NOTA TÉCNICA

Proceso de reparación de carriles de tranvía de acero aleado con vanadio y su validación mediante modelado por elementos finitos (MEF)

Daniel R. Galán-Rivera^a,*, Manuel J. Orviz-Theodosius^b, Miguel Vigil^b,c, Daniel Miranda^d, Francisco J. Belzunce-Varela^a

^aUniversidad de Oviedo, Departamento de Ciencia de los Materiales y Metalurgia, C/ San Francisco 3, 33003 Oviedo, Asturias, España

^bInnvel2Consulting, C/Santiago, 2 – Bajo, 33210 Gijón, Asturias, España

^cUniversidad de Oviedo, Departamento de Explotación y Prospección de Minas, C/ San Francisco 3, 33003 Oviedo, Asturias, España

^dCentro Tecnológico IDONIAL, Parque Empresarial PEPA, Calafates, 33417, Avilés, Asturias

*Autor para la correspondencia: galandanielramon@gmail.com

1. INTRODUCIONTOP

El crecimiento de la población mundial y su masificación en las grandes ciudades exige el desarrollo de unos transportes públicos eficientes que permitan desplazar al mayor número de personas con el menor impacto medioambiental posible. Para el año 2050, se estima que el 70% de la población mundial se concentrará en grandes ciudades (Cho, 2018), por lo que ya resulta fácil prever los problemas relacionados con la contaminación, la habitabilidad y la movilidad en estas megapoblaciones (Borck, 2019). Es entonces necesario el desarrollo de “medios de transporte verdes”, que reduzcan las emisiones de contaminantes, sustituyendo a los medios de transporte convencionales (Goldman y Gorham, 2006). Si bien el mercado privado de los medios de transporte eléctricos es aún demasiado pequeño, las instituciones públicas deben apostar por el desarrollo de estas tecnologías (Carrese et al., 2014). Aquí es donde entra en juego el uso del tranvía cuya elevada capacidad de movimiento de pasajeros y sus bajos niveles contaminantes, lo posicionan como un medio de transporte alternativo eficiente del máximo interés (Martín et al., 2014). Además, como los carriles que se utilizan para esta aplicación van embebidos en la calzada, el tranvía es un medio de transporte compatible con el resto de los medios de transporte públicos que existen actualmente en las ciudades.

Con el desarrollo de los tranvías, es necesario mejorar en paralelo las propiedades de los carriles que constituyen la vía (Pacyna, 2008; Carrol et al., 2013). Al aumentar las cargas por eje y las velocidades, también se incrementan los esfuerzos y solicitaciones que debe soportar la vía, especialmente en las regiones en curva. En el caso de los carriles de tranvía, estas solicitaciones pueden incluso duplicarse ya que, por la disposición de la vía en las calzadas de las ciudades, los radios de las curvas pueden llegar a ser inferiores a 20 m (Sandor y Ramsey, 2012). Además, como estos carriles se encuentran normalmente embebidos en la calzada en moldes de polímero, resulta muy compleja su sustitución cuando han sufrido un desgaste excesivo. Por esta razón, resulta más económica la reparación de los carriles desgastados que su sustitución por carriles nuevos (TRCP, 2012). Una de las soluciones más extendidas para la reparación de los carriles es el recargue por soldadura con arco eléctrico, que permite la reparación de los carriles desgastados mediante la deposición de un acero con la misma o con diferente composición química y propiedades que las del carril original (Marqueteeken et al., 2008; Zahiri et al., 2014). Además, en estos casos, el aporte térmico aplicado debe ser menor que el utilizado normalmente con objeto de evitar el deterioro térmico del embebido plástico y para evitar este problema es conveniente llevar a cabo simulaciones mediante análisis previos por elementos finitos (FEA) del proceso de reparación (Rosenthal, 1946; Wetsby, 1968; Rykalin et al., 1971; Goldack et al., 1984; Bullon et al., 2007; Martínez et al., 2009), para garantizar temperaturas máximas en el embebido inferiores al límite preestablecido, evitar pruebas innecesarias y optimizar, de este modo, los costes y el tiempo empleados en la reparación.

