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Información tecnológica

versión On-line ISSN 0718-0764

Inf. tecnol. v.17 n.3 La Serena  2006

http://dx.doi.org/10.4067/S0718-07642006000300009 

 

Información Tecnológica-Vol. 17 N°3-2006, pág.: 53-62

MATERIALES

Susceptibilidad a la Fractura Inducida por Hidrógeno de Soldadura de Placa Clad de Acero Inoxidable 12% Cr

Hydrogen Induced Cracking Susceptibility of 12% Cr Stainless Steel Clad Plate Weld

Víctor M. Sánchez (1,2), Carlos Ramírez (2), Carlos Rubio (2) y Joel Chaparro (2)
(1) Universidad Tecnológica de Querétaro (UTEQ). Pie de la Cuesta s/n, San Pedrito Peñuelas, Querétaro, 76148 Qro-México (e-mail: vsanchez@uteq.edu.mx)
(2) Centro de Ingeniería y Desarrollo Industrial (CIDESI). Pie de la Cuesta No. 702, Desarrollo San. Pablo, Querétaro, 76130 Qro.-México (e-mail: crubio@cidesi.mx)


Resumen

En este trabajo se evalúa la susceptibilidad a la fractura inducida por hidrógeno (FIH) en cordones aplicados sobre placa clad 1¼ Cr-½Mo + Acero Inoxidable ferrítico/martensítico 12% Cr. Para ello se ha desarrollado un sistema basado en la prueba del implante propuesta por Granjon, con el proceso de soldadura GMAW y diferentes niveles de hidrógeno en el gas de protección. Se presentan resultados de análisis fractográfico con microscopía electrónica de barrido, metalografía, perfil de dureza y correlación a través de modelos de regresión del esfuerzo critico de fractura versus hidrógeno difusible, carbono equivalente, y tiempo de enfriamiento. Los resultados del modelado son satisfactorios al compararlos con los resultados experimentales.

Palabras claves: prueba del implante, susceptibilidad a la fractura, soldadura, placa clad


Abstract

The aim of the work was to evaluate the hydrogen induced cracking (HIC) susceptibility of weld beads applied on 1¼ Cr-½Mo + ferritic/martensitic stainless steel 12% Cr clad plate. For this, a system was developed based on the implant test proposed by Granjon, with the GMAW welding process and different hydrogen levels in the shielding gas. The results of this research included SEM fractographic analysis, metallography, hardness profile and correlation through a mathematical regression model of the critical fracture stress versus diffusible hydrogen, carbon equivalent, and cooling time. The results of the modeling are found to be satisfactory when compared with experimental data.

Keywords: implant test, cracking susceptibility, welding, clad plate


INTRODUCCIÓN

La fractura inducida por hidrógeno (FIH) es atribuible a tres factores principales: microestructura, hidrógeno y esfuerzo, (Oystein, 1994; Lancaster, 1999). Los factores causales que gobiernan la ocurrencia de la FIH, en las juntas de soldadura de aceros ferríticos y martensíticos son: 

(i) microestructura endurecida sensible a la fisuración, conteniendo productos de transformación  martensíticos y/o bainíticos,

 (ii) concentración localizada suficientemente alta de hidrógeno en términos del contenido de hidrógeno difusible de la soldadura, (Maroef et al., 2002; Gedeon y Eagar, 1990).

(iii) y esfuerzo elevado causado por la alta restricción estructural que es determinado por la rigidez del ensamble, es decir, espesores y altura del refuerzo del cordón de la soldadura.

La sensibilidad o susceptibilidad a la fractura inducida por hidrógeno de soldaduras se da por una combinación de estos tres factores primarios, (Pekka, 2003; Gangloff, 2003; Pitrun, 2004). El mecanismo de nucleación y crecimiento de este tipo de grietas se explica por el efecto fragilizante que tiene el hidrógeno en el acero, por su alta tasa de difusión y por la existencia de zonas con esfuerzos triaxiales máximos en el frente de una entalla concentrador de esfuerzos. La ubicación de estas grietas, es decir si se presentan en el metal de soldadura o en la zona afectada por el calor (ZAC), se explica a través de las diferencias que presenta el acero en estado austenítico (estructura cúbica cara centrada) y en estado ferrítico (cúbico de cuerpo centrado) en cuanto a la solubilidad y difusividad de hidrógeno atómico, para lo cual la templabilidad relativa entre el metal base y el metal fundido se convierten en los factores fundamentales para poder predecir su localización en uniones soldadas, (Giraldo y Chaves, 2004).

