Ensayo de soldabilidad de un acero con 20 años de servicio

ENSAYO DE SOLDABILIDAD DE UN ACERO CON 20 AÑOS DE SERVICIO
Alejandro López Ibarra*, Manuel Rodríguez Pérez**, Alejandro Duffus Scott**,
Rafael Fernández Fuentes**, Victor Hugo Baltazar Hernández*, Angel González Ramos*,
Enrique Alejandro López Baltazar***,
*Maestría en Procesos y Materiales de la Unidad Académica de Ingeniería de la Universidad
Autónoma de Zacatecas “Francisco García Salinas”, Ave. López Velarde No. 801, C.P.
98060, Zacatecas, Zac., México, tel: (492) 92-208-27, México.
[email protected]
**Facultad de Ingeniería Mecánica y del Centro de Investigaciones de Soldadura de la
Universidad Central de las Villas, Cuba. Carretera a Cuamajani, km. 51/2,
Santa Clara, Cuba, tel: (42) 28-15-86.
***Programa de Ingeniería Mecánica de la Unidad Académica de Ingeniería de
la Universidad Autónoma de Zacatecas.
RESUMEN
En este trabajo presenta los resultados del ensayo Tekken de soldabilidad para evaluar
particularmente la susceptibilidad al agrietamiento del tubo fuego de una caldera con 20 años de
servicio
Según la caracterización del acero y del carbón equivalente obtenido en función de la
composición química no era de esperarse problemas de agrietamiento. Sin embargo se
encontraron mediante microscopía óptica aparentes grietas en el centro de los cordones y en la
zona de influencia térmica.
Palabras claves: soldabilidad; tubo de fuego; agrietamiento
1. INTRODUCCIÓN
La caldera pirotubular es muy utilizada en los procesos industriales, la cual tiene un hogar
integral denominado caja o tubo de fuego, el cual es una de las partes que está expuesta a las
condiciones de servicio mas severas. Éste se ubica en la parte central de la caldera, donde se lleva
a cabo la combustión, y conduc e los gases a través de su interior hacia otros tubos por los cuales
continúa su circulación [2, 3].
Las calderas se construyen según el código ASME BPV, en su Sección II, Partes A, B y C [1], el
cual recopila las especificaciones de los materiales nuevos que deben ser utilizados en la
construcción de calderas y recipientes a presión.
Ahora bien, por los años y condiciones de servicio, existe la posibilidad de que el tubo de fuego
pueda tener cierta degradación estructural y por consiguiente una posible modificación en sus
propiedades mecánicas que pueden dar origen a fallas [4, 5, 6]. Cuando esto ocurre, se sustituye el
elemento o se repara mediante soldadura, en dependencia de la magnitud del defecto [6].
La reparación por soldadura de materiales con años de servicio no está establecida en códigos,
por tal razón se realizó un ensayo de soldabilidad del tubo de fuego con 20 años de servicio de la
caldera instalada en la Planta Piloto “José Martí” de la Universidad Central de las Villas, Cuba.
2. MATERIALES Y MÉTODOS
Se utilizó material de un tubo de fuego con 20 años de servicio, el cual se caracterizó mediante
análisis químico, análisis metalográfico, ensayo de tracción, dureza e impacto.
Para estimar el índice de soldabilidad se utilizó la ecuación I para el carbón equivalente (Cequiv) [7]
C equiv = C +
Mn Cr + Mo + V Ni + Cu
+
+
6
5
15
(I)
Para el ensayo de la soldabilidad de utilizó el método Tekken de la (JIS Z 3158) [8], ya que es un
método que introduce a la unión soldada elevados niveles de tensiones a causa del grado elevado
de embridamiento. En la figura 1 se muestra un esquema de la preparación de la unión, así como
la ubicación de las secciones que se examinaron.
Se utilizó el proceso SMAW en posición plana, mediante una fuente de potencia Mansfeld
modelo G500VG/S, ciclo de trabajo 100% a 400 amperes y 60% a 500 amperes.
Según JIS Z 3158 y en base a las características del metal base se utilizó un electrodo E7018 (JIS
3211) de bajo hidrógeno de 3 mm de diámetro para el cordón de raíz a evaluar, y de 4 mm de
diámetro para los siguientes 3 cordones. Los electrodos se mantuvieron en una estufa de secado a
100 0 C durante una hora. Las propiedades del metal depositado son[1]: resistencia a la tensión (σT)
= 482 MPa, resistencia a la cedencia (σY) = 399 MPa, elongación (δ) = 22% en 25 mm.
