ENSAYOS DE FISURACIÓN EN FRIO APLICADOS EN ACEROS DE ALTA RESISTENCIA

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1 Jornadas SAM - CONAMET - AAS 2001, Septiembre de ENSAYOS DE FISURACIÓN EN FRIO APLICADOS EN ACEROS DE ALTA RESISTENCIA H. J. Quesada a, M. Zalazar a y E. P. Asta b a UNIVERSIDAD NACIONAL DEL COMAHUE - Buenos Aires 1400 (8300) NEUQUEN - ARGENTINA. b UNIVERSIDAD TECNOLOGICA NACIONAL - REGIONAL HAEDO. CONARCO ELECTRODOS S.A. Calle 18 Nº Villa Lynch (1672) BUENOS AIRES ARGENTINA. RESUMEN El objetivo del trabajo es presentar los resultados obtenidos de los ensayos de fisuración en frío en la soldadura de aceros de alta resistencia y baja aleación utilizados en la construcción de poliductos (Aceros API 5L X60 y 65). Se efectuaron ensayos de Tekken y WIC, en los cuales se registraron parámetros y ciclos térmicos de las soldaduras a los efectos de relacionarlos con la condición fisura/no fisura. Los ensayos se realizaron con proceso de soldadura manual por arco con electrodo revestido (SMAW), empleándose electrodos celulósicos E8010 G y procesos semiautomáticos con protección gaseosa y alambre macizo (GMAW), utilizando electrodos ER80S-D2 y con protección gaseosa y electrodo tubular (FCAW), con aporte E110T5-K4. Se realizan estudios macroscópicos, microscópicos y mediciones de dureza en el metal de aporte y en la zona afectada por el calor. Se encuentran temperaturas óptimas de precalentamiento a partir de la cuál no se presentan problemas de fisuración, las cuales se asocian a los distintos procesos de soldaduras y ensayos. Palabras claves Fisuración en frío, Aceros alta resistencia, SMAW, GMAW, FCAW. INTRODUCCION La construcción de poliductos para largos trayectos involucra la utilización de aceros de alta resistencia y baja aleación HSLA (High-Strength-Low-Alloy) en los cuales una combinación de composición química y técnicas de laminación termomecánica, en el proceso de obtención, permite incrementar la tensión de fluencia y mejorar la tenacidad junto con la soldabilidad lo que se logra a través de una disminución en el carbono equivalente y la eliminación de tratamientos térmicos de pre- y post-soldadura. En estos aceros, el mecanismo de endurecimiento es distinto al de transformación martensítica y tienen una temperatura crítica superior (AC 3 ) mayor en el metal de aporte que en el metal base lo que hace que la región del metal de soldadura sea más susceptible a 117

2 Quesada, Zalazar y Asta fisuración en frío ya que permanece mayor tiempo en microestructuras austeníticas con mayor solubilidad de hidrógeno. Entre las diversas formas de falla a través de las cuales se pueden manifestar problemas en la soldabilidad de un material debe destacarse, la fisuración en frío. Este es un mecanismo que ocurre cuando existen conjuntamente, presencia de hidrógeno, microestructura susceptible, tensiones y temperatura cercana a la ambiente [1]. Esta forma de fisuración suele presentarse en la zona afectada térmicamente (ZAC) como en el metal de soldadura y puede ser transversal o longitudinal al cordón de soldadura. Una manera clásica de evitar la fisuración por hidrógeno es a través del precalentamiento de la junta a soldar. Esto disminuye la velocidad de enfriamiento de la soldadura y reduce la probabilidad de formación de microestructuras peligrosas en la ZAC y en metal de aporte [2]. La temperatura de precalentamiento actúa sobre la velocidad de difusión del hidrogeno y previene la formación de martensita en los aceros de alto carbono. Como, efecto secundario reduce las tensiones residuales disminuyendo los gradientes térmicos asociados a la soldadura. El fenómeno de fisuración en frío es de tal importancia práctica que se han desarrollado numerosos ensayos para estudiar la susceptibilidad de un material a la misma, permitiendo establecer una temperatura de precalentamiento adecuada que garantice una soldadura libre de fisuras [3]. De los distintos ensayos recomendados se seleccionan dos de ellos, ensayos de Tekken o J.I.S.-y (Japan Institute Standard) y W.I.C. (Welding Institute of Canadá) [4, 5], se emplean tres metales bases, cada uno de ellos se ensayan con tres tipos de metales de aporte con distintos niveles de hidrógeno difusible. Se utilizan, además, distintas temperaturas de precalentamiento a fin de determinar condiciones de fisura/no fisura. La figura 1 muestra los diseños y las dimensiones de las probetas utilizadas en los respectivos ensayos. PROBETA TEKKEN PROBETA W.I.C. Figura 1. Diseños y dimensiones de las probetas. 118