Para la evaluación de la susceptibilidad a la FIH existe un gran número de métodos de prueba, (Masubuchi, 1980; Susuki et al., 1984; EL-Hebeary et al., 2004; Satoh et al., 1975), las más importantes son la prueba de restricción de Tekken de ranura en Y, la prueba de severidad térmica controlada (CTS), Rigid Restrain Cracking (RRC), Tensile Restrain Cracking (TRC) y la prueba del implante desarrollada por Granjon y colaboradores (Granjon et al., 1973; Dadian, 1985). A partir de la idea original de Granjon se han desarrollado y estandarizado métodos de la prueba del implante optimizados en diferentes laboratorios del mundo, como por ejemplo la versión Escandinava de Christensen y Simonsen (Christensen y Simonsen, 1981).  La prueba del implante,  como un método versátil y económico sigue siendo vigente para la evaluación de la susceptibilidad a la FIH, y paralelamente se pueden realizar estudios como: ciclo térmico de la soldadura, diagramas de transformación de enfriamiento continuo, fracturas por recalentamiento, etc.

El laboratorio del Centro de Ingeniería y Desarrollo Industrial (CIDESI) como parte de un proyecto de investigación sobre la FIH, desarrolló su propio dispositivo electromecánico  para la prueba de implante.

Para este trabajo de investigación el implante usado es una muestra cilíndrica de diámetro entre 6 y 8 mm. Esta muestra es implantada en un agujero del mismo diámetro barrenado en una placa de espesor apropiado (figura 1), el acero de la placa puede ser del mismo grado que el del  implante o bien diferente. Lo esencial es que exista conductividad térmica idéntica entre el implante y la placa soporte del barreno. Si la conductividad térmica de la placa soporte es idéntica con la del implante, este ultimo experimenta casi el mismo ciclo térmico que la placa cuando el cordón de soldadura es aplicado. Consecuentemente, todos los fenómenos asociados con el ciclo térmico pueden ser reproducidos con cercana similitud sobre esta reducida y práctica muestra o sea, él implante.

La consideración básica la cual justifica el método del implante se basa en el hecho de que en la misma distancia de la línea de fusión de un cordón de soldadura sobre la placa (distancia d), figura 1, los ciclos térmicos en el punto B del implante y en el punto A de la placa, son los mismos. En particular, los mismos resultados ocurren en los puntos A y B si son medidos como una función de la energía calorífica aplicada y tiempo de enfriamiento de los ciclos térmicos, ejemplo: entre 800° y 500° C.

Fig. 1: Esquema de la prueba del implante

La manufactura de equipos para plantas de proceso químico, como recipientes a presión, requieren frecuentemente ser fabricados con materiales que tengan la resistencia mecánica necesaria y adicionalmente, normalmente por uno de los lados,  resistencia a la corrosión originada por  algún ambiente corrosivo en particular.

La placa clad es un producto de acero plano unida por soldadura por explosión a otra normalmente de aleación resistente a la corrosión, a manera de sándwich, donde la placa de mayor espesor o de respaldo aportará la resistencia mecánica y la otra cubrirá la resistencia a la corrosión requerida.

 Los materiales usados por el lado del “cladding” o sea el lado resistente a la corrosión, son normalmente aceros aleados, como los aceros inoxidables al cromo, que al ser sujetos a procesos de soldadura por  fusión, tienen el riesgo de generar la FIH. Las uniones de soldadura típicas recomendadas para placa clad son como la mostrada en la figura 2.

Fig. 2: Junta de soldadura de placa clad.

