ESTUDIO DE LA SUSCEPTIBILIDAD A LA FISURACIÓN EN FRÍO DEL ACERO ASTM A 517 Dr. Ing.Carlos Fosca Pastor, Ing. Luis A. Cáceres Morán
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[email protected] Pontificia Universidad Católica del Perú Av. Universitaria Cdra. 18 s/n San Miguel, Lima, Perú
Resumen En el presente trabajo de investigación se estudió la susceptibilidad susceptibilida d a la fisuración en frío en la soldadura realizada sobre un acero bonificado bonificad o como es el ASTM A517, mediante la aplicación del Ensayo Tekken, según la norma ANSI/AWS B4.0-2000, además de los ensayos no destructivos, ensayos de tracción y dureza y metalografía metalograf ía de la unión soldada. Se utilizó planchas de 1” de espesor y las uniones se realizaron mediante el proceso de arco manual o soldadura eléctrica manual con electrodo revestido (SMAW) con material de aporte electrodo E 11018-G. Este estudio nos permitió determinar la temperatura mínima de precalentamiento que sería la mas adecuada para evitar fisuras en frío de la junta soldada la cual es considerada como una variable de importancia en la elaboración de un procedimiento de soldadura soldadura para este material.
Abstract This research studied the cold cracking susceptibility in a welded quenched and tempered ASTM A517 steel using the Tekken weldability test according to ANSI/AWS B4.0 2000. Furthermore, tensile, hardness, metallographic and non-destructive tests were conducted. It was used 1 in. thickness plate and shielded metal arc welding process – SMAW with E 11018-G filler material. As result we determined the most suitable minimum preheat temperature for weld this steel without cold cracking risk. The preheat temperature is considered as an very important variable in the making of a welding procedure.
poseen elevadas propiedades mecánicas y gracias a esto permiten construcciones más ligeras cuando trabajan bajo esfuerzos de tracción. Esta ventaja puede ser aprovechada en todo tipo de construcciones, sobre todo en maquinaria de transporte, recipientes a presión, puentes y en construcciones de barcos y submarinos (1,2). Su resistencia a la abrasión es muy superior a la de los aceros de construcción normal, por esta razón se emplean para maquinaria de excavación y movimiento de tierra (3,6). En cuanto al acero ASTM A517 la característica más importante es su buena templabilidad y la dureza que alcanza después del tratamiento térmico. Sin embargo como consecuencia de esto su soldabilidad disminuye y puede ser susceptible a la fisuración en frío y a la fragilización por hidrógeno de la unión soldada (2,5). El riesgo de fisuración en frío ocurre cuando existen conjuntamente, presencia de hidrógeno, microestructura susceptible, tensiones y temperatura temperatu ra cercana a la ambiente (8,9,10). Una manera clásica de evitar la fisuración por hidrógeno es a través del precalentamiento
El acero ASTM A517 pertenece a la familia
de la junta a soldar. Esto velocidad de enfriamiento de ladisminuye soldadura lay reduce la probabilidad de formación de microestructuras peligrosas en la ZAC y en el metal de aporte. La temperatura de precalentamiento actúa sobre la velocidad de difusión del hidrógeno y previenee la formación de martensita. previen martensita. Como efecto secundario reduce las tensiones residuales disminuyendo los gradientes térmicos asociados a la soldadura (7,11,12,13). (7,11,12,13). El fenómeno de fisuración en frío es de tal importancia practica que se han desarrollado numerosos ensayos para estudiar la
de los aceros templados y revenidos estos
susceptibilidad de un material a la misma
1. Introducción
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permitiendo establecer una temperatura de precalentamiento precalentam iento adecuada que garantice la soldadura libre de fisuras. En este trabajo de investigación se realizó el ensayo Tekken (2,5,15), el cual según la norma ANSI/AWS B4.0-2000, nos permite someter al cordón de prueba a altos esfuerzos residuales. El Ensayo Tekken Este ensayo fue desarrollado por el instituto japonés para la investigación de ferrocarriles (2). En este ensayo se procede a realizar una junta soldada a tope (y con preparación de junta) sobre el centro de dos planchas las cuales fueron previamente fijadas (embridadas) a través de cordones de soldadura en sus extremos a fin de reducir de manera importante la libertad de deformación del cordón de prueba y por tanto generar altos esfuerzos residuales. Una vez realizado el cordón de ensayo, se
el estado de esfuerzos residuales que se obtienen con este tipo de ensayo es extremadamente alto y por consiguiente los valores de temperaturas mínimas de precalentamiento para evitar la fisuración son bastante conservadores conservadores más altos que los necesarios en condiciones reales (8). La figura 1 muestra las dimensiones de la probeta requerida para el ensayo. ensayo.
procede inspeccion arlo luego de 24 o incluso 48 horas horasa ainspeccionarlo fin de de detectar posible posible presencia de fisuración. Este ensayo simula muy bien condiciones de soldadura de raíz en una pasada,
estado dureza de 380HBBonificado (38 HRC)con en una forma de promedio planchas de 1”x5”x8” cortadas mediante oxicorte.
