lo posible para bajar el % de C, a base de un refinamiento de grano. A partir de 1950, fue necesario considerar, además de la carga de rotura, que había dado buenos resultados hasta entonces, el concepto de tenacidad. En este sentido fue limitándose el contenido en % de C, con la consiguiente bajada de características mecánicas. Desde 1972 fueron apareciendo aceros con contenidos de carbono muy bajos y un gran surtido de características mecánicas y tenacidad, entre los que se incluyen los Normalizados, Templados, Revenidos y los Proceso Termomecánico Controlado (TMCP). A partir de 1980, la aparición de los aceros TMCP, supone una composición química mucho más débil que la exigida para los aceros Normalizados o Templados y Revenidos a igualdad de características mecánicas o más altas, conseguidas a base de una compleja combinación de laminado conformado, seguido de un enfriamiento acelerado o muy acelerado, que produce un tamaño de grano muy fino (n ~ 10 ASTM).

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FIGURA 1 ESQUEMA ILUSTRATIVO DE FABRICACIÓN TMCP

Chemical composition in %

C .08

SI .26

Mn S Ni 1.44 .0005 2.31

Mo .20

Nb .40

Ceq = 0,51

FIGURA 2 VEMOS DOS ACEROS CON DIFERENTE COMPOSICIÓN QUÍMICA Y DIFERENTE CEQ, PERO CON LA MISMA ESTRUCTURA. LA SOLDABILIDAD EN CAMPO ES DIFERENTE Y PUEDE ORIGINAR PROBLEMAS

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FIGURA 3 VEMOS DOS ACEROS CON DIFERENTE COMPOSICIÓN QUÍMICA Y DIFERENTE CEQ, PERO CON LA MISMA ESTRUCTURA. LA SOLDABILIDAD EN CAMPO ES DIFERENTE Y PUEDE ORIGINAR PROBLEMAS

Durante la evolución de los aceros, el incremento de la carga de rotura no ha seguido la misma proporción que el Ys, con lo cual la capacidad de deformación ha ido disminuyendo. Ello es el origen principal de la necesidad de ir incrementando la tenacidad (BS-4515 exige una mayor tenacidad en soldadura en función del Ys): Antes de 1950 (C, Mn) - Ys/Cr - 0,58 a 0,65 (Normalizado) Templados y Revenidos - Ys/Cr - 0,78 a 0,85 TMCP Modernos - Ys/Cr - 0,80 a 0,93 Actualmente se emplean materiales en el rango 42 a 55 Kg/mm2 de Ys, alcanzándose éste a base de microaleantes, acompañado de un templado, templado y revenido o por aplicación de TMCP. Entonces, los modernos aceros tienen unas características particulares que difieren de los convencionales en algunos aspectos:

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a) Dispersión en la composición química (cada fabricante emplea diferntes composiciones). b) Dispersión en características mecánicas y en la relación Ys/Cr (capacidad de deformación baja).

3.1.- Composición Química La composición química ha estado siempre relacionada con la soldabilidad de los materiales, especialmente con la fisuración en la ZAT. Sobre los años 40 Dearden y O'Neill han realizado una serie de ensayos para establecer la dependencia de la resistencia a la fisuración con la composición química y las condiciones de soldadura. A partir de aquí, una serie de investigaciones han sido realizadas, desembocando en la fórmula más conocida y empleada del IIW:

Ceq = C +

Mn Cr + Mo + V Cu + Ni + + 6 5 15

Aunque investigaciones posteriores han puesto en entredicho ésta fórmula, si limitamos el valor a 0,42 y el % de C, obtendremos con estos aceros una soldabilidad adecuada.

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1

2 Grade & Class

3 Carbon Max.1

A25, Cl I

0,21

0,30

0,60

---

0,030

0,030

A25, Cl II2 A B3 X425 X465, X525 X425,X465,X525 X565.6 X605.6

0,21 0,22 0,27 0,29 0,31 0,294 0,26

0,30 -------------

0,60 0,90’ 1,15 1,25 1,35 1,25 1,35

0,045 -------------

0,080 0,030 0,030 0,030 0,030 0,030 0,030

0,030 0,030 0,030 0,030 0,030 0,030 0,030

Type of Pipe

4 Manganese Min. Max.1

5 Phosphorus Min. Max.

6 Sulphur Max.

SEAMLESS Non-expanded or cold expanded “ “ “ Non-expanded “ Cold expanded Non-expanded or cold expanded “

X65, X70 X-80 (By Agreement between purcharser and manufacturer)

