Aceros Debilmnte Aleados Resistente A Bajas Temperaturas 316k1r

ASOCIACIÓN ESPAÑOLA DE SOLDADURA Y TECNOLOGÍAS DE UNIÓN

TEMA 2.13 ACEROS DÉBILMENTE ALEADOS PARA APLICACIÓN A BAJA TEMPERATURA

Actualizado por: Rafael Martínez Abbad

Julio 2004

-CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONAL DE SOLDADURA-


ÍNDICE 1. LOS ACEROS PARA SERVICIO CRIOGÉNICO 2. FACTORES DE INFLUENCIA EN LOS VALORES DE RESILIENCIA Y TEMPERATURA DE TRANSICIÓN EN LOS ACEROS AL CARBONO Y DE BAJA ALEACIÓN 2.1. Composición química 2.2. Proceso de fabricación 3. ACEROS AL CARBONO DE GRANO FINO 4. ACEROS CRIOGÉNICOS DE BAJA ALEACIÓN (Ni < 2%) 5. ACEROS CRIOGÉNICOS DE MEDIA ALEACIÓN (3.5% Ni) 6. ACEROS CRIOGÉNICOS DEL 9% NÍQUEL 7. MATERIALES DE APORTE EN EL SOLDEO DEL ACERO 9% Ni 8. ACEROS CRIOGÉNICOS AUSTENÍTICOS 9. FIGURAS

-CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

Tema 2.13 -1-


1.- LOS ACEROS PARA SERVICIO CRIOGÉNICO El comportamiento mecánico de los materiales metálicos de construcción tiene una dependencia muy marcada con la temperatura. Propiedades como son la carga de rotura a tracción, el límite elástico y la dureza tienden a decrecer con el aumento de la temperatura, llegando a situaciones de super plasticidad como puede ser el fenómeno de la fluencia en caliente. Por el contrario, propiedades como son la tenacidad o la resistencia al impacto resultan muy sensibles a las temperaturas bajas, habiendo sido muy normal hasta hace muy poco que grandes estructura de acero hayan sido puestas en servicio a temperaturas en las que se encontraban con un alto grado de fragilización. Este fenómeno empezó a mostrarse de forma patente durante los años cuarenta del siglo pasado, coincidiendo con la segunda guerra mundial, cuando comenzaron a producirse grandes buques de acero soldado los cuales llegaban, en algunos casos, a seccionarse en dos partes por efecto de fenómenos de fragilización en su casco de acero. La perdida de ductilidad, o fragilización del acero, en estas construcciones resultaba, además, promocionada por la continuidad estructural que proporciona soldadura, debido a que éste tipo de unión contribuía a que las grietas producidas en las zonas frágiles, con alta concentración de esfuerzos, pudiesen avanzar de forma continua por toda la estructura llegando a producirse la rotura catastrófica. Los materiales, generalmente, eran ensayados con todo rigor a temperatura ambiente y, sin embargo, esos 15 ó 20 grados de diferencia entre la temperatura de ensayo y la de servicio eran muchas veces la causa de la catástrofe. En la actualidad ya no seria comprensible que se pudiesen dar este tipo de situaciones, pues a pesar de lo que se ha avanzado en el campo de la mecánica de la fractura, los procesos de fragilización y propagación de la fractura, y que aún sigue siendo menos conocida la influencia tan fuerte que tiene la temperatura como variable termodinámica en esas escalas tan bajas, los códigos de diseño que se aplican hoy día a estas estructuras, requieren que tanto los materiales de base como las soldaduras sean ensayadas como mínimo a la temperatura de mínima de servicio, o si no a algunos grados por debajo. Se entiende hoy día por servicio criogénico a aquel que tiene lugar a temperaturas bajas comprendidas entre los cero grados centígrados, o punto de congelación del agua, hasta la mínima posible que se puede alcanzar que es el cero absoluto 0oK ó -273.15oC. (el término crío deriva del griego que significa frío) En la practica las aplicaciones de mayor trascendencia que requieren materiales que no pierdan su tenacidad a temperaturas bajas son entre otras, la manipulación, transporte y almacenamiento de gases licuados y las estructurales en medios extremos como las plataformas offshore, máquinas de eólicas de generación. También se requieren estas propiedades en los fuselajes de los aviones que soportan temperaturas exteriores en torno a los -50º, aunque en este tipo de aplicaciones las aleaciones ligeras que son normalmente aplicadas no entran en el alcance de nuestro tema . De estas aplicaciones la que encierra mayor responsabilidad y por tanto requisitos mas restrictivos de diseño y fabricación son las relativas a los gases licuados. Como ejemplo vamos a citar las temperaturas de ebullición a presión atmosférica de algunos gases de uso corriente


Tema 2.13 -2-


Gases

Tª ebullicion

PROPANO

-54ºC

ANHIDRIDO CARBONICO

-79ºC

ETANO

-104ºC

METANO

-162ºC

OXIGENO

-183ºC

NITROGENO

-196ºC

HIDROGENO

-253ºC

HELIO

-269ºC

En la actualidad, para este tipo de aplicaciones no tendría mucho sentido el no considerar que los equipos, tubería, depósitos etc. llevan una parte de soldadura muy importante, y consecuentemente dentro de un conjunto estructural la unión soldada es en la mayoría de los casos el eslabón más débil de la cadena. La principal diferencia consiste como es sabido en que los materiales de base, si proceden de forja o laminación podemos manipular sus propiedades físicas con mayor facilidad que aquellos producidos por moldeo (como sería el caso particular de la aportación por soldeo solidificada), por fenómenos de deformación y tratamientos que pueden aplicarse antes de su armado. Por el contrario en los materiales de soldadura la capacidad de manipular su microestructura queda reducida a menos alternativas entre las que cabe destacar, el control de composición química, condiciones de enfriamiento, y en algunos casos tratamientos térmicos locales. El primer objetivo del estudio va a ser el tratar las características mecánicas de los materiales férricos de base y su comportamiento en las condiciones de baja temperatura establecidas. Los aceros ferríticos presentan un comportamiento muy característico en este sentido pues a temperaturas razonablemente altas, aparentemente, la tenacidad o la resiliencia, varía relativamente poco al ir bajando la temperatura hasta llegar a un punto en que este comportamiento varia y baja de una forma muy acusada, pasando a un tercer estado de fragilización en el que la energía absorbida en el ensayo de impacto, o el valor de la resiliencia, vuelven a presentar una disminución de forma más gradual al seguir bajando la temperatura. Esta parte del descenso en que la pendiente es muy alta, se denomina “zona de transición”. Por tanto, en los ensayos encaminados a determinar el comportamiento de los materiales frente a la temperatura, consistirán en una serie de ensayos de rotura por impacto, de los que los más empleados son el ensayo Charpy y el Izod, cuyas probetas están representadas en la figura 1, realizados a varias temperaturas dentro del rango que se quiere medir. La representación de estos resultados para los aceros ferríticos es generalmente una curva que como comentábamos anteriormente se compone de un tramo cuasi recto horizontal, seguido de un descenso muy brusco al que le sigue otro tramo decreciente mas gradual, como se representa en la figura 2.


Tema 2.13 -3-


PROBETAS PARA ENSAYO DE IMPACTO

FIGURA 1 PROBETAS PARA ENSAYO IZOD Y CHARPY CON ENTALLA EN V EMPLEADAS PARA LA EVALUACIÓN DE LA TENACIDAD (ASTM E23)


Tema 2.13 -4-


Semicalmados ensayados en el rango de temperaturas de transición dúctil frágil.