Con la incorporación de los nuevos aceros de carril aleados con vanadio, no solo es posible incrementar la vida útil de los carriles frente al desgaste, sino que también se mejora su soldabilidad, ya que permiten mantener los mismos niveles de dureza en la superficie de rodadura utilizando composiciones químicas con un menor porcentaje de carbono (ArcelorMittal, 2018; Solano-Alvarez et al., 2019). De cualquier manera, resulta necesario desarrollar procedimientos de soldeo que permitan la reparación “in situ” de estos carriles, utilizando una temperatura de precalentamiento lo suficientemente baja como para evitar el deterioro del embebido plástico que soporta la vía.

2. METODO EXPERIMENTALTOP

2.1. Materiales y procedimiento de soldeoTOP

En este estudio se utilizó el nuevo grado de acero de carril de tranvía aleado con vanadio desarrollado por la compañía ArcelorMittal y cuya denominación comercial es R290V. Siguiendo las recomendaciones de trabajos previos (Sandor et al., 2013), se seleccionó como metal de aporte un acero inoxidable de matriz austenítica con una pequeña fracción de martensita (15CrMn). La aleación con cromo le confiere su carácter inoxidable y la adición de manganeso estabiliza la austenita como fase matriz mayoritaria, hecho que incrementa sus propiedades anti-desgaste, bajo la condición de desgaste por rodadura, en virtud de la transformación de la microestructura austenítica en martensita que tiene lugar bajo las cargas normales de servicio del carril (efecto TRIP) (Vuorinen et al., 2009).

Las composiciones químicas de los metales base (R290V) y de aporte (15CrMn) se recogen en la Tabla 1. La composición química del acero base se ha obtenido mediante análisis gravimétrico en el caso del silicio, utilizando un analizador Leco CS230 en el caso del carbono, y mediante espectroscopía atómica (AES) para el resto de los elementos (Solano-Alvarez et al., 2019). La composición del metal de aporte fue suministrada por el fabricante.

Se utilizó la geometría del carril 54 G1 (41 GPU) de acuerdo a la normativa UNE-EN 14811 (2011). Para simular el efecto del daño debido al desgaste en los carriles situados en una curva, se realizó un mecanizado de 20 mm de profundidad en la esquina de la cabeza de uno de los carriles (Fig. 1). Tras el mecanizado citado, el perfil fue recargado utilizando la tecnología de soldeo por arco eléctrico e hilo tubular (FCAW).

En la ejecución de esta reparación “in situ” es muy importante destacar la limitación que existe en cuanto a la temperatura máxima que se permite alcanzar en el embebido plástico que rodea al carril, que normalmente debe fijarse en 150-170 ºC, ya que en caso contrario el embebido se degradaría desprendiendo además unos humos tóxicos muy contaminantes (Fig. 2) (Sandor y Ramsey, 2012).

2.2. Caracterización térmica, metalúrgica y de durezas llevada a cabo después del recargueTOP

En la reparación se llevó a cabo el control de la temperatura en la superficie del recargue y en la superficie de éste en contacto con el embebido. Con este fin, en primer lugar, se taladraron 6 agujeros de 4 mm de diámetro y 15 mm de profundidad en uno de los laterales de la cabeza del carril (Fig. 3). El primer agujero se taladró a 50 mm de uno de los extremos del carril, mientras que el resto de los agujeros se taladraron sucesivamente cada 190 mm. En el interior de estos agujeros, se instalaron termopares de contacto, fijados mediante una pasta sellante, con objeto de medir la temperatura de la región próxima a la superficie recargada. Además, en los puntos intermedios entre cada agujero se colocaron en contacto con la superficie del carril otros termopares soldados con objeto de medir la temperatura de la superficie en contacto con el embebido (Fig. 4).

Para el precalentamiento de la muestra se utilizó un equipo de precalentamiento con llama alimentado mediante propano. Se estableció una temperatura de precalentamiento de 100 ºC en la zona próxima a la superficie de soldeo, lo que suponía un calentamiento de la zona en contacto con el embebido de en torno a 60 ºC.