Utilizando el sistema desarrollado con el proceso de soldadura GMAW y diferentes niveles de hidrógeno en el gas de protección se efectuó un trabajo de investigación cuyo objetivo es evaluar la susceptibilidad a la fractura inducida por hidrógeno en la compleja unión de soldadura de la placa clad 1¼ Cr-½Mo + Acero Inoxidable 12% Cr. Usando implantes electroerosionados en el sentido del espesor, estos fueron sometidos a la prueba del implante, para variar el nivel de hidrógeno  difusible, se utilizo metal de aporte similar al metal base,  adicionando hidrógeno en el gas de protección a diferentes niveles y alternativamente metal de aporte de acero inoxidable austenítico. Este ultimo con la finalidad de generar cero hidrógeno difusible debido al atrapamiento de este por el metal de soldadura austenítico, (Oriani, 1993; Park et al., 2002; Kedzierzawski, 1985).

Objetivo. El objetivo de este trabajo de investigación es evaluar la susceptibilidad a la FIH de la ZAC por medio del método del implante asistido por hidrógeno, de un cordón de soldadura depositado sobre el lado de aleación 12% Cr (T410S) de una placa clad. El depósito de soldadura se realiza con el proceso de arco metálico protegido con gas inerte, dosificando diferentes niveles de hidrógeno en el arco.

MATERIALES Y MÉTODOS

Material del implante. El material utilizado para los implantes fue placa clad 1¼ Cr-½Mo + Acero Inoxidable 12% Cr fabricado por soldadura por explosivo. La composición química y las propiedades mecánicas de la placa clad son especificadas en las tablas 1 y 2. Los análisis químicos se realizaron de acuerdo a ASTM E1086-94 (2000) y las pruebas mecánicas de acuerdo a ASTM A370-05 (2005).

Tabla 1: Contenido químico % w de la placa clad.

Placa Clad (T410S)

C

0.045

P

0.024

Mo

0.08

Si

0.48

S

0.004

Ni

0.22

Mn

0.53

Cr

12.32

   

Placa de Respaldo1¼ Cr-½Mo

C

0.067

P

0.004

Mo

0.557

Si

0.48

S

0.001

Ni

 

Mn

0.541

Cr

1.373

   

Tabla 2: Propiedades mecánicas de los componentes de la placa clad.

Esfuerzo de Cedencia syp (Mpa)

Resistencia a Tensión su

(Mpa)

Modulo de Elasticidad E

(Gpa)

Elong.    (50 mm)

(%)

Placa cladding (T410S)

250

483

173

30

Placa  1¼ Cr-½Mo

250

490

185

25

Material de la placa base soporte del implante.  La placa usada como soporte de la soldadura en la prueba de implante fue de la misma calidad que el cladding de la placa clad, o sea acero inoxidable 12% Cr (T410S). 

Maquinado de los implantes. La preparación de los implantes a partir de la placa clad, se realizó cortando con electroerosión de hilo en el sentido del espesor de la placa clad, cilindros de 8 mm de diámetro y maquinado de una ranura circular. La geometría propuesta de la ranura  es diferente a la rosca helicoidal comúnmente usada, esto, si bien hace más difícil la ubicación precisa de la ZAC, se justifica ya que permite usar un sistema de carga más simple, ya que el diámetro de raíz de la ranura puede minimizarse. Ver las figuras 3 (a) y (b).

(a)

(b)

Fig. 3: (a) extracción del implante a partir de la placa mediante electroerosión (b)  detalles del implante de clad.

Medición del hidrógeno difusible. El método utilizado para la determinación del hidrogeno difusible, fue el especificado en el ANSI/AWS A4.3-93. De acuerdo a este estándar,  un  cordón de soldadura se deposita sobre bloques de acero suave, los cuales han sido previamente degasificados y pesados. Los bloques son sujetados por un dispositivo de cobre de facil sujeción y liberación. La muestra soldada es enfriada  y refrigerada según el tiempo especificado. El hidrógeno liberado de los espécimenes se colecta en mercurio y colectado por 72 h a 40°C, y los resultados se reportan en ml por 100 g de metal depositado, o en g por  tonelada de metal fundido. Las mezclas usadas de gas Ar + H2, fueron certificadas por el proveedor. En el deposito se realizo la medición del hidrógeno difusible siguiendo lo establecido en  ANSI/AWS A4.3-93, para ambos tipos de aporte, (ER410S  y ER309L)  Ver figuras 4 (a) y (b).