WELDED Electric-welded or continuousA25 Cl L 0,60 0,030 welded only 0,21 0,30 --0,030 A25 Cl II2 0,60 “ 0,21 0,30 0,045 0,080 0,030 0,90 0,030 A Non-expended or 0,21 ----,030 Ceq cold expanded 1,15 0,030 B3 “ 0,26 ----0,030 1,25 0,030 X425 “ 0,28 ----0,030 1,35 0,030 X465, X525 Non-expanded 0,30 ----0,030 1,25 0,030 X465, X525 Cold expanded 0,28 ----0,030 1,35 0,030 X565,6, X605,6 Non-expanded or 0,26 ----0,030 cold expanded 0,55 1,40 0,030 X655,7 “ 0,26 ----0,0302 6 8 8 0,55 1,60 0,030 X70 0,030 “ 0,23 ----0,54 0,0309 X809 0,188,9 1,80 8,9 0,0189 “ ----1 For Grades X42 through X65, for each reduction of 0.01 percent below the specified maximum carbon content, an increase of 0,05 percent above the specified maximum manganese content is permissible, up to a maximum of 1,45 percent for X52 and lower and up to a maximum of 1,60 percent for grades higher than X52 2 Class II steel is rephosphorized. (See Par. 1.1 for note on bending and threading properties. 3 Columbium, vanadium, titanium, or combinations thereof, may be used by agreement between purcharser and manufacturer. 4 For cold-expanded seamless pipe size 20 or larger, the maximum carbon content shall be 0,28 percent. 5 Columbium, vanadium, titanium, or combinations thereof, may be used at the discretion of the manufacturer 6 Other chemical compositions may be furnished by agreement between purcharser and manufacturer 7 For Grade X65 welded pipe size 16 or larger with a wall thickness of 0,500 in. [12,7 mm] or less, the chemical composition shall be as shown or as agreed upon between the purcharser and manufacturer; for all other sizes and wall thicknesses of such pipe, the chemical composition shall be as agreed upon between purcharser and manufacturer. 8 For each reduction of 0.01 percent below the specified maximum carbon content, and increase of 0.05 percen above the specified maximum manganese content is permissible, up to a maximum of 2,00 percent. 9 For Grade X80, limits are for product analysis only, thereby eliminating the need for product analysis tolerances in Par 3.4 TABLA 1

En la tabla 1 (API-5L-3.1) vemos la composición química exigida para los diferentes grados, así como el Ceq máximo, observando que puede llegar a 0,55.

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%C %Mn(2) %P %S %N %Nb %V %Ti %Cr %Mo %Si máx. máx. máx. máx. máx. mín. mín. mín. máx. máx. B 0,24 1,15 0,15 a 0,35 0,040 0,03 0,012 0,005 0,02 0,03 ----X-42 0,20 1,25 0,15 a 0,35 0,035 0,03 0,010 ----X-52 0,20 1,35 0,15 a 0,35 0,035 0,02 0,010 ----X-60 0,18 1,35 0,15 a 0,35 0,035 0,015 0,010 0,2 0,2 X-65 0,18 1,40 0,15 a 0,35 0,025 0,012 0,010 0,2 0,2 X-70 1,16 (8) 1,60 (8) 0,15 a 0,35 0,035 0,012 0,010 0,2 0,2 X-80 1,80 (8,9) 1,80 (8,9) 0,15 a 0,35 0,030 0,012 0,008 Ver nota Ver nota Ver nota 0,2 0,2 NOTA: A discreción del Fabricante se utilizará Nb, V o Ti, o una combinación de ellos, pero el contenido de la suma Nb + V + Ti ≤ 0,15% Ceqmax = 0,42

Grado

TABLA 2

En la tabla 2 vemos la composición química, % de C y Ceq máximos exigidos a la tubería para Gasoductos, obteniéndose en realidad unos Ceq de 0,20 a 0,42. Cómo se relaciona, en los aceros Carbono-Manganeso, el rango de enfriamiento t8/5, el Ceq, la dureza y la propensión de la ZAT a ser susceptible a la fisuración por Hidrógeno, ha sido investigada, entre otros, por Graville y Red (1974), eligiendo como criterio de fisuración-no fisuración un valor de 350 Hv. Sin embargo, la resistencia a la fisuración en frío no sólo depende de la dureza obtenida sino también de los niveles de hidrógeno en el metal de soldadura y de las tensiones (inherentes a la soldadura y externas), típicas en las soldadura de Gasoductos/Oleoductos, realizadas con electrodos celulósicos. En la soldadura de Gasoductos con SMAW/celulósicos la velocidad de enfriamiento t8/5 está entre 2-10seg, según condiciones de soldeo, diámetros, espesores, temperatura ambiente, etc. En éste rango, la influencia del Ceq y del % de C en la dureza, puede verse en las figuras 4 y 5:

FIGURA 4

En la figura 4 vemos que, aún dentro del mismo Ceq, existe una gran dispersión en la dureza.

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FIGURA 5

En la figura 5 vemos que, a igualdad de Ceq, existe una gran influencia del % de C en la dureza, a igualdad de t(8/5).