3 Jornadas SAM - CONAMET - AAS 2001 PARTE EXPERIMENTAL Los materiales base empleados fueron dos aceros de alta resistencia mecánica y baja aleación, API 5L X60 y X65, de 6,4 y 4,8 mm de espesor respectivamente. La microestructura de los aceros HSLA consiste de un leve bandeado de ferrita y perlita muy fina. La dureza promedio del acero X60 fue de 187 Vickers y la del X65 de 195 Vickers, (HV 5 ). Las composiciones químicas (porcentaje en peso) y carbonos equivalentes (porcentaje)[8] de los aceros utilizados fueron los siguientes: API 5L X60: C: 0,11%; Mn: 1,33%; P: 0,025%; S: 0,003%; Si: 0,14%; Cr: 0,05%; Cu: 0,01%; Mo: 0,01%; Ni: 0,04%; Al: 0,02%; Co: 0,01%; V: 0,03%; Ti: 0,01%; Sn: 0,01%; As: 0,01%; W: 0,01%; Nb: 0,05%; CE IIW = 0,353; P CM = 0,189. API 5L X65: C: 0,13%; Mn: 1,21%; P: 0,011%; S: 0,003%; Si: 0,16%; Cu: 0,016%; V: 0,068%; Nb: 0,029%; Al: 0,0038%; N: 0,023%; Ti: 0,0028%; Ca: 0,003%; CE IIW = 0,339; P CM = 0,20. CE IIW = C+Mn/6+(Ni+Cu)/15+(Cr+Mo+V)/5 (1) P CM = C+Si/30+(Mn+Cu+Cr)/20+Ni/60+Mo/15+V/10+5B (2) Los procesos de soldadura que se emplearon fueron: SMAW, GMAW y FCAW, utilizándose como metal de aporte los electrodos según AWS E8010 G, ER80S-D2, y E110T5-K4 respectivamente. Los que fueron mantenidos según las condiciones indicadas por el fabricante, garantizando de esta manera (en los tres casos) los rangos de niveles de hidrógeno difusible. El gas de protección tanto en GMAW como en FCAW fue CO 2. La Tabla 1 muestra la composición química y niveles de hidrógeno difusible de los consumibles suministrados por el fabricante. Tabla 1. Composición química y rangos de hidrógeno. Electrodo Composición Química (%) Hidrógeno AWS C Mn P S Si Cr Ni Mo Cu (ml/100 gr) E8010 G 0,16-0,2 0,7-0,9 <0,02 <0,02 0,18-0, ,75-0, > 20 ER80S-D2 0,07 1,85 0,025 0,025 0, ,15 0,5 0, E110T5-K4 0,07 1,9 0,03 0,03 0,45 0,5 2,3 0, En los ensayos de fisuración se emplearon precalentamientos de las probetas a soldar de 25 y 100 ºC. En todos los casos se seleccionaron parámetros de soldadura de modo de mantener constante el aporte térmico o heat input (HI). La Tabla 2 da los parámetros de soldadura empleados en los diferentes procesos y materiales bases. 119