Sistema desarrollado para la prueba del implante. El sistema desarrollado en los laboratorios de CIDESI, basandose en la propuesta por Granjon, consiste en una estructura rigida con una palanca mecánica que aplica de modo variable y monotonica la carga requerida para accesar el esfuerzo deseado en la raíz de la ranura del implante, el esfuerzo es medido a través de un extensometro eléctrico; el nivel de hidrógeno difusible a través de la dosificación de hidrógeno en el gas de protección del proceso GMAW, el monitoreo del ciclo térmico por medio de un termopar insertado en la placa de respaldo (fijado por resistencia eléctrica) y registrado con un sistema de adquisición de datos que permite conocer los gradientes de temperatura DT800-500  y  DT-100 y por ultimo un temporizador que mide el tiempo de la fractura retardada. La figura 5 (a), (b), (c) y (d) muestran detalles del sistema.

(a)

(b)

Fig. 4 (a) y (b):  Aspectos de la metodología usada para la medición de hidrógeno difusible.

Una vez que el (ZAC) del cordón de soldadura arriba a la temperatura de 1000C, cada uno de los implantes son sujetos durante 24 h a una carga que genera un esfuerzo en la raíz de la ranura del implante equivalente a entre 50 y 100% el esfuerzo de cedencia, lo cual es lo recomendado para iniciar la experimentación, sin embargo en materiales endurecibles como el T410S, los valores son mayores a este rango.

Materiales de aporte. Las tablas 3(a) y 3(b) muestran la composición química de los materiales de aporte utilizados: 3(a) es para el material similar al cladding y (b) para el acero inoxidable austenítico como trampa de hidrógeno.  

(a)

(b)

(c) 

(d)

Fig. 5:  (a) detalle del sistema, (b) ensamble de la placa soporte, implante y termopar, (c) aplicación del cordón de soldadura y (d) pc monitoreando el ciclo térmico.

Procedimiento de soldadura. La aplicación de soldadura fue realizado con el proceso de arco metálico protegido con gas inerte, GMAW. El gas de protección que se usó fue argón con cuatro diferentes mezclas con hidrógeno (1%, 2.5%, 5% y 7%) en el gas de protección de la soldadura. Las variables electricas se mantuvieron razonablemente constantes y se establecen en la tabla 4.  

El objetivo de la aplicación del cordón de soldadura fue ubicar la ZAC un mm arriba de la interfase del cladding, de tal manera que se pudiese analizar el efecto de la difusión en esta zona, sin ubicar el punto de máximo esfuerzo exactamente en la línea de interfase. Esto se realizo ajustando la alimentación del alambre, para variar la penetración. El diámetro de los alambres usados fue de 1.15 mm.

Tabla 3: Composición química de los alambres usados como metal de aporte.

(a) ER410S

C

0.07

P

0.031

Ni

0.33

Si

0.37

S

0.01

Mo

0.3

Mn

0.42

Cr

12.9

Cu

0.11

(b) ER309L

C

0.018

P

0.020

Ni

13.45

Si

0.70

S

0.004

Mo

0.185

Mn

2.35

Cr

23.04

Cu

0.340

Tabla 4: Variables del procedimiento de soldadura. Fuente de poder (CV).

Condiciones de la soldadura

Voltaje (volts)

25

Velocidad de avance (cm/min)

23

Flujo del gas,  Ar + X%H2 (lt/min)

19

Velocidad del alambre (m/min)

5.08

Distancia punta de contacto (mm)

19

Ángulo de la antorcha

450

Precalentamiento

Temp.  Amb.

Examinación metalografica. Las fisuras y microstructuras presentes en la zona fracturada fueron examinadas con microscopia óptica y electrónica de barrido. Así mismo se realizaron perfiles de dureza por microindentación.