FIGURA

6

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Tema 4.11.6 -9-

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En la figura 6 podemos ver que, dentro del rango de enfriamiento indicado, puede existir un % mayor o menor de martensita, que es la que origina la mayor o menor capacidad para la fisuración en frío. Afortunadamente, en la mayor parte de los casos, los manufacturadores reducen el % de C a niveles de 0,05-0,10, lo cual mejora la soldabilidad de estos materiales, trasladando el problema al metal de soldadura y no a la ZAT. Sin embargo, según API-SL no necesariamente tiene que ser siempre así, tal como hemos visto. Como conclusión a estas consideraciones, es que el empleo indiscriminado de un procedimiento, tal como permiten los Códigos, puede ser bastante arriesgado, especialmente con los materiales actuales, si no fuese minimizado el problema emitiendo especificaciones que restringen la composición química de los mismos. Aún así, para poder soldar materiales incluidos en el mismo grupo, con un procedimiento previamente homologado, es necesario un análisis previo del nuevo material a soldar y del material de aporte. El diámetro, el espesor, condiciones ambientales, etc, pueden variar la velocidad de enfriamiento conseguida en la homologación, lo cual puede variar los resultados a conseguir durante la obra. Más adelante iremos viendo como se pueden subsanar y asegurar en un % elevado estos inconvenientes.

3.2.- Características Mecánicas El empleo indiscriminado de un Procedimiento Homologado dentro de un grupo de Materiales (agrupación dentro de los Códigos) no siempre es adecuado. Como ejemplo, un procedimiento homologado con un material API-5L-X-46 (grupo II según API-1104) no es válido, posiblemente para homologar un API-5L-X-60 (también incluido en el grupo II). Sin embargo, al contrario si puede ser válido en cuanto a características mecánicas pero puede no serlo en cuanto a composición química: API-5L-X-46 - Cr = 43,4 Kg/mm2 - Ys = 31,7 Kg/mm2 API-5L-X-60 - Cr = 53,7 Kg/mm2 - Ys = 41,3 Kg/mm2 Procedimiento Homologado con X-46 - Cr = 50 Kg/mm2 Esto está contemplado de forma más o menos velada en los Códigos, sin embargo, para los materiales actuales, es necesario tener en cuenta, además, el comportamiento elástico-plástico de la unión soldada, que, si no es en relación a la mecánica de la Fractura, no se tiene en cuenta en la mayoría de los Códigos. Unicamente el CSA-184 hace referencia a la determinación del Ys y en la API-620 Ap.Q el cálculo está en función (en algunos casos) del Ys del metal de soldadura, por lo que es necesario determinarlo previamente. En las Figuras 7 y 8 está representada la variabilidad de las características mecánicas de los tubos correspondientes a dos obras diferentes:

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FIGURA 7A

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FIGURA 7B

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FIGURA 7C

La figura 7 corresponde a un material API-5L-X-60. En la figura 7c se hace un resumen correspondiente a los valores de Cr e Ys alcanzados por el API-5L-X-60, que vemos interfiere con los valores de un API-5L-X-70/80. -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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FIGURA 8A

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FIGURA 8B

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FIGURA 8C

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FIGURA 8D

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Naturalmente estos valores están ya restringidos por especificaciones particulares que limitan los valores del API-5L. ¿Sí homologamos el Procedimiento con un material de la gama más baja, en cuanto a características mecánicas, es válido para toda la gama? De acuerdo con los Códigos no hay duda. ¿Pero ello asegura que la soldadura es adecuada?. Esto es lo que vamos a intentar describir a continuación. Los gasoductos están calculados con un factor de seguridad para el material base y a partir del límite elástico (t = P·D/2·S·E). Este diseño no tiene en cuenta la posible existencia de defectos. Tampoco el efecto de la relativa diferencia entre el metal base y aporte está contemplado, lo cual supone que las características del metal de soldadura deben ser iguales o superiores al metal base para aguantar las condiciones de diseño y los defectos admisibles. Entonces, la aptitud de una soldadura está afectada por: −

Igualdad en propiedades mecánicas del metal base, metal de aporte y ZAT.

−

Relación Ys/Cr (capacidad deformación).

−

Tamaños de los defectos.

(Las peores condiciones deben ser transmitidas por la soldadura hacia el metal base, que está calculado para soportarlas y, además, no tiene defectos). La relación Ys/Cr alta no tendría importancia si no hay efectos de entalla producidos por discontinuidades que pueden ser admisibles por los Códigos, y que pueden producir COLAPSO a un nivel bajo de deformación. Por lo tanto, debida consideración es necesaria en cuanto a tenacidad y diseño de la soldadura cuando el límite elástico es alto. Máxime cuando las tensiones que se producen son del orden del Ys real de los materiales base. Hasta la fecha, los Códigos aplicables sólo exigen determinar carga de rotura de las probetas soldadas. Ello está basado en la opinión (período 1920-1940) de que la soldadura debe tener una resistencia mayor que la chapa y por tanto ser más resistente que las uniones remachadas o atornilladas. Posteriormente, debido a la aparición de deformaciones plásticas (colapso plástico), se ha introducido el concepto de "PERMISIBLE STRESS", basado en el límite elástico, lo cual supone que al metal de soldadura debería requerírsele un límite elástico al menos igual a aquel del material base. Sin embargo, esto no siempre se cumple al determinar la aptitud de la soldadura simplemente con la carga de rotura, lo cual puede no revelar hechos que pueden ser indeseables para que la unión sea adecuada, tales como defectos no controlados.