Energía de impacto con entallas Charpy en V y en ojo de cerradura para aceros de bajo carbono

Figura 2


Tema 2.13 -5-


Al primer tramo recto se le conoce como el nivel de energía absorbida en la zona dúctil o, simplemente, como nivel superior, a la temperatura que se produce el descenso súbito se la denomina temperatura de transición y, por regla general, no tiene por que guardar una relación el nivel de resiliencia con la temperatura a la cual pierde esta propiedad. Dentro de la denominada zona de transición, la temperatura de transición se define, generalmente, como aquella que produce en la probeta un cincuenta por ciento de fractura frágil y otro cincuenta por ciento de fractura dúctil, aunque se pueden emplear otros criterios, como puede ser el establecimiento de un valor mínimo de resiliencia, por ejemplo: 27 julios en probeta normalizada para el ensayo Charpy. Por tanto, el principal factor a tener en cuenta a la hora de diseñar un componente, o una estructura de acero sometido a servicio a baja temperatura, será que todo el acero de la estructura incluyendo las uniones soldadas, tenga una temperatura de transición por debajo de la mínima temperatura de servicio. El primer grupo de aceros que vamos a presentar son los que poseen temperaturas de transición comprendidas entre la ambiente y 40o ó 50oC bajo cero, que se corresponden con los aceros al carbono de los denominados de grano fino, las cuales tienen un comportamiento tanto mejor cuanto mejor cumplan los requisitos químicos y estructurales que se van a indicar más adelante. Cuando el servicio requiere temperaturas más bajas, se recurre a los aceros de grano fino con pequeñas adiciones de níquel que van desde el 1% hasta el 9% estimándose, a grosso modo, que por cada unidad porcentual de níquel se consigue bajar la temperatura de transición 30oC. Si con el empleo de los aceros ferríticos al níquel, que pueden llegar a temperaturas de servicio de 200oC, aún se considera insuficiente cara al servicio, entonces habría que recurrir a los aceros inoxidables austeníticos que prácticamente son inmunes a la fragilización criogénica. Aunque, no obstante, éste comportamiento de inmunidad no puede, desgraciadamente, generalizarse a sus uniones soldadas, si no se emplean los procedimientos adecuados.

2.- FACTORES DE INFLUENCIA EN LOS VALORES DE RESILIENCIA Y TEMPERATURA DE TRANSICIÓN EN LOS ACEROS AL CARBONO Y DE BAJA ALEACIÓN COMO MATERIALES DE BASE. 2.1.- Composición química La composición química de un acero, así como su proceso de fabricación y microestructura como vimos, por ejemplo en el tema 2.10, son factores de gran influencia tanto en los valores de energía absorbida en la resiliencia como en la temperatura de transición Tt. Los efectos de los diversos elementos de aleación, los debidos a la microestructura y las variables de los procesos de fabricación, están tan íntimamente interrelacionados que resultaría difícil separar estos para su estudio independiente. Sin embargo, a continuación se expone una relación de como contribuyen los elementos de aleación que más comúnmente, se emplean en la fabricación de aceros, así como los elementos residuales tanto beneficiosos como perjudiciales.


Tema 2.13 -6-


Carbono Este elemento disminuye la energía absorbida en la zona dúctil y, además sube la temperatura de transición, por tanto desplaza la curva general de los materiales ferríticos hacia abajo y hacia la derecha, siendo por tanto, es perjudicial en ambos sentidos. En los aceros con requisitos de tenacidad alta y, además, a bajas temperaturas, se debe mantener el nivel de carbono justo para satisfacer los requisitos de resistencia que pida la normativa aplicable (fig. 3). EFECTO DEL CONTENIDO DE CARBONO SOBRE LA TENACIDAD

FIGURA 3 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO EN ENTALLAS CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA ACEROS AL CARBONO NORMALIZADOS CON VARÍOS CONTENIDOS EN CARBONO

Azufre Los efectos del azufre en los valores de resiliencia de los aceros está directamente relacionado con la proceso de desoxidación que le haya sido aplicado. Un contenido que no sobrepase las 40 milésimas tiene un efecto inapreciable en la resiliencia de los aceros efervescentes, semicalmados y calmados al silicio. Sin em bargo, en los aceros doblemente calmados al Si-Al, cualquier reducción del contenido en azufre se traduce en un incremento apreciable de la energía absorbida en la zona dúctil, con efecto inapreciable en la zona frágil y temperatura de transición (fig. 4). Fósforo Tiene un marcado efecto negativo en la resiliencia de los aceros, tanto en la disminución de la energía absorbida como en la elevación de la temperatura de transición que ha sido estimada en 7oC por cada centésima. El fósforo también contribuye de forma muy acusada a potenciar la fragilidad del revenido en algunos aceros de baja aleación.


Tema 2.13 -7-


Silicio Cuando es empleado en cantidades comprendidas entre 0.15% y 0.30% como desoxidante actúa de forma positiva bajando la temperatura de transición y elevando la energía absorbida. En comparación con los efervescentes y semicalmados, los aceros calmados al Silicio son mucho mas limpios y poseen una textura de grano ferrítico muy uniforme. Aunque estos efectos pueden ser imputables más a los procesos de desoxidación que al propio silicio. La temperatura de transición sube a partir de contenidos de 0.06% EFECTO DEL CONTENIDO DE AZUFRE EN LA TENACIDAD

FIGURA 4 VARIACIÓN EN LA ENERGÍA DE IMPACTO CHARPY V CON LA TEMPERATURA CON ENTALLA TRANSVERSAL, PARA ACEROS HSLA

(ALTA RESISTENCIA- BAJA ALEACIÓN) CONTENIDO DIFERENTES CANTIDADES DE AZUFRE. LOS ACEROS ESTABAN SEMICALCULADOS, CON UN LÍMITE ELÁSTICO MÍNIMO DE 450 MPA (65 KSI)

Nitrógeno Este elemento por si sólo actúa de forma negativa, descendiendo los valores de energía en zona dúctil y elevando la temperatura de transición. Sin embargo, la mayoría de los aceros nitrogenados están desoxidados con silicio y aluminio combinándose ambos con el nitrógeno. El nitruro de aluminio que se forma en la desoxidación sirve además, para estabilizar el grano fino y por tanto mejorar los valores de resiliencia de estos aceros. Manganeso De acuerdo con lo mostrado en la figura 5, el manganeso puede bajar sustancialmente la temperatura de transición de los aceros de bajo contenido en carbono, mientras que su efecto puede ser menos beneficioso en los aceros de mayor contenido en carbono. Tal como se ilustra en la figura 6, el aumento de manganeso en un acero normalizado de contenido de carbono medio, produce una bajada en la temperatura de transición que posiblemente sea achacable a que el manganeso adicional reduce el espaciado entre placas de la perlita. En aceros al manganeso, bonificados y revenidos, el efecto resulta contrario como se desprende de los resultados representados en la figura 7. El manganeso, además, puede hacer al acero susceptible a la fragilización por revenido y puede causar también durante el enfriamiento del normalizado la formación de la frágil bainita superior en lugar de la perlita fina.


Tema 2.13 -8-


EFECTO DEL CONTENIDO DE MANGANESO EN LA TENACIDAD

FIGURA 5 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA ALEACIONES FE-MN-0,05

C

ENFRIADAS EN HORNO CONTENIDO DIFERENTES CANTIDADES DE MANGANESO

EFECTO DEL CONTENIDO DE MANGANESO EN LA TENACIDAD

FIGURA 7 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA ACEROS CON 0,30 C; 0,35 SI; 0,80CR; 3,00 NI; 0,30 MO, 0,10 V CON LAS CANTIDADES DE MANGANESO INDICADAS. ESTOS ACEROS FUERON ENDURECIDOS Y REVENIDOS A UN LÍMITE ELÁSTICO DE, APROXIMADAMENTE, 1.175 MPA (175 KSI). LAS MICROESTRUCTURAS CONTENÍAN MARTENSITA REVENIDA


Tema 2.13 -9-


Aluminio El efecto del aluminio en la resiliencia de los aceros de contenido medio en carbono está representado en la figura 8, en donde se observa que cuando el contenido de aluminio supera el necesario para la formación de nitruro de aluminio, 0.075%, los valores de resiliencia disminuyen.