RESULTADOS

Hidrógeno difusible. La tabla 5 muestra los resultados de la medición del hidrógeno difusible, donde se comprueba   atrapamiento  casi total del hidrógeno en el metal de soldadura austenítico.

Tabla 5: Hidrógeno difusible medido de acuerdo a ANSI/AWS A4.3-93 a diferentes
contenidos de hidrógeno adicionado en el gas de protección del arco.

Hidrógeno difusible, HD (ml/100 g)

 

ER410S

ER309L

100% Ar

2.0

0.0

Ar + 1% H2

6.1

0.0

Ar + 2.5 H2

10.1

0.0

Ar + 5% H2

15.4

0.0

Ar + 7% H2

17.1

0.1

Resultados de la prueba de implante. En la tabla 6, se muestran los resultados únicamente de los implantes que fracturaron dentro del periodo de 5 a 24 hrs después de la aplicación de la carga a 100 0C. Estos fueron sujetos a diferentes cargas para inducir esfuerzo máximo en la raíz de la ranura ubicada justamente en la ZAC del implante y sujeto a un ciclo térmico en particular.

Tabla 6: Resultados de las pruebas de implante

No.

d

(mm)

%H2

Antorcha

HD

ml/100g

Log HD

m

mm/mm

Esf. Max.

Kg/mm2

DT800-500

s

DT-100

s

4C-1

2.70

5

15.4

1.1875

72

56.260

9.00

280

4C-2

2.70

5

15.4

1.1875

82

64.074

8.00

250

4C-3

2.70

5

15.4

1.1875

90

70.325

8.00

200

4C-4

2.70

5

15.4

1.1875

82

64.070

10.30

281

4C-5

2.70

5

15.4

1-1875

83

64.855

9.06

299

5G

2.70

5

15.4

1.1875

114

89.078

12.00

168

6G

2.70

5

15.4

1.1875

114

89.078

5.50

160

8G

2.70

2.5

10.1

1.0043

130

101.580

6.30

186

7G

2.70

2.5

10.1

1.0043

122

95.329

4.92

176

9G

2.70

7

0.1

-1.000

140

109.394

5.61

129

1C

2.61

5

15.4

1.1875

84

70.241

8.52

288

2C

2.76

5

15.4

1.1875

100

74.778

7.18

181

3C

2.80

5

15.4

1.1875

130

94.454

7.00

200

4C

2.83

5

15.4

1.1875

153

108.821

4.82

159

5C

2.78

5

15.4

1.1875

125

92.133

5.00

170

5A

2.7

5

15.4

1.1875

83

64.855

9.06

299

4G-1

2.83

5

15.4

1.1875

153

108.821

4.82

159

5G-1

2.7

5

15.4

1.1875

114

89.078

12.00

168

9G-1

2.7

7

0.1

-1.0000

140

109.394

5.61

129

9G-2

2.7

7

0.1

-1.0000

140

109.394

5.61

129

8G-1

2.7

2.5

10.1

1.0043

130

101.580

6.30

186

9G-3

2.7

7

0.1

-1.0000

140

109.340

5.61

129

9G-4

2.7

7

0.1

-1.0000

140

109.394

5.61

129

d = distancia de la parte superior  a la ranura en el implante, HD = hidrógeno difusible, μ = deformacion,

DT800-500 = tiempo de enfriamiento entre 800 y 500 0C y DT-100 = tiempo de enfriamiento hasta 100 0C.


Los tiempos de enfriamiento en la ZAC del espécimen entre 800 y 500 0C (DT800-500) y hasta 100 0C (DT-100), dependen de la temperatura inicial, ver figura 6. La lectura de la deformación unitaria (m), fue obtenida con un extensómetro conectado en un circuito Wheatstone cuarto de puente y a partir de esta lectura se calculó el esfuerzo normal en la raíz de la ranura del espécimen.

Fig. 6: Gráfica típica del ciclo térmico de la ZAC del implante, medido con un termopar tipo K.