Una vez realizado el proceso experimental de recargue del carril, se extrajeron dos lajas transversales, la primera de una sección donde se había situado uno de los agujeros que contenía un termopar de contacto (Fig. 5a), y la segunda de una región en la que se había dispuesto un termopar soldado (Fig. 5b). Sobre la primera de estas secciones se llevó a cabo la caracterización metalográfica y se realizaron cadenas de dureza. La muestra se fresó y desbastó con lijas de carburo de silicio hasta una granulometría de P120, para finalmente realizar una macrografía de su superficie. Para revelar el recargue de acero inoxidable se utilizó un ataque electrolítico basado en una disolución acuosa de NaOH al 20%, mientras que la macroestructura del acero base y de sus zonas afectadas térmicamente se revelaron con Nital al 15%.

Para la evaluación de la dureza se realizaron dos cadenas localizadas a 1 mm de la superficie del carril en las regiones de inicio y fin del recargue (líneas LI y LII indicadas en la Fig. 6). Se utilizó el método Vickers con una carga de 10 kg (HV10), siguiendo los criterios de la norma UNE-EN 6507-1 (2018). Se diferenció entre la zona afectada térmicamente debida a los cordones de la primera capa (ZAT inferior, LII) y la zona afectada térmicamente debida a los últimos cordones depositados (ZAT superior, LI), ya que éstas son las zonas más críticas del recargue. Hay que destacar que, en el proceso industrial de reparación del carril de tranvía, tras el recargue se debe realizar un reperfilado de la región depositada a fin de recuperar la geometría inicial que tenía el carril.

2.3. Simulación del proceso de recargue por soldeoTOP

Para la simulación numérica del proceso de recargue se utilizó un software de elementos finitos SYSWELD. Se realizaron varias simulaciones en 2 y 3 dimensiones utilizando diferentes parámetros de soldeo y temperaturas de precalentamiento.

Se utilizó un modelo de fuente de calor basado en dos elipsoides combinados (Goldack et al., 1984), de manera que la evolución del calor Q en el frente se puede calcular a partir de la expresión Ec. (1):

mientras que, en la parte posterior al paso de la fuente de calor, éste se expresa mediante la Ec. (2):

siendo a, b y c las dimensiones de los semiejes del elipsoide, v la desviación típica, τ el factor de retardo necesario para definir la posición de la fuente para un tiempo t igual a 0, y f_r y f_f unos factores que fraccionan el calor en el frente y tras el elipsoide y cuya suma es igual a 2. A partir de las macrografías expuestas en la Fig. 5, se han obtenido los parámetros dimensionales del elipsoide, ancho y profundidad de la zona fundida, al tiempo que se ha tomado la distancia delante de la fuente de calor igual al ancho y la distancia tras la fuente el doble del ancho (Goldack et al., 1984).

Por otro lado, las propiedades físicas del acero constitutivo del carril R290V (conductividad térmica, calor específico y coeficiente de dilatación térmica), variables con la temperatura, que se han utilizado en estos cálculos, se han obtenido con la ayuda del software de simulación JMatPro.

2.3.1. Simulaciones inicialesTOP

Definidos unos parámetros de soldeo iniciales extraídos de la bibliografía (Sandor y Ramsey, 2012), y que se muestran en la Tabla 2, se realizaron varias simulaciones preliminares, sin aplicar precalentamiento alguno, en las que se depositaron 14 cordones formando 7 capas, más una final de revenido, para completar la geometría del perfil de un carril de 4 metros de longitud (Fig. 7). En todas las simulaciones se ha utilizado el mismo mallado compuesto principalmente por elementos cuadriláteros (en 2 y en 3 dimensiones) con integración lineal de los nodos y un refinamiento de la malla en la zona de interés (zona del recargue y ZAT del mismo) (Fig. 7). En las diferentes evaluaciones se fue incrementando el tiempo de espera entre pasadas necesario para evitar que la superficie del carril en contacto con el embebido superase 170 ºC (puntos marcados con flechas en la Fig. 7).