EFECTO DEL CONTENIDO DE ALUMINIO EN LA TENACIDAD

FIGURA 8 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA ACEROS DE MEDIO CARBONO NORMALIZADOS Y REVENIDOS CONTENIENDO DIFERENTES CANTIDADES DE ALUMINIO


Tema 2.13 -10-


Níquel De manera similar al manganeso, el níquel mejora sustancialmente los valores de resiliencia a baja temperatura de los aceros. Los efectos del níquel en la tenacidad a la entalla se ilustran en la figura 9. El efecto de mejora del níquel es mucho más efectivo cuando el contenido en carbono es muy bajo. Determinados tipos de acero de alto contenido en níquel, como son los “maraging” y los austeníticos, carecen de zona de transición entre el estado dúctil y frágil, por lo que la disminución de resiliencia con la temperatura se produce de una manera gradual generalmente lineal. EFECTO DEL CONTENIDO DE NÍQUEL EN LA TENACIDAD

FIGURA 9

VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY DE OJO DE CERRADURA CON LA TEMPERATURA PARA ACEROS DE BAJO CARBONO PERLÍTICOS CONTENIDO DIFERENTES CANTIDADES DE NÍQUEL


Tema 2.13 -11-


Cromo Eleva ligeramente la temperatura de transición. En los aceros cuyos contenidos en cromo superan el 0.9% resulta muy difícil desarrollar las microestructuras y las propiedades mecánicas de los aceros al carbono no aleados; por lo tanto, los valores de resiliencia no son comparables. Las adiciones de cromo son, generalmente, para incrementar la templabilidad y el aumento de ésta que se consigue suele ser suficiente para presentar una estructura martensítica de mayor energía de impacto en zona dúctil. Los aceros al cromo de contenido medio de carbono son, sin embargo, susceptibles de fragilización cuando se templan para producir estructura martensítica y luego son sometidos a un revenido entre 375o y 575o. Molibdeno En los contenidos típicos, de alrededor del 0.4%, su comportamiento, aumentando la templabilidad y elevando ligeramente la temperatura de transición, es similar al del cromo. En contenidos del 0.5% al 1%, el molibdeno reduce la susceptibilidad a la fragilización por revenido, si bien su efecto beneficioso solo es eficaz en períodos de revenido cortos dentro del mencionado rango. Este fenómeno se asocia a que el molibdeno no elimina la fragilización del revenido, sino que la retrasa como ha sido demostrado experimentalmente mediante revenidos largos. Boro La adición de boro es beneficiosa para el aumento de la tenacidad sin merma de la resistencia en los grados de acero bajos en carbono, como se puede observar en la figura 10. Sin embargo, esta propiedad sólo es aplicable en aceros bonificados, pues en los aceros normalizados, o en estado bruto de laminación, éste elemento produce efectos contrarios. Cobre En los aceros que no han sido sometidos a procesos de endurecimiento por precipitación, la adición de cobre puede mejorar ligeramente la tenacidad a baja temperatura. Por el contrario, en los aceros aleados con cobre y sometidos a tratamiento de envejecimiento, el efecto de éste elemento se considera perjudicial en lo relativo a la resiliencia.


Tema 2.13 -12-


EFECTO DEL CONTENIDO DE BORO EN LA TENACIDAD

FIGURA 10 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V A TEMPERATURA AMBIENTE, CON LA CARGA DE ROTURA PARA ACEROS 10B21 Y 1038 CON ESTRUCTURAS MARTENSÍTICAS REVENIDAS

Vanadio, Niobio y Titanio Estos elementos son empleados, corrientemente, en aceros sometidos a tratamientos termomecánicos controlados, por lo que su tenacidad está mayormente influenciada por el proceso de conformación aplicado. Cuando el acero se termina de conformar a temperaturas inferiores a 925o, como ocurre en muchos casos de aceros de alta resistencia y baja aleación, el efecto de estos tres elementos es positivo mejorando la tenacidad por refinar el grano ferrítico. A temperaturas de acabado más altas el efecto, por el contrario, resulta negativo para la tenacidad. El efecto del Niobio, o Columbio, en la curva de tenacidad, está representado en la figura 11 para dos estados de suministro diferentes. Circonio, Calcio y Tierras Raras Estos elementos algunas veces son empleados para controlar la morfología de las inclusiones de Sulfuro de Manganeso, MnS, convirtiéndolas en esféricas en lugar de alargadas. Por tanto las inclusiones esféricas aumentan la resiliencia de la zona dúctil y minimizan la anisotropía de los valores de resiliencia.


Tema 2.13 -13-

-CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURACANTIDADES DE NIOBIO

CARBONO LAMINADOS EN CALIENTE (A) Y NORMALIZADOS (B) DESDE 950ºC

(1.750ºF) CONTENIDO DIFERENTES

VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA ACEROS DE BAJO

FIGURA 11


Tema 2.13 -14-


Elementos Intersticiales El efecto de los elementos intersticiales, como son el carbono, oxígeno, nitrógeno e hidrógeno, es, como ya se ha indicado para algunos de ellos, con tendencia a bajar la tenacidad de los aceros, como queda evidenciado en la figura 12 para los aceros maraging. La presencia del oxígeno está normalmente determinada por el proceso de desoxidación que sea aplicable, resultando que los aceros efervescentes poseen una temperatura de transición más alta que los calmados. El hidrógeno también reduce la tenacidad de los aceros ligeramente, si bien este efecto negativo resulta más patente en condiciones de aplicación de cargas bien estáticas o muy lentas. EFECTO DE LOS ELEMENTOS INTERSTICIALES EN LA TENACIDAD

FIGURA 12

(0OF) DEL ACERO MARAGING CON 12% DE NI PUEDE AUMENTARSE SIGNIFICATIVAMENTE CONTROLADO LA CANTIDAD DE ELEMENTOS INTERSTICIALES DE ALEACIÓN EN EL ACERO, INDEPENDIENTEMENTE DEL NIVEL DE RESISTENCIA. LOS

LA TENACIDAD A –18ºC

NÚMEROS INDICAN EL ESPESOR DE LAS CHAPAS EN PULGADAS


Tema 2.13 -15-


Antimonio Arsénico y Estaño Trazas de cualquiera de estos elementos reducen notablemente la tenacidad y, además, en los aceros cromo-níquel contribuyen a la fragilización del revenido.