Las figuras 7(a) y (b) muestran detalles de las macrografías del ensamble del implante después de fractura. Se nota la ubicación del termopar a la misma altura que la ZAC del implante y por lo tanto registra casi la misma variación de temperatura. Para lograr esta uniformidad, se requiere lograr un ajuste mecánico en el ensamble como el que se obtiene con la electroerosión de hilo. 

(a)

(b)

Fig. 7 (a) agujero en la placa soporte una vez que se ha desprendido por fractura el implante, (b) detalle que muestra el barreno del termopar que monitoreo en ciclo térmico

La figura 8, muestra la fractura del implante 4C-5, se pueden notar dos zonas, la primera con característica típica intergranular de fragilización por hidrógeno y la segunda en plano más abajo, dúctil y con alta densidad de poros. El detalle de la figura 8 es como sigue: (a) inicio de fractura frágil, modo clivaje intergranular 500X,  (lado derecho fractografia (a). (c) ampliación 2500X de fractografia (b). (d) zona dúctil, dimples con porosidades, lado izquierdo de fractografia (a), 500X.

(a)

(b)

(c)

(d)

Fig. 8: Fractografias de microscopio electrónico de barrido (SEM) del espécimen 4C-5 (HD = 15.4 ml/100g,  DT800-500  = 9.06 s y DT-100 = 299 s).

Microestructura.  La figura 9 muestra las microestructuras presentes de la unión de acero inoxidable 12% Cr con material de aporte similar y con material de aporte austenitico respectivamente.

Fig. 9: (a) y (b), unión con aporte disímil. (c) y (d), unión con aporte similar. 500X Ataque: Villela.

Los detalles de la figura 9 son: (a) Línea de fusión (LF) en las soldaduras con material de aporte disímil, se observan granos de ferrita delta adyacentes a la linea de fusión, LF, en la zona afectada térmicamente, ZAT, esta condición predomina a lo largo de toda la LF. (b) Microestructura de la ZAT en las soldaduras realizadas con material de aporte disímil, consiste de martensíta con secciones de ferrita delta.  (c) Imagen donde se muestra la ZAT, LF y metal de soldadura, MS, de las soldaduras con material de aporte similar, se aprecia que en la ZAT hay secciones de ferrita delta. (d) Muestra la microestructura de la ZAT en las soldaduras de material de aporte similar, consiste de martensita  con secciones de ferrita delta. Estas características son muy similares a las zonas afectadas por el calor encontradas en las soldaduras con metal de aporte ER309L.

La figura 10, muestra el  perfil de dureza del implante 4C-2. La dureza máxima en la ZAC para todos los implantes fue entre 300 y 338 Hv (220g), congruente con  lo reportado por Kasuya et al., 1995.

Fig. 10: Perfil de dureza en el implante 4C-2 (HD = 15.4 ml/100g,  DT800-500  = 8.0 s y DT-100 = 250 s). Dureza máxima en la ZAC, 301 Hv.

Modelos matemáticos para determinar el esfuerzo crítico de fractura. La ecuación (1) muestra un modelo para el cálculo del esfuerzo critico de iniciación de fractura en la prueba de implante en aceros de alta resistencia (Matsui e Inagaki, 1976).

              (1)

En esta ecuación,

HJIS = hidrógeno difusible (cm3/100g).

Dt800-500 = tiempo de enfriamiento de la ZAC entre 800 y 500 0C en segundos.

Dt-100 = tiempo de enfriamiento de la ZAC hasta 100 0C en segundos.

PCM = carbono equivalente (%)

                          (2)

Este modelo fue validado con otras pruebas alternativas como las pruebas RRC (Rigid restrain cracking) y TRC (Tensile restrain cracking). Como resultado, el esfuerzo crítico para la iniciación de fractura de la prueba de implante son casi iguales al esfuerzo crítico de las pruebas RRC y el TRC con el uso del método de Tekken (ranura en Y) para el mismo material y condiciones de soldadura.

Posteriormente se propuso, un modelo para el esfuerzo critico de fractura en la prueba de implante (RIR) (Christensen y Simonsen, 1981), originalmente aplicado para aceros C-Mn después extendida su aplicación a aceros en general, de acuerdo a la ecuación diferencial (3) (Oystein, 1994).