2.3.2. Simulaciones finalesTOP

Tras las simulaciones preliminares se puso de manifiesto que, con los parámetros de soldeo teóricos utilizados en las simulaciones anteriores, no era posible llenar completamente la junta, ya que el rendimiento del proceso era inferior a uno, en virtud de las pérdidas térmicas siempre existentes en la realidad, por lo que se tuvo que incrementar el número de cordones, para depositar 20 cordones en 7 capas, incluyendo el cordón final de revenido (Fig. 8) y, además, se utilizó también una temperatura de precalentamiento de 60 ºC, con objeto de asegurar que no se formaba martensita en la ZAT. En este caso, para adecuar las simulaciones a la realidad, el carril simulado tenía 1 metro de longitud.

Los parámetros de soldeo utilizados (número de cordones, velocidad de avance, voltaje, intensidad y aporte térmico) tanto en las pruebas experimentales como en estas simulaciones (ESAB, 2019) se recogen en la Tabla 3. Los cordones se han numerado siguiendo la secuencia establecida en la Fig. 8, comenzando el recargue por la parte inferior izquierda, continuando de izquierda a derecha y de abajo a arriba.

En estas simulaciones se midió también la evolución de la temperatura durante el proceso completo de recargue en los mismos nodos en los que se habían colocado los termopares (Fig. 4 y Fig. 7).

3. RESULTADOSTOP

3.1. Simulaciones numéricasTOP

3.1.1. Simulaciones inicialesTOP

Se comenzó utilizando un tiempo de espera entre cordones de 60 segundos, con los parámetros de soldeo que se habían indicado en la Tabla 2. Bajo esta condición se pudieron depositar, sin superar la temperatura máxima especificada en la superficie, solo 5 cordones en el recargue realizado sin precalentar. Se fue incrementando así el tiempo entre pasadas a 180, 240 y finalmente a 300 s sin conseguir evitar el calentamiento excesivo en la región de la superficie de la cabeza en contacto con el embebido (Fig. 9), por lo que, para superar esta limitación, se decidió realizar esperas superiores en determinadas pasadas concretas (cordones finales). Se diseñó así una secuencia de pasadas óptima (Tabla 4), con la que se logró mantener la temperatura máxima de la superficie del carril por debajo del rango preestablecido de 150-170 ºC. En esta tabla se indica el tiempo, en minutos, para el comienzo de cada pasada (t₀), el tiempo que tarda en realizarse cada pasada de 4 metros de longitud (t_w) y el tiempo de espera que se deja entre pasada y pasada para que enfrié el carril (tnp). Como se puede ver en la misma tabla, el tiempo total (t_total) para la realización completa del recargue de un carril de 4 metros de longitud sería de 96 minutos.

Con la secuencia de pasadas optimizada definida, se consiguió que la temperatura máxima en la superficie de la cabeza del carril al completar el proceso de recargue no superase 160 ºC (Fig. 10a). Además, utilizando estos mismos tiempos, se realizaron unas nuevas simulaciones, aplicando ahora un cierto precalentamiento y se comprobó que con una temperatura de precalentamiento de 50 ºC, apenas se registró un incremento de 2 grados en la temperatura de la superficie del carril en contacto con el embebido al final del proceso de recargue (Fig. 10b).

3.1.2. Simulaciones finalesTOP

En la Tabla 5 se muestran ahora los tiempos en los que se comenzó la deposición de cada cordón (t_o), el tiempo empleado en el recargue del mismo (t_w), y el tiempo de espera que hubo de utilizarse al finalizar el depósito de cada cordón (t_i), con objeto de mantener la región crítica del embebido plástico por debajo de 150 ºC, utilizando ahora 7 capas y 20 pasadas y los parámetros de soldeo indicados en la Tabla 3. En la misma tabla, se indica también el tiempo total necesario para completar el proceso de recargue de un metro de carril.

Para la validación de las simulaciones, se compararon los ciclos térmicos medidos experimentalmente con los diferentes termopares con los ciclos térmicos calculados numéricamente en los nodos correspondientes.