EFECTO INTERACTIVO DEL MANGANESO Y NITRÓGENO EN LA TENACIDAD

FIGURA 13 VARIACIÓN DE LA APARICIÓN DE LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN (50% CORTANTE FATT) EN ACEROS AL CARBONO (0,10%C) CON TRES NIVELES DE MANGANESO (0,4%,

0,7% Y 12% MN) CON DIFERENTES CONTENIDOS DE NITRÓGENO. EL EFECTO

BENEFICIOSO DEL MANGANESO ES EVIDENTE CON NIVELES DE NITRÓGENOS BAJOS


Tema 2.13 -16-


EFECTO INTERACTIVO DEL CARBONO Y MANGANESO EN LA TENACIDAD

FIGURA 14 EFECTO DE LA RELACIÓN MN/C SOBRE LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN EN ACEROS FERRÍTICOS

2.2.- Proceso de fabricación Desoxidación El efecto que ejerce el proceso de desoxidación sobre la tenacidad, o la resiliencia, en los aceros, esta directamente relacionado con los elementos e impurezas característicos del proceso. Los aceros efervescentes contienen cantidades apreciables de oxígeno y nitrógeno y, si a estas características se le añaden las de tener una solidez y homogeneidad estructural bastante pobre, queda pues justificada por tanto su baja resiliencia. Los aceros doblemente calmados al Si-Al presentan una temperatura de transición baja y unos valores de resiliencia en la zona dúctil mas elevados que los efervescentes. los semicalmados poseen valores intermedios, estando el comportamiento de las tres calidades representado en la figura 15. Temperatura de Laminación El efecto que ejerce la temperatura de la laminación en caliente sobre la resiliencia, está íntimamente relacionado con la microestructura que resulte del proceso. Laminando el acero, por encima de 980oC, éste sufre una recristalización muy considerable y un crecimiento de grano, siendo éste último parámetro (el del -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

Tema 2.13 -17-


tamaño original del grano austenítico) el que va a determinar la resiliencia del material a baja temperatura, como se puede observar en la figura 16. Resulta, por tanto, recomendable para mejorar la resiliencia y la temperatura de transición, laminar a temperaturas próximas al límite inferior de la zona austenítica (fig 17). El grado de deformación a una temperatura específica, también resulta importante a la hora de determinar la tenacidad del acero, en las figuras 18 y 19 se ilustra la importancia que tiene conseguir la reducción suficiente durante la laminación. La coordinación de las temperaturas de laminación en caliente con los grados de deformación resulta, por tanto, muy importante sobre todo en los aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA) para garantizar los valores de tenacidad altos y las temperaturas de transición suficientemente bajas. Los mismos criterios que han sido expuestos para los procesos de deformación por laminación, serian igualmente válidos para otros procesos de deformación en caliente como pueden ser la forja o extrusión. Anisotropía de la Resiliencia Los aceros son susceptibles de sufrir una gran anisotropía en su estructura por efecto de la deformación. La anisotropía microestructural, frecuentemente, es indicativa de anisotropía en las propiedades mecánicas. Por tanto, ésta propiedad resulta muy importante y debe ser considerada a la hora de diseñar y fabricar productos de acero que han sido obtenidos por laminación, forja, estirado, extrusión etc. El efecto de la anisotropía en los valores de resiliencia está representado en la figura 20, para chapa de acero de bajo contenido en carbono. Las probetas paralelas a la dirección de laminación (orientaciones L-S y L-T) presentan mejores valores de resiliencia en la zona de transición dúctil a frágil que las probetas perpendiculares a la dirección de laminación, (orientación T-L). Por tanto, cuando una pieza se saca de una chapa, puede resultar importante especificar la orientación que deba tener la pieza dentro de la chapa en relación con la dirección de laminación. Espesor Las diferencias que se pueden dar en las microestructuras relativas a grandes o pequeños espesores de los productos laminados, pueden también producir variaciones en el comportamiento frente al impacto. La variación de la resiliencia con el espesor está representado en la figura 21. En estos ensayos, el espesor de la probeta permanece constante, y aún asi, la temperatura de transición aumenta con el espesor de la chapa. Este comportamiento no es exclusivo de los aceros al carbono sino que se halla generalizado para los aleados. Debido a las características de cada proceso de fabricación, la estructura metalúrgica de las secciones gruesas es diferente de la de las secciones finas, resultando menor tenacidad en el caso de las gruesas. Aun más importante resulta la probabilidad de que una pieza pueda tener un defecto, como una fisura, en una zona crítica y aumente con el espesor. Estos factores contribuyen a que las estructuras gruesas resulten más frágiles que las estructuras de secciones finas, si bien este tema es más propio del campo de la mecánica de la fractura.


Tema 2.13 -18-


EFECTO DE LA PRÁCTICA DE DESOXIDACIÓN EN LA TENACIDAD

FIGURA 15

VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA ACEROS AL CARBONO EFERVESCENTES (A), SEMICALMADOS (B) Y CALMADOS (C)


Tema 2.13 -19-


EFECTO DEL TAMAÑO DE GRANO EN LA TENACIDAD A LA ENTALLA

FIGURA 16 VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN, DETERMINADA POR EL ASPECTO DE LA FRACTURA, CON EL TAMAÑO DE GRANO PARA ACEROS AL CARBONO DE 0,11%C.

LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN VARÍA LINEALMENTE CON LA IN D1/2 Y ES MENOR PARA ACEROS DE GRANO FINO

EFECTO DE LA TEMPERATURA DE ACABADO EN LA TENACIDAD A LA ENTALLA

FIGURA 17 VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN, DETERMINADA EN ENSAYO CHARPY V PARA 40 PÍES-LIBRA (54 J) CON LAS TEMPERATURAS DE ACABADO POR LAMINACIÓN EN CALIENTE PARA ACERO CON 0,24%

C Y 1,69% MN CALMADOS CON SILICIO


Tema 2.13 -20-

ASOCIACIÓN ESPAÑOLA DE SOLDADURA Y TECNOLOGÍAS DE UNIÓN EFECTO DE LA DEFORMACIÓN EN EL ACABADO

EFECTO DE LA DEFORMACIÓN EN EL ACABADO

EN ASPECTO DE LA FRACTURA

SOBRE EL NIVEL DE ENERGÍA SUPERIOR

FIGURA 19 FIGURA 18 VARIACIÓN DEL NIVEL SUPERIOR DE LA ENERGÍA DE IMPACTO EN VARIACIÓN EN LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN, DETERMINADA POR EL ASPECTO DE LA ROTURA (50% ROTURA FRÁGIL), CON LA REDUCCIÓN EN EL ACABADO A

PROBETAS CHARPY V CON LA REDUCCIÓN EN EL ACABADO A 600ºC (1110ºF), PARA LOS MISMOS ACEROS QUE LOS DE LA FIGURA ANTERIOR

600ºC (1110ºF) PARA DOS ACEROS, UN ACERO AL CARBONO Y UN ACERO CON NIOBIO. SÍMBOLOS HUECOS REPRESENTAN A LAS PROBETAS SACADAS EN DIRECCIÓN PARALELA A LA LAMINACIÓN, MIENTRAS QUE LOS SÍMBOLOS RELLENOS REPRESENTAN LAS PROBETAS TOMADAS EN DIRECCIÓN PERPENDICULAR A LA DIRECCIÓN DE LAMINACIÓN


Tema 2.13 -21-


ANISOTROPÍA DE LA TENACIDAD EN CHAPAS DE ACERO DE BAJO CARBONO LAMINADAS

FIGURA 20 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA ORIENTACIÓN DE LA ENTALLA Y LA TEMPERATURA EN CHAPAS DE ACERO CON 0,012%

C


Tema 2.13 -22-


EFECTO DEL ESPESOR SOBRE LA TENACIDAD

Composición %

Acero A (semicalmado) B (calmado con Al) C (calmado con Si-Al) D (calmado con Si) E (semicalmado) F (semicalmado) G (calmado con Si-Al)

C

Mn

0,23 0,23 0,16 0,23 0,16 0,16 0,16

0,45 0,45 0,45 0,45 0,75 0,95 0,75

FIGURA 21

VARIACIÓN DE LA TEMPERATURA DE TRANSICIÓN CON ENTALLA CHARPY OJO DE CERRADURA CON EL ESPESOR PARA SIETE ACEROS AL CARBONO