2. Procedimiento Experimental El metal base utilizado en presente estudio fue un acero de baja aleación del tipo ASTM A517 con denominación comercial BOHLER CHRONIT T1 400 (3). La composición química promedio de este material, obtenida empleando la técnica de Espectrometría de Emisión, se presenta en la tabla 1. Las características mecánicas según el catalogo cat alogo del fabricante de este material se aprecian en la tabla 2 (3). Este material fue suministrado en
Figura 1. Diseño y dimensión de la probeta Tekken
%C
%Si
%M n
%Ni
%M o
%Cr
%Ti
%B
%P
%S
0.15
0.25
1.51
0.03
0.10
0.13
0.01
0 .0 0 1 5
0 .0 2 7
0 .0 0 1 2
Tabla 1. Análisis químico del metal base CHRONIT T1 400 (ASTM A517)
2 de 8
Dureza promedio promed io 400 HB
Resistencia a la Limite de tracción fluencia 1350 N/mm2 1050 N/mm2 Tabla 2. Propiedades mecánicas
Como metal de aporte se seleccionó al electrodo revestido de tipo básico, como E11018-G con diámetro de 4.0 mm y una longitud de 350 mm. Los electrodos fueron suministrados empaquetados en un recipiente metálico sellado herméticamente. Dichos electrodos fueron mantenidos según las condiciones indicadas por el fabricante (16), garantizando de esta manera los rangos de niveles de hidrógeno difusible. La tabla 3 muestra el análisis del metal depositado, indicado según el catálogo del fabricante %C
%M n
%Si
%M o
%Ni
0.06
1.50
0. 25 – 0. 50
0.20
1.00
Figura 2. Probeta ensamblada
Se procedió a depositar el cordón de prueba de acuerdo al esquema según norma el ensayo, depositándose la soldadura en posición horizontal (1G) con procedimiento manual por arco revestido (SMAW). Se ensayaron las probetas a diferentes condiciones, condiciones, una de ellas sin precalentamiento (a temperatura ambiente 18°C) y se determinó para las otras las siguientes temperaturas de precalentamiento: 100, 150 y 200 °C, realizándose el precalentamiento precalent amiento por medio de flama oxiacetilénica con control de temperatura de precalentamiento por medio de termocupla y tiza térmica para finalmente depositar el cordón. Se seleccionó parámetros de soldadura a modo de mantener un adecuado aporte térmico. Los parámetros se indican en la tabla 4.Una vez realizadas las uniones se dejo transcurrir un tiempo de 48 horas luego se procedió a realizar los ensayos de inspección visual, líquidos penetrantes, para luego efectuar cuatro cortes transversales y se realizaron
Tabla 3. Análisis químico del metal depositado
Las condiciones generales de ambiente fueron de 78 – 85 % de humedad relativa, temperaturas entre los 16 a 18 grados centígrados. Se ensambló las probetas soldándolas de acuerdo al esquema propuesto para el ensayo Tekken (15), teniendo los cuidados en la preparación preparación de los cordones de embridamiento propuesto por la norma del ensayo y teniendo un control de temperatura entre pases de 200°C, propuesto por el fabricante del material, el electrodo utilizado fue el E11018-G. La figura 2 muestra una de las probetas ensambladas, con sus respectivos cordones de embridamiento.
obsevaciones y microgáficas y las medicionesmacrográficas de Microdureza Vickers con una carga de 0.5Kg
Temperatura de precalentamiento °C
Intensidad de corriente Amp.
Tensión Volts.