Los parámetros de aplicación fueron los siguientes: cordón de raíz: I = 120 amperes, V = 22
volts; los tres cordones: I =140 amperes, V = 25 volts; temperatura entre pasadas: 40 0C.
Como lo establece la norma JIS Z 3158, a la unión soldada se les aplicó la técnica de líquidos
penetrantes a lo largo de la unión soldada y posteriormente se obtuvieron 4 probetas de la sección
transversal de la unión soldada, según se muestra en la figura 1 (d).
(a)
(b)
(c)
(d)
Figura 1. Dimensiones del metal base para el ensayo de soldabilidad Tekken (JIS Z 3158), así
como se aplicaron los cordones y la ubicación de las secciones a examinar.
De la unión soldada se obtuvieron perfiles de dureza de la sección transversal mediante el equipo
Micro Hardness Tester, Type M, No. 90927, Modelo No. 4605, Shimadzu, Japan, con una carga
de1000 gr. En la figura 2 se muestra la localización y dirección en que fueron tomadas las
mediciones de dureza de los cordones de soldadura a partir de la intersección de los cordones 3 y
4. Las distancias a la cual fueron tomadas las mediciones se muestran en las figuras 3, 4, 5 y 6.
Finalmente se efectuó análisis metalográfico a través de la sección transversal de la unión para
detectar posibles grietas.
3. RESULTADOS Y DISCUSIÓN
3.1. Caracterización del material
Los resultados del análisis químico y de las propiedades mecánicas del material bajo estudio
corresponde a un acero AISI-SAE 1020, cuya estructura es ferrítica- perlítica [9].
El carbón equivalente obtenido fue de 0.36, lo cual en principio indica que no es susceptible al
agrietamiento por el porcentaje de los elementos presentes en el acero [7, 10, 11].
3.2. Ensayo de soldabilidad Tekken (JIS Z 3158)
Al aplicarse líquidos penetrantes, no se observaron en la unión soldada grietas en el sentido
longitudinal y transversal.
3.3. Obtención de los perfiles de dureza de los cordones de soldadura
Al obtener el perfil de dureza de la unión soldada, se encontró que en el centro de los cordones 1,
2, 3 y 4 (figuras 3, 4, 5 y 6), se presentan valores de dureza superiores a los del metal base (265.3
HV), esto puede ser debido al tipo de electrodo utilizado, cuya resistencia a la tensión del metal
depositado es mayor a la del metal base.
Figura 2. Unión Soldada del acero del tubo de
fuego de la Central Piloto José Martí (CPJM).
450
Dureza HV
400
350
300
375
,2
37
1,0
36
8,0
359
,7
30
4,5
30
4,4
301
,4
29
2,6
28
1,9
29
6,4
291
,5
286
,6
26
1,9
26
5,3
500
250
200
150
100
50
6
6,5
5
5,5
4
4,5
3
3,5
2
2.5
1
1.5
0
0.5
0
Distancia en mm
Figura 3. Perfil de dureza del cordón No. 1 (cordón de raíz)
Dureza (HV)
427,7
433,1
433,5
444,3
445,4
432,2
448,6
1,5
2
3
4
5
6
7
1
379,0
485,7
0,5
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
397,0
7,85
6,85
5,85
4,85
3,85
2,85
1,85
1,5
1
0,5
390
,2
40
9,1
43
9,6
43
3,7
40
8,9
43
4,9
425
,1
399
,0
40
8,2
395
,4
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
0
Dureza HV
Distancia en mm
Figura 4. Perfil de dureza del cordón No. 2
Distancia (mm)
Figura 5. Perfil de dureza del cordón No. 3
Distancia (mm)
Figura 6. Perfil de dureza del cordón No. 4
9,5
9
8,5
8
7,5
7
6,5
6
5,5
5
4,5
4
3
2
1
0
Dureza HV
32
9,5
31
6,9
31
1,9
30
7,9
296
,4
29
9,4
27
9,9
26
0,0
24
6,8
251
,
25 1
3,4
42
7,3
434
,
42 2
1,6
418
,8
377
,3
500
450
400
350
300
250
200
150
100
50
0
3.4. Análisis metalográfico de la unión soldada
Se realizó el análisis metalográfico de la sección transversal de la unión soldada a 200X. No se
observaron agrietamientos.
Posteriormente se hizo el análisis metalográfico a 500X y se observó lo siguiente:
Cordón No. 1 (de raíz), no se observaron agrietamientos.