Tema 2.13 -23-


VARIACIÓN DE LA TENACIDAD EN ENSAYOS DE DESGARRE CON LA SITUACIÓN DE LA PROBETA EN LA CHAPA

FIGURA 22 VARIACIÓN DE LA TENACIDAD, MEDIDA CON EL ENSAYO DE CAIDA DE PESO, A TRAVÉS DE UN ESPESOR DE 100 MM EN CHAPA DE ACERO ASTM A387D

(2 ¼%CR, 1% MO). LA CURVA DESIGNADA “1/4T” SE OBTUVO DE PROBETAS SITUADAS APROXIMADAMENTE A 25 MM. DE LAS SUPERFICIES SUPERIOR E INFERIOR DE LA CHAPA


Tema 2.13 -24-


Efecto de la microestructura De forma similar a otras propiedades mecánicas, la resiliencia tiene una dependencia muy acusada respecto a la microestructura pues aunque la influencia más directa la produce la composición química, ésta siempre se manifiesta a través de la microestructura. Entre las diferentes microestructuras que se pueden encontrar en los aceros, es la ferrita la que presenta una temperatura de transición más alta seguida de la perlita, y la bainita superior; finalmente, son la martensita revenida, y la bainita inferior los dos microconstituyentes que mejor comportamiento producen en este sentido. Los valores de resiliencia de varios aceros similares con contenido en carbono variable, están representados en la figura 23. Para facilitar la comparación de estas microestructuras, estos aceros fueron revenidos hasta un mismo nivel de resistencia mecánica antes del ensayo. En la práctica, la velocidad de temple o de enfriamiento y la templabilidad definida en la curva de la ese o TTT son quienes determinan la microestructura o mezcla de microestructuras resultantes. No obstante, las características de la transformación vienen dadas por la composición química, el tamaño del grano de la austenita y la temperatura de austenización. Generalmente, aquellos tratamientos que producen microestructuras con resiliencia a temperatura ambiente inferior a la que tenía el material antes de tratarlo, suben además la temperatura de transición. Las partículas precipitadas de fases secundarias son perjudiciales a la resiliencia sobre todo si están localizadas en los bordes de grano. Sin embargo, los tratamientos de esferoidización pueden aumentar la tenacidad reduciendo la resistencia eliminando las placas ferríticas, ya que éstas resultan caminos muy propicios para la propagación de las fracturas en crucero (cleavages) de los aceros perlíticos. La bainita inferior transformada isotérmicamente tiene una tenacidad superior y una temperatura de transición ligeramente inferior que la martensita revenida que producen resistencias similares.(fig.24) Finalmente, la presencia de austenita residual inhibe la propagación rápida de la fractura a través de los planos de crucero (cleavages), como ocurre en el caso de los aceros maraging con transformación incompleta que mejoran sustancialmente su tenacidad. En una serie continua de microestructuras procedentes del revenido de la martensita, obtenidas por variación de las temperaturas y los tiempos del tratamiento y que, consecuentemente, van desde la martensita sin revenir hasta la esferoidita, la resiliencia varía ampliamente y pasa de ser excelente a ser muy pobre, como muestra la figura 25, practicar el revenido a temperatura alta, baja la temperatura de transición y aumenta el nivel superior de la resiliencia.


Tema 2.13 -25-


MO. LA

CON 0,17 AL 0,28% DE C EN AGUA Y ACEITE, EL TEMPLADO SE MANTUVO DURANTE 3 HORAS. TODAS LAS PROBETAS FUERON REVENIDAS AL MISMO NIVEL DE DUREZA

19, 35 Y 100 SEGUNDOS PARA ACEROS DE 0,17 AL 0,54% DE C RESPECTIVAMENTE. ESTRUCTURAS TOTALMENTE MARTENSÍTICAS SE FORMARON TEMPLANDO LOS GRADOS

ESTRUCTURA PERLÍTICA SE FORMÓ POR TRANSFORMACIÓN A 650ºC. UNA ESTRUCTURA CON 50% DE MARTENSITA SE FORMÓ POR TEMPLE EN PLOMO A 450ºC DURANTE 10,

VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V, CON LA MICROESTRUCTURA Y EL CONTENIDO DE CARBONO EN ACEROS DE 0,70% Y 0,32

FIGURA 23


Tema 2.13 -26-


COMPARACIÓN DE LA TENACIDAD PARA DIFERENTES MICROESTRUCTURAS

FIGURA 24 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA PROBETAS DE ACERO 4340 CON ESTRUCTURAS MARTENSÍTICAS Y 100% BAINÍTICA. TODAS LAS PROBETAS FUERON AUSTENIZADAS DURANTE 30 MINUTOS A 843ºC EN SALES NEUTRAS.

EL 100% DE BAINITA SE PRODUJO POR TRANSFORMACIÓN ISOTÉRMICA DURANTE 1 HORA A 315ºC EN BAÑO DE EL 100% DE MARTENSITA REVENIDA SE PRODUJO POR TEMPLE EN ACEITE CON AGITACIÓN ENTRE 49 Y 57ºC POSTERIOR REVENIDO A 315ºC. TODAS LAS PROBETAS TENÍAN LA MISMA CARGA DE ROTURA

SALES CON AGITACIÓN.

EFECTO DE LA TEMPERATURA DE REVENIDO EN LA TENACIDAD

FIGURA 25 VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO CON ENTALLA CHARPY V CON LA TEMPERATURA PARA DIFERENTES TEMPERATURAS DE REVENIDO. LAS PROBETAS DE ACERO 4340 SE TEMPLARON DURANTE 1,5 HORAS A LAS TEMPERATURAS INDICADAS. EL LÍMITE ELÁSTICO OBTENIDO CON CADA TRATAMIENTO TAMBIÉN ESTÁ INDICADO


Tema 2.13 -27-


Tamaño de grano El efecto del tamaño del grano en la resiliencia ya se ha mencionado en la discusión relativa a los procesos de laminación en caliente; pues la práctica de laminación en caliente afecta a la forma y tamaño del grano. El tamaño de grano también puede verse afectado por los tratamientos secundarios. Como se muestra en la figura 16, una disminución en el tamaño del grano reduce también la temperatura de transición, por tanto la laminación en caliente y los tratamientos secundarios están encaminados a reducir el tamaño del grano. Cuando un acero se calienta por encima de la temperatura Ac1, el grano va creciendo de forma continuada con el tiempo y la temperatura; y cuanto más alta es ésta, mayor crecimiento pues su cinética obedece una ley exponencial. Las propiedades mecánicas como resistencia, resiliencia y ductilidad de los materiales de grano grueso, no son solamente perjudicadas por el tamaño de éste, sino que a éste efecto hay, además, que añadirle el fenómeno de precipitación en el borde del grano. Normalmente los efectos del crecimiento de grano por permanencia del material a alta temperatura, si no se ha llegado a situación de fusión incipiente, son posibles de neutralizar regenerando el grano fino mediante un tratamiento de normalizado.

3. ACEROS AL CARBONO DE GRANO FINO APLICACIÓN HASTA TEMPERATURAS DE –50ºC PUDIÉNDOSE LLEGAR HASTA –70ºC COMPOSICIÓN QUÍMICA TÍPICA: C < 0.10%, Mn = 0.9%, Si ≤ 0.2, P ≤ 0.03, S ≤ 0.03 Y reducción al máximo del contenido en elementos residuales con la excepción del Níquel. EMPLEOS: PIEZAS FORJADAS, LAMINADAS Y MOLDEADAS PARA UTILIZACIÓN HASTA -70ºC -

FABRICACIÓN DEL GAS PROPANO (PTO DE EBULLICIÓN -44.5ºC)

-

ANHÍDRIDO CARBÓNICO. (PTO. DE EBULLICIÓN -78ºC)

ESPECIFICACIONES: ASTM.