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FIGURA 9 ESQUEMA ILUSTRATIVO DE UN METAL DE APORTE CON EFECTO UNDERMATCHING (CURVAS A Y B) Y OVERMATCHING (CURVA C) EN UNA SOLDADURA CARGADA TRANSVERSALMENTE

En la figura 9 podemos ver varios hechos: 1. Supongamos que la curva del metal base corresponde a las características mínimas exigidas y que soldamos con un Metal de Aporte de características correspondientes a la curva B. El límite elástico del Metal de Aporte es menor que el mínimo exigido (undermatching), por lo que la unión puede alcanzar fácilmente una deformación plástica. Ejemplo: Supongamos, para demostrar lo anterior, un tubo de ø 1200 mm en X-70 (Ys = 49 Kg/mm2, soldado con un material de aporte E-7010G (Ys = 39-42 Kg/mm2). t = P.D/2.S.E = 70.1200/2.4900.0,7 = 12mm Durante la prueba hidráulica (1,25 veces la presión de trabajo) el Hoop Stress a que está sometida la unión es: S = P.D/2.t = 70.1200. 1,25/2.12 = 44Kg/mm2 Vemos que, simplemente con la prueba hidráulica, puede alcanzarse la deformación plástica de la unión, aun cuando ésta no oculte ningún tipo de defecto ni tensión. Si en lugar de soldar unX-70, soldamos un X-60, veríamos que estamos dentro del campo del Ys mínimo, suponiendo la soldadura sin defectos. 2. Supongamos el metal base soldado con tres metales de soldadura diferentes (A, B y C). Sometiendo el conjunto a una carga P2 vemos que el metal base y aporte B están plásticamente deformados, mientras el C permanece elástico. Es necesario incrementar la carga para que el metal -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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base rompa. Es decir, éste análisis ilustra que una ligera diferencia entre el límite elástico del metal de soldadura y base (overmatching) disminuye el riesgo de deformación plástica de la soldadura. 3. Si tenemos en cuenta la existencia de defectos, que los límites elásticos son bastantes superiores al mínimo exigido y que las tensiones que se producen en soldadura y en cualquier entalla son del orden del Ys real del material, el emplear un metal de aporte igual o superior a éste proporciona a la unión una protección adecuada.

FIGURA 10 VARIACIÓN DE LA DEFORMACIÓN PLÁSTICA EN EL PEINADO Y EN LA RAÍZ EN UNA SOLDADURA CARGADA TRANSVERSALMENTE

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FIGURA 10 A Y B DISTRIBUCIÓN DE LÍNEAS DE FUERZA CORRESPONDIENTE A LA DEFORMACIÓN PLÁSTICA EN UNA SOLDADURA CUYO LÍMITE ELÁSTICO DEL METAL DE APORTE TIENE EFECTO DE UNDERMATCHING

FIGURA 10C DISTRIBUCIÓN DE LÍNEAS DE FUERZA EN UNA SOLDADURA CON : YS METAL SOLDADURA > (GRADO DE OVERMATCHING: 29%) DEPÓSITO DE SOLDADURA Y ZAT SON DEFORMADOS ELÁSTICAMENTE

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Y S METAL BASE

Tema 4.11.6 -21-

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FIGURA 10D EFECTO DE LA GEOMETRÍA DEL BISEL EN LA DISTRIBUCIÓN DE LA DEFORMACIÓN PLÁSTICA

FIGURA 10 E

SECCIÓN MACROGRÁFICA DE FISURA

En la figura 10 vemos como se produce ésta protección en la soldadura, trasladando el problema al metal base. Cada soldadura fue cargada a un 5% de deformación global.

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Tema 4.11.6 -22-

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En resumen, aparte de lo exigido en los Códigos, creemos conveniente tener en cuenta consideraciones complementarias con los materiales de alto límite elástico, al objeto de asegurar que la soldadura de la obra es globalmente adecuada: 1. Conocer las características mecánicas reales (estudio estadístico), así como capacidad de deformación. 2. Elegir un metal de aporte con características equivalentes o superiores a los reales de los materiales base. 3. Preparación de biseles rigurosa (geometría) 4. Reducción de desnivelaciones para evitar concentración de tensiones.