Velocidad media de desplazamiento mm/seg
Calor aportado J/mm
Sin precalentamiento precalentamiento (18°C)
147
48.5
4
13 36
Con precalentamiento (100, 200, 300°C)
147
48.5
4
13 36
Tabla 4. Valores promedio de los parámetros de soldadura
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3. Resultados De la inspección visual y por líquidos penetrantes: Se pudo observar que el cordón depositado sin temperatura de precalentamiento presentó fisura longitudinal a todo lo largo del condón, debido a que el enfriamiento y solidificación del cordón se realizó en forma rápida además de estar sometido a altos esfuerzos por la naturaleza del ensayo (probeta autotensionada), como vemos el cordón realizado sin precalentamiento no es capaz de soportar estos esfuerzos, mientras que en los demás casos no se observó fisura ni otro tipo de discontinuidad importante. La figura 3 muestra la inspección por liquidos penetrantes. penetrantes.
Figura 3. Inspección por L.P. L.P. de la probeta sin precalentar precale ntar
Sin recalentamiento
T = 150° C
De la macrografía: En el primer caso (a temperatura ambiente de 18°C) se pudo apreciar la profundidad de la fisura ocurrida en la zona fundida desde la cara del cordón hasta la raíz. En los demás casos no se presentó fisura alguna en todas las secciones estudiadas. Para todos los casos se observó que existió una fusión completa entre el material base y el material de aporte aporte a lo largo de toda la junta soldada. Asimismo a través del ataque macrográfico se pudo comparar el ancho de la Zona Afectada por el Calor (ZAC) presentándose presentá ndose la mayor amplitud de la ZAC para la temperatura de precalentamiento precalentamiento de 200° C (8.2 mm). Se comprobó que aumentando la temperatura de precalentamiento con aporte de calor constante se aumenta el ancho de la zona afectada por calor (ZAC). La figura 4 y la tabla 5 muestran estos resultados.
Temperatura de promedio precalentamiento (°C) Ancho ZAC en (mm)de la 18 3. 2 100 6. 1 150 7. 2 200 8. 2 Tabla 5. Valores promedio del ancho de la ZAC
T = 100° C
T = 200° C
Figura 4. Macrografía de los cordones ensayados a las diferentes temperaturas de precalentamiento
4 de 8
De la micrografía: micrografía:
Figura 5. Micrografía del metal base
Figura 9. Micrografía de la línea de fusión T: 150°C
Figura 6. Micrografía de la zona fundida
Figura 10. Micrografía de la línea de fusión T: 200°C
Figura 7. Micrografía de la línea de fusión T: 18°C
Figura 11. Micrografía de la ZACAC grano grueso
Figura 8. Micrografía de la línea de fusión T: 100°C
Figura 12. Micrografía de la ZACAC grano fino 5 de 8
Figura 13. Micrografía de la ZACAI intercrítica
Figura 14. Micrografía de la ZAC subcrítica
Los resultados se muestran en fotomicrografías que fueron tomadas a 1000X, siendo las probetas atacadas con Nital. La microestructura del Material Base (MB), figura 5, permitió permitió advertir la presencia de bainita y martensita revenida de bajo carbono homogeneamente distribuida. Estas estructuras le confieren al acero una alta resistencia mecánica y una mejor resistencia a la abrasión. La Zona Fundida (ZF), figura 6, no ha sufrido cambios siendo la misma en todos los ensayos su microestructura resultó estar formada por granos grandes de ferrita acicular (estructura (estructu ra basaltica). basaltica ). Para las zona de la línea de fusión (LF) se hace una comparación de las microestruc microe structuras turas obtenidas para las cuatro condiciones, sin precalentamiento y con precalentamiento de 100°, 150° y 200°C.