A-350 gr.LF1, A-300 clase 1, A-333 gr 1, A-334 gr 1 y A-352 (moldeo)

SEW.

089 -St E (todas las series TT hasta –60ºC)

UNE.

36.081 AE (todas las series KT hasta –50ºC), 36.256 AM C 15K (Moldeado ferrítico para baja temperatura) y 36.087 (todas las series RB II hasta -50ºC)

SOLDABILIDAD

La soldabilidad de esta familia de aceros, por cualquiera de los procesos habituales de arco eléctrico, se considera excelente tanto bajo el aspecto metalúrgico como el operacional, debido principalmente a que la mayoría de los elementos residuales, que ejercen una acción negativa sobre la soldabilidad, coinciden con


Tema 2.13 -28-


los elementos residuales que suben la temperatura de transición y que, por tanto, hay que mantener muy controlados en estos aceros de uso criogénico. Sobre las precauciones que se deben tomar en cuanto a su soldeo, la tendencia general de la normativa aplicable en lo relativo al precalentamiento, consiste en recomendarlo en los materiales de menor límite elástico y requerirlo en los de alta resistencia. En los procesos de soldeo por arco con electrodo manual, el material de aporte, generalmente básico, incluye algo de níquel, manteniendo además un contenido en carbono muy bajo. Composición típica del metal depositado: C%- 0.07, Si% 0.3, Mn% 1.30, Ni% 0.8 Se requiere ensayo de resiliencia a la temperatura mínima de servicio en la cualificación del procedimiento de soldeo.

4. ACEROS CRIOGÉNICOS DE BAJA ALEACIÓN (Ni < 2%) TEMPERATURAS DE APLICACIÓN: HASTA -80ºC COMPOSICIONES TÍPICAS: C% < 0.18,

Si% 0.15-0.35,

id

P&S% < 0.035,

id

Mn% ≤ 0.8,

id

Ni% 1.30-1.70

≤ 1.5

id

EMPLEOS: Piezas forjadas, laminadas y/o moldeadas para temperaturas de servicio del orden de -80ºC Elaboración y manipulación del propano y butano NORMATIVA: ASTM.

A 300, A 333, A 334 , A 350 LF-2, A 352

ISO

2.604/IV, P 41 y P 42

UNE

36.087, 15 Ni6 y 15NiMn6

Estados de suministro:

Normalizado (850-880ºC) Normalizado y revenido (600-690ºC) Templado y revenido

SOLDABILIDAD

Se consideran soldables por la mayoría de los procesos de arco eléctrico empleando, además, material de aporte de composición química similar al base. Sin embargo, se requieren precauciones encaminadas a que la zona afectada térmicamente sufra lo menos posibles los efectos del soldeo y, por tanto, no presente una reducción sustancial de las propiedades mecánicas conseguidas mediante el tratamiento térmico.


Tema 2.13 -29-


MATERIALES DE APORTE

Se emplean electrodos que pueden contener cantidades de níquel algo superiores a las del material base, llegando hasta el 3% Ni y carbono bajo próximo al 0.05%

5. ACEROS CRIOGÉNICOS DE MEDIA ALEACIÓN (3.5% Ni) TEMPERATURAS DE APLICACIÓN: -100ºC COMPOSICIÓN TÍPICA: C% ≤ 0.15, Mn% 0.50, Si% 0.25, P% ≤ 0.03, S% ≤ 0.03, Ni% 3.5. APLICACIONES: Piezas forjadas y fundidas que tengan que soportar temperaturas de servicio próximas a los -100ºC que es el caso de la manipulación de gases licuados como Anhídrido Carbónico (-78ºC), Acetileno (-84ºC), Etileno (-104ºC), Etano (-88ºC) y Xenón (-109ºC). NORMATIVA: ASTM:

A-350, LF 3, A-300 cl. 3, A-333 Gr 3, A-334 Gr 3 y A-352 LC 3 (Acero Moldeado).

UNE:

36.087 (III) 12Ni14, y 15Ni14, 36.256 AM 8Ni14 y AM 8Ni18.

ESTADO DE SUMINISTRO:

Normalizado, Normalizado y revenido, o templado y revenido (Norm. y Templ. de 810 a 850ºC y Rev. a 580-630ºC).

CARACTERÍSTICAS MECÁNICAS: Carga de rotura de 450 - 610 MPa Límite elástico 275 - 345 MPa Resiliencia -100ºC 27 (En algunos casos se ensaya a -120ºC) SOLDABILIDAD: Esta no presenta problemas y se puede llevar a cabo con las debidas precauciones mediante los procesos usuales de arco, siempre que se puedan mantener unas condiciones de aporte térmico controlado con el fin de no perjudicar las propiedades mecánicas que se obtienen por tratamiento térmico. En los casos en que resulta posible tratar térmicamente las soldaduras, como ocurre con piezas de tamaño reducido, el material de aporte puede ser de composición similar a metal de base. Sin embargo, cuando no existen estas posibilidades como ocurre en muchos componentes estructurales o en conducciones tubulares largas, resulta más ventajoso el soldeo con metal de aporte base Níquel como el Inconel. También es recomendable recurrir a este tipo de material de aporte de estructura austenítica, cuando la temperatura de servicio a que va a estar sometidas la soldadura se aproxima a las mínimas de diseño del material base (100º a –120º).


Tema 2.13 -30-


6. ACEROS CRIOGÉNICOS DEL 9% NÍQUEL TEMPERATURAS DE APLICACIÓN: Hasta -200ºC APLICACIÓN: Construcción de grandes depósitos y conducciones para gas natural y metano con temperaturas de ebullición de -160ºC. Manipulación y almacenamiento de Oxígeno líquido (P.E.-183ºC), Argón (P.E. -185ºC), y Nitrógeno (P.E.196ºC). COMPOSICIÓN TÍPICA: C% 0.10, Mn% 0.70, Si% 0.25, P% ≤ 0.03, S% ≤ 0.03, Ni% 9 NORMATIVA

ASTM

A-300, A-353 y A-334, gr.8

UNE.

36.087 (III) y X8Ni 09

CARACTERÍSTICAS MECÁNICAS (X8Ni09): Carga de rotura. 690-840 MPa. Límite elástico 495 MPa Alargamiento 19% Resiliencia -196ºC 39 Julios. SOLDABILIDAD: La soldabilidad de este tipo de aceros resulta más compleja debido principalmente al tratamiento térmico, y al efecto de migración que produce el níquel en las zonas afectadas térmicamente en donde se reduce su contenido en níquel por debajo del 8%. Las características del proceso más notables son, en primer lugar que el material de aporte debe ser tipo inconel con estructura austenítica y, en segundo lugar, que el aporte térmico empleado sea lo más bajo posible.

7. MATERIALES DE APORTE EN EL SOLDEO DEL ACERO 9%Ni Los aceros que son comercializados como “9% Ni”, presentan una combinación de resistencia mecánica y tenacidad a muy baja temperatura, (tenacidad criogénica) tan elevada, que los hace muy aptos para construcción de recipientes de transporte y almacenamiento de gases naturales licuados y, por tanto, sometidos a temperaturas de servicio de –162ºC o inferiores. Estos gases, licuados a las condiciones de presión y temperatura que se emplean para su almacenamiento, son potencialmente muy peligrosos y sobre todo cuando son almacenados en grandes cantidades. Resulta por tanto de gran importancia suprimir cualquier posible riesgo de fallo, siendo por esta causa imprescindible que las estructuras posean una buena combinación de resistencia y resiliencia a estas temperaturas de trabajo, en las que los aceros al carbono no resultarían aptos por su riesgo de fragilización.