4 Quesada, Zalazar y Asta Tabla 2: Parámetros de soldadura. Electrodo Diámetro I V V Heat V Stick- Polaridad Caudal Avance Input Alimen. Up CO2 AWS (mm) (A) (v) (mm/s) (kj/mm) (m/mín) (mm) (+/-) (lt/min) ACERO API 5L X60 E8010 G ,4 1, ER80S-D2 1, ,1 1,06 6, E110T5-K4 1, ,4 1,08 2, ACERO API 5L X65 E8010 G ,7 0, ER80S-D2 1, ,6 0,88 6, E110T5-K4 1, ,1 0,89 2, A efectos de determinar el ciclo térmico y los tiempos de enfriamientos sobre la línea de fusión de las uniones fueron colocadas termocuplas, aproximadamente a 3 mm de la raíz de la "V" de las juntas. Una vez realizadas las uniones se dejó transcurrir un tiempo de 48 h, luego se procedió a efectuar cuatro cortes transversales, donde se efectuaron observaciones macroscópicas y microscópicas: óptica y electrónica, mediciones de anchos máximos de la ZAC y dureza Vickers (HV 5 ) con carga de 5 kg. En todas las probetas se efectuaron controles con ensayos no destructivos por medio de la técnica partículas magnetizables con el fin de observar fisuras superficiales. RESULTADO Y DISCUSIÓN La tabla 3 muestra los resultados de los ensayos de fisuración en frío (fisura/no fisura), valores de dureza Vickers (HV 5 ) máximas en el metal de aporte y en la ZAC, tiempos de enfriamientos entre 800 y 500 ºC (t 8/5 ) y entre 800 y 100 ºC (t 8/1 ) y anchos máximos de la ZAC obtenidos como promedio de mediciones. La figura 2 corresponde a macrografias obtenidas de los ensayos Tekken y WIC. (a) (b) Figura 2. (a) Tekken probeta DT x5,6 y (b) WIC probeta 5W x5. Ataque Nital 4%. 120

5 Jornadas SAM - CONAMET - AAS 2001 Tabla 3. Resultados de los ensayos de fisuración en frío. Ensayo T Electrodo Probeta t 8/5 t 8/1 Ancho ZAC máx Dureza ZAC Dureza M.A. Fisura/ No Fisura (ºC) (AWS) (s)* (s)* (mm) (HV5) máx (HV5) máx (F/NoF) ACERO API 5L X60 25 E8010 G AT , F 100 E8010 G BT , NO F Tekken 25 ER80S-D2 CT ER80S-D2 DT , F 25 E110T5-K4 ET , F 100 E110T5-K4 FT , NO F 25 E8010 G AW , NO F 100 E8010 G BW , NO F 25 ER80S-D2 CW , F WIC 100 ER80S-D2 DW , NO F 25 E110T5-K4 EW , NO F 100 E110T5-K4 FW , NO F ACERO API 5L X65 25 E8010 G 1T , NO F 100 E8010 G 2T , NO F Tekken 25 ER80S-D2 3T , F 100 ER80S-D2 4T , NO F 25 E110T5-K4 5T , NO F 100 E110T5-K4 6T , NO F 25 E8010 G 1W , NO F 100 E8010 G 2W , NO F 25 ER80S-D2 3W , F WIC 100 ER80S-D2 4W , NO F 25 E110T5-K4 5W NO F 100 E110T5-K4 6W , NO F La microestructura en los metales de aporte de los electrodos E8010 G y ER80S-D2 consistió principalmente en ferrita acicular con ferrita en placas y en el electrodo E110T5-K4 consistió en martensita. La microestructura de la ZAC cercana a la línea de fusión en todos los casos consistió de una estructura de grano crecida de bainita. La figura 3 muestra la microestructura de la ZAC y metal de aporte con fisuras observadas por medio de microscopia óptica en las probetas ET del acero API 5L X60 y 3T del acero API 5L X65. Se puede apreciar el inicio de las fisuras en la línea de fusión y continuación en el metal de aporte (MA). 121