En el cordón 2 se observar on aparentes grietas en la zona de grano fino (figura 7), pudiendo ser
originadas por la interacción de la presencia de hidrógeno, altos esfuerzos residuales y una
estructura susceptible[7, 10, 11, 12].
Figura 7. Aparentes grietas en la zona de grano fino en el cordón No. 2,
que corresponde al punto 4,5 mm; 329,5 HV. 500X, 2% nital.
En el cordón 3 se encontraron aparentes grietas en el centro del cordón que se extienden a lo
largo de la ferrita proeutectoide (figura 8). Estas grietas pudieron ser originadas por el mecanismo
de solidificación y por la severidad del empotramiento [7, 10, 11, 12].
a)
b)
Figura 8. Aparente agrietamiento en el centro del cordón No. 3 que corresponde a los puntos: a)
2,85 mm; 408.9 HV y b) 4,85 mm; 425.1 HV. 500X, 2% nital.
En el cordón 4 se encontraron aparentes grietas en el centro del cordón a lo largo de la ferrita
proeutectoide similares a las cordón 3 (figura 9).
Figura 9. Aparentes grietas en el centro del cordón No. 4,
que corresponde al punto 2,0 mm; 433,1 HV. 500X, 2% nital
CONCLUSIONES
-
Aún y cuando el carbón equivalente es menor a 0.4, este hecho no garantiza a que no
ocurra el agrietamiento en la unión soldada debido a que el acero puede tener cierta
degradación estructural.
-
La dureza en el centro de cada uno de los cordones resultó muy superior a la de zona de
grano fino y a la del metal base. La dureza más alta se presentó en el cordón 4 con 485.7
HV. La dureza más alta de la zona de grano fino fue de 329.5 HV en el cordón 2. La del
metal base fue de 265.3 HV.
-
La unión soldada presentó aparentes agrietamientos en el centro de los cordones 3 y 4,
originados probablemente por el mecanismo de solidificación y en la zona de grano fino
del cordón 2, también aparece una aparente grieta, pudiendo ser originada por la
interacción de la presencia de hidrógeno, altos esfuerzos residuales y una estructura
susceptible.
-
El estudio de la soldabilidad constituye un factor fundamental para desarrollar un
procedimiento de soldadura en el reacondicionamiento de piezas o estructuras en largos
periodos de servicio.
RECOMENDACIONES
-
Utilizar microscopía electrónica de barrido para verificar si realmente son grietas las
observadas a través el microscopio óptico.
-
Aplicar otros ensayos de soldabilidad.
AGRADECIMIENTOS
A la Universidad Autónoma de Zacatecas
Al Instituto de Investigaciones Metalúrgicas de la Universidad Michoacana de San Nicolás de
Hidalgo, por su apoyo brindado para realizar los ensayos de tracción e impacto.
BIBLIOGRAFIA
[1] Código ASME BPV, Sección II, Partes A, B y C, 1995.
[2] Lawrence Berkeley National Washington, DC. Improving Steam System Perfomance a
Sourcebook for industry, Resource Dynamics Corporation. June 2002 .
[3] National Board Bolletin, Vol. 57, No. 2 Summer 2002.
[4] ASM (Committee on Failures of Pressure Vessels Boilers Pressure and Piping). Failures of
Boilers and Related Steam –Power- Plant Equipment. Metals Handbook, 8th edition, Vol. 10,
Failure Analysis and Prevention. 1975.
[5] Leonard E. Samuels, Low-Carbon Irons and Steels, Optical Microscopy of Carbon Steels,
ASM. 1980
[6] Helmut Thielsch, Defectos y Roturas en Recipientes a Presión y Tuberías, editorial URMO,
1982.
[7] Kenneth Easterling, Cracking and Fracture in Welds, Introduction to the Physical Metallurgy
of Welding, Second Edition, Butterworth-Heinemann, 1992.
[8] JIS Z 3158, JIS Z 3211, JIS Handbook Welding, 2000.
[9] ASM, Metals Handbook, Properties and Selection Iron and steels, ninth edition Volume 1,
1978.
[10] J.F. Lancaster, Carbon and Ferritic Alloy Steels, Metallurgy of Welding, pp. 164-258. Fifth
edition, Ed. Chapman and Hall, 1993.
[11] Sindo Kou, Solidification Cracking of the Fusion Zone, Welding Metallurgy, ed. John Wiley
and Sons, 1987.
[12] P. H. M. Hart, Weld Hydrogen Cracking in pipeline Girth Welds, Proc. 1st International
Conference, Wollongong, Australia,. Published by Welding Technology Institute of Australia.
1999.