Tema 2.13 -31-


CARACTERÍSTICAS - Composición típica: C 0,1%

Si

Mn

Ni

0,25%

0,75%

9%

y Revenido + 570º

Templado y Revenido 800º + 570º

- Tratamientos térmicos: Doble Normalizado 800º + 790º - Propiedades mecánicas: Carga de rotura Alargamiento

700 a 800 Mpa > 20%

Resiliencia a – 196º C

40 J min TABLA 1 ACERO 9%

NI

Los requisitos de composición química de los aceros al 9% de níquel imponen restricciones en contenido en Carbono < 0.1 %, estando su composición química típica presentada en la tabla 1. El estado microestructural en el cual son empleados estos aceros es el martensítico, siendo esta microestructura la responsable de su alta resistencia. Para la obtención de esta estructura el material es sometido a diversos tipos de tratamientos térmicos entre los que cabe destacar el de doble normalizado y revenido (900º + 790º + 570º) como más usual o normalizado y revenido seguido de un segundo revenido, pues la microestructura de martensita revenida, es la que produce el excelente comportamiento de resistencia y resiliencia a baja temperatura. En algunos casos, sin embargo, el tratamiento consiste en un temple y revenido para producir estructuras similares (800º + 570º). Las propiedades mecánicas que se exigen a este tipo de acero son: una carga de rotura igual o superior a 700 MPa y un valor de resiliencia a -196º de 40 Julios en probeta Charpy, como se indica en la tabla 1. La temperatura de –196º es algo más severa que la de diseño que es de -162º (punto de ebullición aproximado del gas natural) sin embargo, los ensayos se realizan a 196º bajo cero por resultar esta la temperatura de ebullición del nitrógeno, que es el fluido de mayor disponibilidad en los laboratorios de ensayos para el enfriado de las probetas. En el soldeo de los aceros de 9% de níquel, no se pueden emplear metales de aporte que igualen la composición química con el metal de base, debido a las dificultades que presentaría la realización del tratamiento térmico de la soldadura para igualar las propiedades mecánicas del metal base. Por tanto, la gran mayoría de las soldaduras constructivas se realizan con electrodos en base níquel. La primera generación de electrodos de base níquel fueron utilizados de forma satisfactoria durante algún tiempo, si bien el mayor inconveniente que presentaban era la baja resistencia mecánica que daban a la unión soldada ya que no superaba los 600 MPa de carga de rotura, valor éste escaso si se compara con los 700 MPa del material base. Esto resultaba poco rentable en el soldeo de un material que de por si es de elevado costo, por llevar 9% de níquel, y cuyo diseño había que sobredimensionar en más de un 16% para garantizar una eficiencia de la unión soldada del 100%. La composición química de estos electrodos de primera generación está representada en la tabla 2 La solución a este problema llegó en parte con el empleo de un electrodo, también fabricado en base níquel, y que se correspondía con la aleación 625/112, de alto contenido en molibdeno y endurecida con Niobio. Esta aleación, que fue en principio diseñada para servicio a alta temperatura en la industria -CURSO DE FORMACIÓN DE INGENIEROS EUROPEOS/INTERNACIONALES DE SOLDADURA-

Tema 2.13 -32-


aeronáutica y en la fabricación de hornos industriales, resolvió el problema de la resistencia mecánica de las uniones soldadas, que ya éstas podían diseñarse con eficiencia 100% al presentar este nuevo material una carga de rotura próxima a los 800 N/mm2. Sin embargo, el problema solamente se resolvía de forma parcial debido al elevado costo de este material encarecido, principalmente, por su alto contenido en molibdeno como puede observarse en la composición química representada en la tabla 2. A estos costos, debidos a las materias primas, hay que sumarles aquellos que se derivan del proceso de fabricación del material, cuyo trefilado resulta difícil de trabajar en caliente por ser un material de alta resistencia a temperatura elevada. A estos inconvenientes hay que añadir el rechazo natural de los soldadores, que en muchos casos provienen de la industria naval y consideran estos electrodos de alta aleación “muy duros” y lentos comparados con los de acero suave. La tercera generación de electrodos, también basada en el níquel, aparentemente no presenta los inconvenientes anteriores. Este material está clasificado por la AWS como ENiCrMo-6. El material depositado con este electrodo iguala la carga de rotura del metal base y, además, su producción resulta menos gravosa al llevar menor cantidad de molibdeno, debiendo en parte su alta resistencia a la presencia del volframio que entra en su composición. (Ver tabla 2). Además, una gran ventaja de este electrodo es que su alma metálica es de níquel puro entrando los elementos de aleación en su recubrimiento de alto rendimiento (150 %), siendo esta característica muy bien acogida por los soldadores.

MATERIALES DE APORTE PARA EL ACERO 9% Ni - Primera generación: 600 – 620 MPa Ni Cr Mo 70% 15% 1,5% - Segunda generación: 625/112 Ni Cr 6,1% Ni 66%

Cr 13%

C 0,03%

Nb 2,0%

Mn 2,0%

800 MPa

21%

- Tercera generación: EniCrMo-6

Fe 9%

Mo

Fe

C

Nb

9%

4%

0,05%

2,5%

Mo 6%

Fe 7,5%

C 0,06%

Nb 1,2%

700 Mpa W 1,5%

TABLA 2

Este electrodo, sin embargo, resulta difícil de equilibrar en cuanto a su composición química pues es muy sensible al aumento de su resistencia y disminución de resiliencia por pequeños aumentos en el contenido en carbono. Resultados de investigaciones llevadas a cabo en este campo, están representadas en la figura 26 y de ellas se desprende que para mantener el requisito de 40 julios en los valores de impacto especificados para el material base, hay que mantener el contenido en carbono por debajo del 0.1 %. No obstante, si el carbono baja mucho, caen los valores de resistencia mecánica por debajo de los mínimos que exige la norma, esto por tanto obliga a trabajar con márgenes de composición muy ajustados. Normalmente, y a pesar de estas restricciones, se consiguen en la mayoría de los casos los valores especificados y representados en la tabla 3, en donde se puede comprobar la calidad del metal depositado pues la carga de rotura de 700 N/mm2 del material base es ligeramente superada con una buena resiliencia de 80 J y una excelente expansión lateral de 40 milésimas ó 1 mm a -196ºC.


Tema 2.13 -33-


RESILIENCIA EN RELACIÓN CON EL CARBONO ENICRMO-6

FIGURA 26

SFA. 5.11. EniCrMo-6 Carga de rotura Límite elástico 0,2% Alargamiento Impacto a – 196ºC Expansión lateral

Propiedades mecánicas 620 MPa 450 MPa > 40% > 80 J 40 milésimas ó 1 mm TABLA 3

Este electrodo posee, además, unas cualidades en cuanto a su operatividad que incluimos en la tabla 4. La ventaja de incluir todas las posiciones, incluyendo la vertical descendente, le hace verdaderamente útil para dar las pasadas de raíz con rapidez. La posibilidad de operar con corriente alterna es una ventaja importante debido a que el acero 9 % de níquel es magnético y, por tanto, susceptible de presentar magnetismo residual, los primitivos electrodos básicos de níquel sólo permitían el soldeo con corriente continua y polaridad inversa, (electrodo +). El recubrimiento básico, con las ventajas adicionales de baja humedad y bajo hidrógeno, lleva todos los elementos de aleación y produce además un rendimiento del 150%. A todo esto hay que añadir que no se precisa precalentamiento en espesores inferiores a 50 mm., ventaja que adquiere mayor relevancia en el soldeo en campo donde el precalentamiento resulta muy caro y difícil de controlar. API 620, la norma para tanques criogénicos exige en homologaciones de procedimiento, ensayo de probetas all-weld de los aportes (dos probetas) para comprobar que cumplen el mínimo de carga de rotura del 9% Níquel.