6 Quesada, Zalazar y Asta ZAC ZAC MA MA (a) (b) Figura 3. Interface en la probeta. (a) ET x100 y (b) 3T x200. Ataque Nital 4%. La figura 4 corresponde a las microestructuras y fisuras observadas por medio de microscopia electrónica en las probetas ET y DT. En ambas micrografias se detalla la zona final de las fisuras en el metal de aporte. (a) Figura 4. SEM de las probetas (a) ET y (b) DT. (b) Ataque Nital 4%. De la observación de los ensayos de Tekken y WIC se pueden destacar las siguientes características: 1) En todas las probetas las fisuras observadas se localizaron longitudinal al cordón de soldadura. 2) La probeta AT fisuró totalmente por la línea de fusión. 3) Las probetas DT y 3T presentaron pequeñas fisuras que se iniciaron en la línea de fusión y luego continuaron en el metal de aporte por la matriz ferrítica bordeando las placas de carburos. 4) En la probeta ET se observaron fisuras que se inician en la línea de fusión y continúan en el metal de aporte a través de la matriz martensítica y fisuras en el metal de aporte. 122

7 Jornadas SAM - CONAMET - AAS ) Las probetas CW y 3W presentan pequeñas fisuras en la línea de fusión que se originan en una falta de fusión de la soldadura. 6) Los anchos máximos de las ZAC aumentaron con el incremento de la temperatura de precalentamiento. 7) Las durezas máximas son, en general, menores con la utilización de un precalentamiento de 100 ºC. En la mayoría de las uniones, los valores de dureza de los metales de aporte fueron superiores a los de la ZAC. 8) Con temperaturas de precalentamiento de 100 ºC se incrementan los tiempos t 8/5 y t 8/100. CONCLUSIONES Por los resultados obtenidos en los ensayos de fisuración en frió sobre los aceros API 5L X60 y X65 podemos concluir: Una temperatura de precalentamiento para evitar la fisuración en frío en la soldadura del acero API 5L X60 sería de 100 ºC para los materiales de aporte celulósico y tubular, mientras que ésta no sería suficiente para el alambre macizo. Según el ensayo de WIC, una temperatura de 100 ºC sería adecuada para el acero API 5L X60. El acero API 5L X65 se podría soldar con precalentamientos de 100 ºC con los tres tipos de materiales de aporte y con 25 ºC con los electrodos celulósicos y tubular. En los aceros HSLA no aparecerían fisuras cuando los tiempos de enfriamientos entre 800 y 500 ºC (t 8/5 ) son mayores a 10 s. Las durezas máximas en los aceros HSLA disminuyeron levemente, en la mayoría de los casos, con el aumento del precalentamiento. Estos valores no son muy altos (excepto en la probeta ET) y, sin embargo, se producen fisuras. AGRADECIMIENTOS Al Ing. Ricardo Echevarria (LEND), a la Ms Ana Basset (SEM) y al técnico Ricardo Carranza (LMT) de la Universidad Nacional del Comahue y a las empresas Reumann e hijos S.R.L. y Conarco Electrodos S.A. REFERENCIAS 1. N. Bailey, F. Coe, T. Gooch, P. Hart, N. Jenkins, R. Pargeter. Welding steels Without hydrogen cracking, Abington publishing, M. Zalazar, H. J. Quesada. Discontinuidades presentes en las soldaduras, Cuaderno de la Facultad de Ingeniería, Universidad Nacional del Comahue, N. G. Alcantara, J. H. Rogerson. A prediction diagram for preventing hydrogen-assisted cracking in weld metal,welding Journal, s, R. S. Stout. Weldability of steels, WRC, fourth edition, J. Vuik. An update of the state-of-the art of weld metal hydrogen, Welding in the word vol. 31, nº 5, B. Graville, A survey review of weld metal hydrogen cracking. Welding in the world, vol. 24, No. 9/10, ,

8 Quesada, Zalazar y Asta 7. H. C. Fals, R. E. Trevisan. Caracteristicas do trincamento assistido pelo hidrogeno de um aço microligado soldado pelo processo FCAW, Soldagem & inspeçao, 1-8, año 5 nº 7, ASM handbook. Welding, brazing and soldering, ASM International, vol. 6, , ANSI/AWS D1.1:1998. Structural welding code-steel, AWS H. Suzuki. Estimation of preheat temperature for pipeline welding based on small size cracking tests, IIW Doc. IX ,