    (3)

donde:

                                                (4)

                (5)

Tc = 100 0C                                         

HFM = Hidrógeno difusible en el metal fundido (ml/100g).

Dt800-500 = tiempo de enfriamiento de la ZAC entre 800 y 500 0C en segundos.

Dt333 = Parámetro que toma en consideración las variaciones de RIR medida después de precalentamiento y tratamiento térmico después de la soldadura (PWHT), en segundos.

En ambos modelos los dos primeros factores reflejan la influencia de la microestructura sobre la resistencia a la fractura en la prueba del implante, por tanto relacionada con la dureza máxima en la ZAC, los dos últimos factores toman en consideración el hidrógeno difusible medido y la concentración de hidrógeno a 100 0C.

Modelo de regresión múltiple. En base a los resultados de la tabla 6 y la estructura de los modelos de Matsui e Inagaki y Christensen y T. Simonsen,  se desarrolló con el apoyo del software estadístico MINITAB, un modelo de regresión múltiple En nuestro modelo el carbono equivalente no se considera ya que es constante. El modelo de regresión múltiple es:

                           (6)

donde:

scrit = Esfuerzo critico de fractura en kg/mm2.

HD = Hidrógeno difusible en ml/100g, (ANSI/AWS A4.3-93).

DT800-500 = Tiempo de enfriamiento de la ZAC entre 800 y 500 0C en segundos.

 

DT-100 = Tiempo de enfriamiento de la ZAC hasta 100 0C, en segundos.

Análisis Comparativo entre modelos. Se compara el modelo de regresión múltiple desarrollado en CIDESI y los modelos de Matsui e Inagaki (1976) y Christensen y  Simonsen (1981). La tabla  7 muestra los valores del esfuerzo crítico de fractura experimentales y los calculados por los modelos. Para comparar los modelos es necesario convertir los valores obtenidos por medio del método del mercurio (IIW, ISO, AWS) a los correspondientes por el método de la glicerina, JIS aplicando la ecuación (7) (Oystein, 1994):

                                (7)

Tabla 7. Tabla comparativa del esfuerzo critico de fractura en el implante
entre los modelos (1), (3), (6) y resultado experimental.

Comparación de esfuerzo critico de fractura
Kg/mm2

No.

(scrit)Imp
exp.

scrit
(1)

scrit
(6)

RIR
(3)

6G

89

58

98

90

8G

102

86

91

99

7G

95

48

95

89

2C

75

104

91

105

3C

94

99

86

109

4C

109

40

99

86

5C

92

45

96

90

4G-1

109

40

99

86

8G-1

102

86

91

99

CONCLUSIONES

Se demuestra que la prueba del implante es una metodología vigente para evaluar (FIH) de soldadura de placa clad, y factible de ser implementada de manera económica en cualquier laboratorio. Con algunas modificaciones, puede ser aplicada en la evaluación de la susceptibilidad a la fractura de recalentamiento, abajo del cordón (underbead crack) y análisis de soldabilidad de recubrimientos aleados (weld overlaying).  

El modelo matemático desarrollado en CIDESI para calcular el esfuerzo crítico de fractura ha sido comparado con otros modelos con resultados satisfactorios.

Los valores tan altos obtenidos de esfuerzo critico de fractura en la prueba de implante el perfil de dureza y la microestructura presente,  nos indican que el acero inoxidable 12% Cr, sufre un gran endurecimiento en la ZAC, por lo que, se deduce que en  la soldadura de este tipo de material, el factor más importante que incide en  la susceptibilidad a la FIH en la ZAC es el ciclo térmico, ya que la microestructura presente  y la dureza máxima son los factores que tienen un mayor efecto en el esfuerzo crítico de fractura.

Por otro lado, también se puede concluir que una evaluación adicional  de las uniones soldadas de acero inoxidable 12% Cr,  con carga dinámica (tenacidad a la fractura, fatiga, etc),  puede ser determinante para definir el efecto del hidrogeno en el comportamiento mecánico durante servicio. 

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