4.- MATERIALES DE APORTE En los inicios de la soldadura eléctrica, los materiales de aporte estaban basados en electrodos desnudos, con un Ys/Cr de 0,70. Como el metal base era de resistencia mayor que el de aporte, la rotura se producía por éste, por lo que fue necesario realizar investigaciones para evitar tal inconveniente: −

Preparación de biseles más adecuados.

−

Reforzamiento de la unión (sobreespesor).

Desde 1919 los metalúrgicos experimentaron con adiciones de aleación y revestimiento para incrementar la resistencia a la rotura (Cr), alcanzándose verdaderas mejoras en ésta a partir de los electrodos recubiertos. A partir de 1953, con el incremento de la actividad industrial, fue necesario buscar métodos más rentables, siendo desarrollados procesos semiautomáticos, que alcanzaban bastante bien los valores de carga de rotura exigidos. A partir de aquí, sistemas automáticos y semiautomáticos, empleando sistemas de protección de gases y fluxes, están desarrollados para alcanzar unas características mecánicas de soldadura muy superiores a la de los electrodos y, además, afortunadamente son más rentables.

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Tema 4.11.6 -23-

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FIGURA 11 DIFERENCIA EN EL YS DE MATERIALES BASE Y APORTE

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En la figura 11 vemos la evolución de los Ys de materiales base y de aporte empleados corrientemente en gasoductos: 1) Hasta los años 1975, empleando los electrodos celulósicos existentes en el mercado, observamos que se produce una protección adecuada a las exigencias de la soldadura (overmatching). Sin embargo, a partir de ésta fecha y del empleo del API-SL-X-60, consideraciones adicionales son necesarias para elegir el material de aporte adecuado, incluso elegir procedimientos más adecuados que garanticen ésta protección. 2) Dispersión en Ys de metal de soldadura y de aporte puede hacer que se entrelacen valores, produciéndose en un % más o menos elevado la protección necesaria, sin embargo esto no garantiza el 100% de las uniones de la obra. A mayor dispersión mayor probabilidad de alcanzar undermatching. 3) El empleo de materiales de aporte con Ys y Cr más elevados que el metal base está más justificado a medida que aumentan los diámetro y los espesores a soldar, ya que las deformaciones y contracciones se incrementan. Para minimizar el efecto undermatching, en especificaciones particulares se limitan los valores máximos de Ys ~ ( 10 Kg/mm2). Como solución de compromiso se puede admitir undermatching, en algún caso, pero mejorando los requerimientos de tenacidad del metal de soldadura. Sin embargo esta solución es difícil de conseguir con los electrodos celulósicos. En cambio, con los procesos semi y/o automáticos el conseguir valores de overmatching y tenacidad alta es más fácil.

5.- PROCEDIMIENTO DE SOLDADURA - HOMOLOGACIÓN En principio, tal como hemos ido viendo, es necesario agrupar los materiales en dos grandes grupos, en cuanto a su Ys: < 52.000 psi > 52.000 psi Entre los factores más importantes que se deben tener en cuenta para que un procedimiento sea adecuado, algunos no contemplados en toda su extensión en los Códigos aplicables tenemos:

5.1.- Materiales de aporte Certificados por lote y colada (SCH K-C-5), en los que se definan todas las características reales de los mismos. Ello define, además de las características mínimas exigidas, la dispersión que puede alcanzarse respecto a las características de los materiales base a emplear en la obra.

5.2.- Tiempo de enfriamiento (t8/5) El tiempo entre el inicio y el final de la 1ª pasada e inicio de la 2ª pasada afecta a la temperatura de calentamiento inicial y entre pasadas (puede bajar de 100oC al inicio de la 2ª pasada). Tal como hemos visto anteriormente, la soldadura de gasoductos tiene sus particularidades que pueden facilitar la fisuración, por lo que es necesario poner los medios para evitarla. En este sentido es necesario tener en cuenta el precalentamiento como:

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5.2.1. Acción sobre el ciclo térmico Cuando el espesor de los tubos nos es dado, podemos conocer el tiempo de enfriamiento t(8/5) de acuerdo con las siguientes fórmulas:

t (8 / 5 ) = (0,043 − 4,3 ⋅ 10

t (8 / 5 ) = (0,67 − 5 ⋅ 10

−4

−5

2 ,2 E ⋅ T0 )n ⋅ 2 e

2 ⎡⎛ ⎞ 1 ⎢⎜ ⎟ ⎢⎜ 500 − T ⎟ 0⎠ ⎣⎢⎝

⎞ ⎛ 1 ⎟ −⎜ ⎜ 800 − T ⎟ 0⎠ ⎝

2⎤

⎥ ⋅ F → Bidimensional ⎥ 2 ⎦⎥

⎛ ⎞ 1 1 ⎟ ⋅ F → Tridimensional − ⎜ 500 − T 800 − T ⎟ 3 0 0⎠ ⎝

, ⋅ T0 )n ⋅ E⎜

n' = grado de influencia térmica relativa = 0,9 para electrodos recubiertos. F2 y F3 = Factor de unión = 0,9 para uniones a tope To = Temperatura precalentamiento E = Input térmico e = espesor de chapa Normalmente, dentro de los espesores que trabajamos en Gasoductos (< 50 mm), el rango de enfriamiento t(8/5) es bidimensional. Según estas fórmulas vemos que para evitar el temple podemos influir sobre el input térmico o sobre la temperatura de precalentamiento. a) Empleando un de electrodo mayor o disminuyendo la velocidad de deposición.