A modo de ejemplo, en la Fig. 11 se ha representado la evolución de la temperatura en uno de los termopares soldados, que mide la temperatura del carril en la zona de contacto con el embebido (termopar T4, Fig. 4), junto a la predicción numérica realizada en esa misma localización. Cada uno de los 20 picos corresponde a la deposición de cada cordón. Se puede observar una buena correspondencia entre las medidas experimentales y las obtenidas mediante simulación numérica, si bien, en el caso de la simulación, el precalentamiento es instantáneo mientras que en la prueba experimental se requiere un tiempo de casi 1000 s para alcanzar la temperatura de precalentamiento de 60 ºC. En la Tabla 6 se han representado las temperaturas máximas de cada uno de los picos, así como el error relativo entre las medidas experimentales y las numéricas, que se situó en un error medio del 12.8%. Se pone de manifiesto también que, de acuerdo con las condiciones preestablecidas, en ningún momento se ha superado una temperatura de 140 ºC en el embebido.

3.2. Análisis microestructural y perfiles de durezaTOP

Tal y como se puede observar en la Fig. 12, la máxima dureza medida en la ZAT se situó en torno a 350 HV, en la zona de la ZAT inferior, y en torno a 400 HV en la región de la ZAT superior. Esta diferencia de dureza se justifica en función del mayor revenido de la ZAT que ha tenido lugar en las primeras pasadas con respecto a la ZAT de la última pasada, que fue únicamente revenida por efecto de la pasada de sobrerevenido final, depositada tras completar la geometría del recargue. La dureza del metal de aporte se sitúa en torno a un valor medio de 280 HV, que es ligeramente inferior al valor de dureza del metal base (300-320 HV). Además, se observa una diferencia de dureza que se sitúa en torno a 20 HV (320 frente a 300 HV) entre las zonas del acero base cercanas a la ZAT superior e inferior del proceso de recargue. Esta heterogeneidad en la dureza se justifica en virtud de la acumulación de calor durante el enfriamiento final tras la laminación en caliente del carril y es, por lo tanto, independiente del proceso de recargue. En virtud de la geometría de la cabeza del carril, la disipación de calor en su zona inferior es menor y la menor velocidad de enfriamiento de esta región tras la laminación es el origen del leve ablandamiento detectado en esta zona.

Sobre las mismas muestras en las que se realizaron las medidas de dureza, se realizó también la caracterización microestructural. La microestructura de la ZAT inferior está compuesta principalmente por perlita, con un tamaño de grano muy fino, G13 (Fig. 13a). Esta microestructura es fruto de un enfriamiento relativamente rápido que, sin embargo, no fue suficiente para la formación de martensita, en virtud de la temperatura de precalentamiento utilizada y mantenida durante todo el soldeo. En la zona de la ZAT superior se ha obtenido una microestructura mayoritariamente perlítica, aunque con una muy pequeña fracción de bainita y con ferrita contorneando un borde de grano austenítico ya más grosero, G8, (Fig. 13b). En esta zona se observa el efecto de la pasada de sobrerevenido que, sumada a la acumulación de calor generada durante todo el proceso, justifica el mayor tamaño de grano medido en esta región. Además, las trazas de bainita que aparecen entre la microestructura ferrito-perlítica justifican la mayor dureza medida en esta región. Por último, en la Fig. 14. se presenta tanto la micrografía realizada sobre el metal base, en la que se aprecia la microestructura ferrito-perlítica del acero R290V, como la micrografía realizada sobre el metal de aporte, que es mayoritariamente austenítica, con algunas trazas de martensita.

4. CONCLUSIONESTOP

Las principales aportaciones del trabajo realizado se pueden resumir en las siguientes conclusiones:

AGRADECIMIENTOSTOP

Esta investigación ha sido financiada con la ayuda a empresas para la realización de Doctorados Industriales: “Oviedo Siembra Talento”, destinadas a la contratación de estudiantes de Programa de Doctorado impartidos en la Universidad de Oviedo, financiados por el ayuntamiento de Oviedo. El autor agradece y aprecia la contribución de Josef Tec de la empresa ESI GROUP por sus consejos e indicaciones sobre el SYSWELD y a Felipe Álvarez de la fundación IDONIAL por la ayuda prestada en la caracterización experimental.

REFERENCIASTOP