(LF) han alcanzado temperaturas muy altas austenizando completamente (ZAC AC) el material y enfriándose rápidamente. Ello ha producido produ cido una microestructura martensítica como se aprecia en las figuras 7,8,9,10. En la zona (ZAC AC) más cercana a la zona de fusión se aprecia claramente, figura 11, una estructura martensítica martensíti ca gruesa (“lath martensite”). mart ensite”). Conforme se aleja de la zona fundida la estructura martensítica experimenta una disminución en el tamaño de sus granos, figura 12. Cuando la temperatura máxima alcanza niveles de austenización incompleta (ZAC AI), estos puntos de la ZAC se enfriarán desde un estado bifásico de austenita + ferrita produciendo luego del enfriamiento estructuras mixtas constituidas por ferrita y nódulos de perlita fina, figura 13. Conforme se examinan puntoss más alejados del cordón, punto cordón, la temperatura temperatura
Ende losAustenización cuatro casos Completa la ZAC se(Zona subdivide en Zona ZAC AC de grano grueso y ZAC AC de grano fino) de Austenización Incompleta (Zona ZAC AI intercrítica) y la Zona ZAC Subcrítica. La diferencia que existió en todos los casos fue en la extensión de estas subzonas como consecuencia del aumento de la temperatura de precalentamiento.. precalentamiento La zona afectada por el calor (ZAC) esta constituida por una serie de microestructuras correspondientes a las diferentes temperaturas máximas que han alcanzado cada punto de esta zona y de su velocidad de enfriamiento. Es así
máxima alcanzada soldadura sigue descendiendo hasta durante alcanzar la valores por debajo de AC1 (723ºC). En esta zona subcrítica (ZAC SC ) no hay transformación austenítica y por tanto los cambios cambios observados observados en la microestructura son menos evidentes figura 14, provocando provocand o un efecto de revenido en aquellas regiones donde la temperatura alcanzó valores mayores a la de revenido del material base. De la microdureza Vickers De la gráfica 1 se pudo observar y comparar los resultados obtenidos del ensayo de microdureza para las diferentes condiciones de
que los puntos puntos más cercanos a la línea de fusión
precalentamiento.. precalentamiento
6 de 8
Máxima dureza bajo el cordón 500
Dureza del material ba se
450
400
5 . 0 V 350 H
300 Sin precalentar T:100° C
250
T:150° C T:200° C 200 0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
Distancia desde el centro del cordón de ensayo (mm)
Gráfica 1. Comparación de los resultados de microdureza Vickers entre las diferentes condiciones de precalentamiento
Se observó que al aumentar la temperatura de precalentamiento el perfil de durezas medido desde el centro del cordón hasta el metal base, se torna más homogéneo y los valores de dureza máxima disminuyen. Ello es una consecuencia de una menor velocidad de enfriamiento después de la soldadura lo cual produce unas estructuras intermedias (bainita, bainita, ferrita + perlita) que son menos duras que la martensita. A través de ello se frágil reduce significativamente el comportamiento de la unión. Sin embargo también se observa que el ancho de la ZAC se incrementa con la temperatura de precalentamiento . Esto es particularmente importante en aceros tratados térmicamente, como este material , porque la región de la ZAC quedará con propiedades mecánicas inferiores inferiores a las del material base.
Conclusiones •
En la práctica, para una situación dada (composición química del material base,
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espesor del material, esfuerzos residuales, composición del electrodo y aporte de calor), el riesgo de la fisuración en frío es reducido precalentando la unión a soldar. Según el ensayo Tekken una temperatura de precalentamiento precalentamien to adecuada para evitar la fisuración en frío en la soldadura del acero en estudio estudio sería de 100° C. C. La dureza y microdureza máxima de la zona de fusión y de la ZAC disminuyen con el incremento de la temperatura de precalentamiento.. precalentamiento La dureza máxima en la zona afectada por el calor alcanzó un valor de 470 HV0,5, en el ensayo realizado sin precalentamiento, comparado con la dureza del material base en estado de suministro que fue de 420 HV0,5. Sin embargo, cuando se aplicó una temperatura de precalentamiento de 200°C, la dureza máxima descendió hasta un valor de 250 HV0,5.
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Del análisis micrográfico se concluye que aun a la temperatura de precalentamiento de 100° C, obtenemos presencia de estructuras martensíticas en la zona de fusión, las que elevan la dureza en la ZAC pero manteniendola dentro de un rango aceptable de 350 a 400 HV0,5. El perfil de durezas medido a lo largo de la ZAC de las uniones soldadas permitió advertir la presencia de “entalles metalúrgicos” donde la dureza del material sufre variaciones importantes en una región muy reducida del material. La presencia de martensita en la microestructura de este acero no es un factor crítico para provocar fisuración debido a que se trata trata de una martensita de bajo %C (0,15%C) (0,15%C) y su proporción desciende a valores menores al 50% cuando se emplean temperaturas de precalentamiento precalentamien to mayores a 100°C. ancho de la ZAC aumentó El progresivamente progresiva mente con el incremento de la temperatura de precalentamiento. Aumentó de 3.2 mm para una condición sin precalentamiento hasta 8.2 para un precalentamiento de de 200°C En las condiciones de estudio no se presentaron problemas en la utilización del electrodo E11018-G por lo que es sumamente importante definir un procedimiento de soldadura para un control adecuado antes , durante y después del proceso de soldadura. soldadura.
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