Sin embargo, tratar de actuar sobre los factores con electrodos celulósicos es difícil de conseguir, ya que el máximo con el que se puede soldar en raíz sería de 4 mm y la velocidad de deposición apenas se puede variar al ser descendente, por lo que los inputs máximos que se pueden alcanzar son del orden de 8/12 Kj/cm. Hemos visto en la figura 4 que con una velocidad de enfriamiento t(8/5) = 2 - 3 seg., la dispersión en dureza obtenida puede ser muy grande, por lo que para asegurarnos una soldadura adecuada debemos incrementar este tiempo, incrementando el precalentamiento, especialmente en las primeras pasadas. b) Incremento del precalentamiento.

Supongamos un tubo de espesor 20 mm soldado con celulósicos (Input de 10 Kj/cm). Aplicando la fórmula anterior con Tp = 20oC, 100oC y 150oC, calculamos el t(8/5): Con Tp = 20oC; t(8/%) = 2,3 seg. Con Tp = 100oC; t(8/5) = 3,4 seg. Con Tp = 150oC; t(8/5) = 4,3 seg. Con el tiempo de enfriamiento de 4,3 segundos vemos que disminuimos el riesgo producido por la dispersión de dureza (Figura 4 y 5). -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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5.2.2.- Acción sobre el factor hidrógeno.

Es bien conocido que los electrodos celulósicos aportan unos contenidos de hidrógeno muy elevados (40 cc/100 gr). La cantidad de hidrógeno soluble en el Fe se incrementa con la temperatura, llegando a ser de 38 cc/100 gr a 1750oC. Para que este hidrógeno salga a la superficie es necesario que durante el enfriamiento se le de tiempo suficiente, ya que, en caso contrario, quedaría retenido en la unión, creando los problemas de fragilización por hidrógeno. Es esencialmente por el precalentamiento de los tubos como se puede limitar el daño resultante de un contenido de hidrógeno excesivo. Ello es gracias a una acción directa sobre la velocidad de enfriamiento a bajas temperaturas, dando tiempo al hidrógeno introducido, y que no es soluble, para que difunda fuera del metal base y aportado.

FIGURA 12 DEPENDENCIA DEL TIEMPO EN EL CONTENIDO DE HIDRÓGENO EN LA ZAT DURANTE LA PASADA DE RAÍZ

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FIGURA 13 INFLUENCIA DE LA TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO (EXPRESADA EN RANGOS DE ENFRIAMIENTO T 8/1) EN LA ACUMULACIÓN DE HIDRÓGENO EN LA ZAT DURANTE LA PASADA DE RAÍZ

En la figura 12 vemos la diferencia del % de hidrógeno residual en la pasada de raíz dependiendo del electrodo empleado y en la figura 13 el % de hidrógeno residual en la ZAT de una soldadura realizada con y sin precalentamiento. Por lo tanto, el prolongar la temperatura de la unión a más de 100oC hasta que se inicien las restantes pasadas es beneficioso para que se siga desprendiendo el hidrógeno, siendo además beneficioso para otros factores, como veremos ahora. 5.2.3.- Acción sobre el factor contracciones.

Este factor tiene una acción muy importante en la soldadura de gasoductos, ya que se producen: a) Contracciones debidas a retracción térmica.

Las contracciones y deformaciones debidas a las retracciones térmicas son particularmente elevadas en el caso de soldaduras cerradas, agravándose más en el caso de fuertes espesores. Para disminuir la heterogeneidad de temperaturas entre zonas próximas (que dan origen a las contracciones debidas a la retracción de los enfriamientos), hace falta elegir una secuencia de soldadura que evite lo más posible las situaciones en que un cordón sea depositado en zona casi totalmente fría. El aumento del nº de soldadores y un precalentamiento adecuado permite disminuir esta heterogeneidad de temperaturas. -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

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Los aceros de altas características mecánicas son los que más sufren las retracciones más elevadas, pudiendo sobrepasar al final del enfriamiento el límite elástico del material. Está demostrado que estas retracciones aumentan progresivamente desde los 600oC hasta la temperatura ambiente. Por lo tanto un mantenimiento de la temperatura entre pasadas de 100oC proporciona la protección adecuada a la unión. No obstante, esta ley empírica no se cumple si las deformaciones alcanzan niveles exagerados. b) Deformaciones y contracciones debidas a acciones exteriores.