Tema 2.13 -34-


EniCrMo-6 Características Especiales

- ite todas las posiciones incluso vertical descendente - Todas las polaridades: -

corriente alterna corriente directa (E-) corriente inversa (E+)

-

baja humedad bajo hidrógeno

- Alto rendimiento 150% - Revestimiento básico:

- Composición cuidadosamente equilibrada TABLA 4

8. ACEROS CRIOGÉNICOS AUSTENÍTICOS Los aceros inoxidables, cuya composición química incluye contenidos en cromo mayores del 18% y contenidos en níquel superiores al 8%, son los denominados austeníticos por tener a temperatura ambiente la fase austenita, o disolución sólida del hierro gamma, en equilibrio estable. Esta familia, que junto con los denominados “ferríticos” y los llamados “martensíticos” forman el grupo conocido como aceros inoxidables, es la más difundida y de mayor aplicación de todo el grupo. El campo de aplicación de los “austeníticos” cubre tres áreas de la industria muy extensas y que son las siguientes: 1) Servicio a temperaturas elevadas por su elevada resistencia a la oxidación y a la fluencia en caliente. 2) Servicio a temperatura ambiente en medios agresivos por su elevada resistencia a la corrosión. 3) Servicio a temperaturas de hasta el cero absoluto (0oK ó -273ºC) debido a ser inmune a la fragilización que presentan los aceros ferríticos a bajas temperaturas. Aunque en otra parte de este curso se tratan con profundidad estos materiales, resulta conveniente mencionar los problemas que afectan a la soldabilidad de los austeníticos para uso criogénico.


Tema 2.13 -35-


Por razones que no están muy claras todavía, el comportamiento relativo a la tenacidad que presentan los materiales ferríticos a temperaturas bajas frente a los austeníticos resulta totalmente diferente. Mientras que los materiales ferríticos, de estructura cristalina cúbica centrada en el cuerpo o BCC, presentan una tenacidad a la rotura por impacto, que va disminuyendo gradualmente con la temperatura hasta alcanzar un descenso brusco en la denominada temperatura de transición pasando seguidamente a ocupar una zona de baja resiliencia identificada con un estado de fragilización; los aceros austeníticos, con estructura cristalina diferente a la de los ferríticos, por ser cúbica centrada en la cara o FCC, se comportan (como el resto de los metales con esta estructura) de forma muy diferente y, aparentemente, no se aprecia fragilización a baja temperatura. Esta aparente inmunidad a la fragilización a baja temperatura que presentan los aceros austeníticos en su estado normal de suministro, y que generalmente es asociada a microestructuras austeníticas equiaxiales al 100%, no siempre se produce en las uniones soldadas de estos materiales. Efectivamente, las composiciones que producen la estructura austenítica al 100% nunca lo hacen directamente al solidificar, sino que como ya se sabe en las estructuras de solidificación de los austeníticos aparecen siempre restos de la fase cúbica centrada en el cuerpo BCC, ferrita, o simplemente ferrita. La cantidad de este componente viene determinada por la composición química y es perfectamente medible tanto por metodos experimentales como por métodos empíricos, como son el diagrama de Scheaffler o el de DeLONG Por tanto, uno de los factores que más incidencia tienen en la fragilización de las uniones soldadas a baja temperatura, es el contenido en ferrita que para lograr el mejor comportamiento debe mantenerse al mínimo actuando sobre la composicion química. Existen, sin embargo una serie de factores que tienen un marcado efecto en la consecución de los valores de resiliencia, o expansión lateral durante la prueba de impacto a 196ºC, y que vamos a listar a continuación: -

Presencia de Ferrita, se debe reducir al máximo pasando a niveles de cero ferrita o ferrita negativa y emplear material de aporte tipo 316, tanto para metales de base de esta composición como para el 304.

-

Revestimientos de rutilo básico para evitar la aportación de Carbono y Oxígeno y que tanto el revestimiento como el metal sean de gran pureza para reducir al máximo la presencia de elementos residuales.

-

Adición de Manganeso hasta un 3.5% para compensar el efecto que tenía la ferrita de evitar la fisuración en caliente.

-

El Nitrógeno cuyo efecto es marcadamente negativo en lo relativo a conseguir los valores de resiliencia, resulta sin embargo recomendable mantenerlo en un nivel del 0.15% debido a que su positiva contribución como estabilizador de la austenita hay que añadirle la de evitar la fisuración en caliente.

-

Cuando resulte factible, la realización de un tratamiento de hipertemplado posterior a la soldadura puede conseguir equiparar los valores de tenacidad del metal depositado a los del material de base.

Decir en este caso que las exigencias habituales son tener una expansión lateral mínima de 15 milímetros de pulgada a la temperatura de ensayo.


Tema 2.13 -36-


9. FIGURAS


Tema 2.13 -37-


EFECTO DE LA TEMPERATURA DE NORMALIZADO EN LA RESILIENCIA

VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO EN UNA ENTALLA CHARPY EN V CON LA TEMPERATURA PARA UN ACERO NORMALIZADO A VARIAS TEMPERATURAS


Tema 2.13 -38-


EFECTO DE LA MICROESTRUCTURA EN LA RESILIENCIA

VARIACIÓN DE LA ENERGÍA DE IMPACTO EN UNA ENTALLA CHARPY (OJO DE CERRADURA) FRENTE A LA TEMPERATURA, PARA UN ACERO 4340 TEMPLADO Y REVENIDO 29-30 HRC Ó NORMALIZADO Y REVENIDO 31-33 HRC.

VARIACIÓN DE LA RESILIENCIA CON LA TEMPERATURA PARA UN ACERO PARA UN ACERO 4340 CON UNA ESTRUCTURA TOTALMENTE MPA (150KSI).

MARTENSÍTICA, Y CON UNA ESTRUCTURA PARCIALMENTE BAINÍTICA. REVENIDAS A LOS MISMOS NIVELES DE RESISTENCIA 1035


Tema 2.13 -39-


SHAEFFLER DIAGRAM

DELONG DIAGRAM


Tema 2.13 -40-


CARBONO AZUFRE FÓSFORO SILICIO <.3 SILICIO >.3 NITRÓGENO MANGANESO BAJO CARBONO ALUMINIO NÍQUEL CROMO MOLIBDENO BORO COBRE COBRE P.H.

+T =T +T -T +T +T

-E -E -E +E -E -E

-T -T -T +T +T -T -T +T

+E +E +E +E -E +E +E -E

INFLUENCIA ELEMENTOS EN Tª TRANS.

/ NIVEL ENERGÍA


Tema 2.13 -41-


RESILIENCIA VS. TEMPERATURA

J

J

Temp oC

Temp oC

METAL DE APORTACIÓN C/MN

METAL DE APORTACIÓN AUSTENÍTICO

EFECTO DEL CONTENIDO EN FERRITA

30 Expansión Lateral milésimas 15

10

10

20

30

40

50

Energía absorbida (– 196ºC)


Tema 2.13 -42-


EFECTO DEL CONTENIDO EN FERRITA

J 310

70

316 NF

60 50

- 196ºC

316 CF

40

308/316

30

309

20 10

-10

-5

5

- FERRITA

15

+ FERRITA

100 EXPANSIÓN LATERAL

10

0,04 N2

0,50

0,06% N2

0,38 0,13% N2

0,10

10

20

30

40

50

CHARPY V

60

70

80

90

100

JULIOS J


Tema 2.13 -43-

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