Este tipo son particularmente graves en la soldadura de gasoductos y se producen por asentamientos o movimientos del tubo, especialmente durante la 1ª y/o 2ª pasadas. Para disminuir la gravedad de las mismas es necesario impedir todo movimiento relativo de los tubos, al menos hasta la 2ª pasada. c) Concentración de tensiones.

Son los dos tipos de contracciones que hemos examinado las que pueden ser agravadas por efectos de concentración de tensiones debidas a la presencia de ángulos y entallas. Estos defectos están prácticamente presentes siempre en los cordones de la 1ª pasada, siendo responsables de la aparición de fisuras, que probablemente no se habrían iniciado sin la concentración local de estas contracciones. En resumen, el mantener el tubo a una temperatura 100oC es beneficioso para evitar la fisuración, no olvidando, además, la fijación adecuada del mismo así como eliminación de defectos y desalineaciones.

5.3.- Cálculo del precalentamiento. Como hemos visto anteriormente, innumerables investigaciones se han realizado desde Dearden y O'Neill para tratar de evitar la fisuración de las uniones soldadas. En este sentido se han pronunciado Graville y Red, Ito y Bessyo, Suzuki, etc, emitiendo fórmulas y consideraciones orientativas para evitar esta fisuración en aceros no aleados y microaleados. Entre las últimas investigaciones realizadas están las de Uwer y Höhne, incluyendo en las mismas materiales del tipo TMCP, Normalizados, Templados y Revenidos, todos de alto límite elástico. Parámetros que causan el agrietamiento en frío (grietas en caliente en los aceros aquí tratados son, por experiencia, mínimas), tales como composición química del metal base y soldadura, espesor, contenido en hidrógeno del metal de aporte, aportación de calor y tensiones propias, son considerados en estas investigaciones (IIW-IX-1631-91). Investigaciones realizadas en aceros microaleados sobre la temperatura de precalentamiento medida y calculada han llevado a la conclusión que el CET suministra información más fiable que la del IIW, por lo que todos los cálculos, que a continuación se indican, parten de la fórmula de CET:

CET = C +

Mn + Mo Cr + Cu Ni + + 10 20 40

Nota: La razón de ésta fórmula es que los elementos de aleación tienen diferente influencia según formen parte de aceros con C alto o bajo. La fórmula de IIW es apropiada para aceros co C > 0.18 ó condiciones de soldadura que requieren un enfriamiento lento (12 a 24 seg.) y la CET para aceros con C 10 Cualquiera para materiales con LE ≥ 42000 psi, o en uniones con diferencias de espesor del 50% o más del espesor más delgado

TEMPERATURA DE PRECALENTAMIENTO (ºC) 100 50

100

(c) REQUISITOS DE PRECALENTAMIENTO TABLA 3

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6.- INSPECCIÓN Y CRITERIOS DE ACEPTACIÓN La soldadura ideal sería aquella que no tuviese defecto alguno pero, aunque se debe alcanzar el mejor nivel posible, ello no es posible y se debe alcanzar una solución de compromiso entre lo ideal y lo que puede ser realista y económicamente admitido. La integridad de las soldaduras circulares se aseguran con la combinación de una inspección por END y unos criterios de aceptación/rechazo de discontinuidades detectadas. Los requerimientos mínimos para los END y los criterios de aceptación están recogidos en Códigos o Estandares Nacionales, la mayoría de ellos adaptados de API 1104, que fue desarrollado en 1953 y basado en soldadura manual. Los sistemas tradicionales de inspección por radiografía sabemos que pueden dejar defectos sin detectar, o cual nos deja con lagunas en cuanto a la integridad de la unión soldada, especialmente para los materiales que tratamos. En este sentido se han realizado investigaciones tratando de relacionar la profundidad de grieta, su anchura y el ángulo máximo a que se puede detectar: a) Sen θ máx =

3W 2∆ X

−

Ut t

(Hamshaw )

UT = penumbra ∆x = contraste/sensibilidad t = profundidad w = anchura b) Kanno propone una fórmula empírica: t .w = Kθ · D3 siendo Kθ = 0,0002 x θ4 + 0,02x θ2 + 2 D = diámetro del taladro más pequeño discernible Ejemplo: Si aplicamos la fórmula de Kanno, para determinar el ángulo máximo a que se puede ver una fisura de w = 0,2 mm y t = 3 mm, de un tubo de e = 8,75 mm, tenemos: ∅ hilo más pequeño

D = 0,25 mm

t·w = Kθ · D3 ; θ = 10º Es decir, con la técnica empleada de radiografía, un defecto plano del tamaño indicado no sería visto con una inclinación mayor de 10o. En la figura 19 vemos, para unas condiciones determinadas, la capacidad de cada uno de los sistemas de radiografiado para detectar grietas.

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FIGURA 19 CALCULATED CURVES FOR THE DETECTABILITY OF A NATURAL CRACK OF T = 5 MM IN A 25 MM STEEL SPECIMENT A – 200 KV X-RAYS; 4 X 4 MM FOCUS; 900 MM FFD; FINE-GRAIN FILM; LEAD SCREENS B – IRIDIUM-192 GAMMA-RAYS; 2 X 2 MM SOURCE; 500 MM SFD; FINE-GRAIN FILM; LEAD SCREENS C – COBALT-60 GAMMA-RAYS; 2 X 2 MM SOURCE; 500 MM SFD; FINE-GRAIN FILM; LEAD SCREENS

Por lo tanto, los criterios de aceptación aplicados hasta ahora, y que se siguen aplicando, vemos que son arbitrarias y excesivamente permisibles en algunos casos (mandan reparar fisuras cuando otras mayores pueden quedar sin detectar) y excesivamente conservadores en otros (no aceptan ciertos tamaños de poros, escorias, etc, que son bastante menos graves que los planos). Aunque estos criterios, basados en la experiencia (WORMANSHIP), han dado resultados satisfactorios en la mayoría de las construcciones soldadas, se considera que el efecto OVERMATCHING alcanzado por las soldaduras antes de 1980 tiene gran influencia en ello. Sin embargo, estos defectos planos (y otros) pueden crear problemas con los actuales materiales si no definimos unas características mínimas a exigir a la soldadura para que puedan soportarlas, además de complementar la inspección del radiografiado con ultrasonidos para detectarlos. Esto último nos llevaría a reparaciones elevadas que, además de afectar al factor económico, podría crear problemas potenciales a la integridad de la unión, máxime cuando en obra la mayoría de las reparaciones se hacen en condiciones desfavorables:

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•

Reparación incompleta del defecto.

•

Degradación de la tenacidad.

•

Introducción de nuevos defectos.

Por lo tanto, fue necesario valorar las dimensiones de las discontinuidades relacionándolas con las características mecánicas de los materiales base y aporte, con la tenacidad, con las tensiones de la tubería, etc. Las investigaciones y los avances contrastados en este campo, han llevado a los Códigos más aplicados en el mundo (API-1104, BS-4515 y CSA-Z-184) a admitir criterios alternativos de valoración de defectos basados en la mecánica de la fractura (CTOD), descritos en los Apéndices A, H y K. Con estos criterios sabemos que una soldadura, con unas características determinadas, puede soportar unos tamaños de defectos determinados, lo cual elimina reparaciones innecesarias y garantiza técnicamente que la unión es adecuada. En este tipo de criterios también es necesario determinar la profundidad de los defectos, por lo que el empleo de U.S es imprescindible. Hoy en día se tiende a utilizar procesos de soldadura que aumentan la tolerancia de la soldadura a cualquier defecto, asegurando adecuado límite elástico y tenacidad. El GMAW es uno de los procesos que permite la máxima ventajas en términos de integridad de soldadura, con sobresalientes características de tenacidad, resistencia y productividad. Naturalmente, el empleo de los criterios de aceptación basados en la experiencia es en este caso ilógico. En este tipo de soldadura, que puede producir defectos planos, como faltas de fusión en el lado del bisel o entre pasadas (figura 20), el repararlo puede ser perjudicial y antieconómico, tal como hemos visto. Por lo tanto es más ventajoso en todos los aspectos, adoptar un criterio alternativo de aceptación de defectos, ya que con ello aseguramos técnicamente una mayor integridad de la unión a la vez que disminuimos las reparaciones a realizar.

FIGURA 20 THE GMAW WELD BEVEL DESIGN SHOWING LOCATIONS OF TYPICAL WELD IMPERFECTIONS

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7.- RESUMEN Con los materiales actuales consideramos que: 1. El empleo de los electrodos celulósicos habituales (E-6010, E-7010, E-8010, E-9010) en gasoductos debe hacerse con cierta prudencia, teniendo siempre en cuenta los materiales que vamos a soldar. 2. El empleo de procesos semi y/o automáticos, además de incrementar la rentabilidad, asegura una soldadura de superior calidad en términos de tenacidad, resistencia y, por tanto, de tolerancia de defectos. 3. Se hace necesario revisar los criterios de aceptación tradicionales o complementar la inspección con U.S, y determinar,en algunos casos, el Ys de la unión soldada. 4. Revisión de algunos criterios de los Códigos en la validez de un procedimiento homologado (ensayos, grupos de materiales base y aporte, diámetros, espesores, etc.). 5. Es responsabilidad de los constructores asegurar la integridad de la unión soldada, haciendo todas las pruebas previas al inicio de una obra, lo cual redunda en beneficios económicos para los mismos.

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