ESFUERZOS RESIDUALES GENERADOS EN LA SOLDADURA DE PLACAS DE ACERO INOXIDABLE AISI 304 MEDIANTE EL PROCESO SMAW

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1 CONAMET/SAM 006. ESFUERZOS RESIDUALES GENERADOS EN LA SOLDADURA DE PLACAS DE ACERO INOXIDABLE AISI 304 MEDIANTE EL PROCESO SMAW I. Mejía (), C. Maldonado (), A. Bedolla (), Ch. J. García () () Instituto de Investigaciones Metalúrgicas, Universidad Michoacana de San Nicolás de Hidalgo. Edif. U, Ciudad Universitaria Morelia, Mich., MÉXICO. Tel. (443) ext. 4036, Fax. ext imejia@zeus.umich.mx RESUMEN Los aceros inoxidables austeníticos representan el mayor de los grupos generales de aceros inoxidables y son producidos en mayor tonelaje que otros grupos. Estos aceros tienen buena resistencia a la corrosión en la mayoría de los ambientes de trabajo. Aunque los aceros inoxidables austeníticos, en general, son considerados de buena soldabilidad, están sujetos a una serie de problemas si no son tomadas en cuenta las precauciones pertinentes. En el caso específico de procesos de soldadura, los esfuerzos residuales son consecuencia de la interacción de diferentes procesos separados, tal como expansión impedida y contracción resultante de una distribución de temperatura no-homogénea, efectos de enfriamiento rápido y transformaciones de fase. La microestructura de los aceros inoxidables a temperatura ambiente en la zona de fusión depende tanto del comportamiento de solidificación como de las subsecuentes transformaciones en estado sólido. Todos los aceros inoxidables solidifican ya sea con ferrita o austenita como fase primaria, y una posterior transformación de la ferrita en austenita. Debido a que el coeficiente de expansión y contracción térmica en los aceros inoxidables austeníticos es mayor que en los otros aceros inoxidables, la magnitud de esfuerzos residuales puede ser mayor. Así, el tratamiento de relevado de esfuerzos post-soldadura se hace necesario para reducir los efectos de distorsión en el componente, de manera particular si son requeridas operaciones de maquinado post-soldadura o si el elemento soldado debe mantener una alta estabilidad dimensional durante el servicio. En el presente trabajo de investigación fue determinado el tipo y magnitud de esfuerzos residuales generados a diferentes distancias del centro de la unión soldada de placas de acero inoxidable austenítico AISI 304 de 6.35 mm de espesor mediante el proceso SMAW. Las mediciones para determinar la naturaleza y magnitud de esfuerzos residuales se realizaron mediante el método de Hole Drilling empleado rosetas tipo CEA-06-06UM- 0 y EA-06-06RE-0 de acuerdo con las pautas establecidas por la norma estándar ASTM E Los esfuerzos residuales se determinaron mediante el programa de cálculo de esfuerzos residuales H- DRILL. Bajo las condiciones de soldadura aplicadas, la unión soldada presentó un alto grado de distorsión y el valor de esfuerzo máximo localizado en la proximidad de la interfase alcanza 350. Se corrobora la tendencia de disminución de esfuerzos residuales conforme se aleja de la zona afectada por el calor. En este caso, el valor máximo de esfuerzo residual rebasa el 50% del esfuerzo de cedencia del material base, por lo que la unión bajo estudio presenta un carácter de crítico. Palabras Clave: Esfuerzos Residuales, Método de Hole-Drilling, Proceso SMAW, Zona Afectada Térmicamente (ZAT), Acero Inoxidable AISI 304.

2 CONAMET/SAM INTRODUCCIÓN Se denomina esfuerzos residuales ó internos, al estado de esfuerzos existente en el volumen de un material en ausencia de una carga externa (incluyendo la gravedad) u otra fuente de esfuerzos, tal como un gradiente térmico [, ]. En general, se distinguen tres clases de esfuerzos residuales de acuerdo con la distancia o rango sobre el cual pueden ser observados [3]. La primera clase de esfuerzos residuales, denominados macroscópicos, son de naturaleza de largo alcance y se extienden sobre varios granos del material. La segunda clase de esfuerzos residuales son denominados micro esfuerzos estructurales, abarcan la distancia de un grano o parte de uno, y pueden presentarse entre fases diferentes y tener características físicas distintas. La tercera clase de esfuerzos residuales se presenta sobre varias distancias interatómicas dentro de un grano. Los esfuerzos residuales son siempre consecuencias de deformaciones elásticas y/o plásticas no-homogéneas sobre una escala macroscópica o microscópica [4]. En el caso específico de procesos de soldadura, los esfuerzos residuales son consecuencia de la interacción de los siguientes procesos separados [5]: a) expansión impedida y contracción resultante de una distribución de temperatura no-homogénea, b) efectos de enfriamiento rápido (temple) y, c) transformaciones de fase. Consecuentemente, el tipo y cantidad de esfuerzos residuales en la pila de soldadura y zona afectada térmicamente dependen de la temperatura de transformación determinada por el diagrama tiempo-temperaturatransformación del material y la velocidad de enfriamiento. Obviamente, la composición química local tiene un papel importante. En adición, la resistencia a la cedencia dependiente de la temperatura local y el grado de rigidez del elemento estructural son decisivos. El método de Hole Drilling es uno de los métodos de medición de esfuerzos residuales más comúnmente empleados, ya que el equipo requerido para realizar las mediciones tiene un costo razonable y la técnica es relativamente simple [6]. El método se encuentra, relativamente, bien desarrollado en comparación con otros métodos no destructivos, los cuales requieren considerable trabajo de investigación y desarrollo antes de quedar completamente disponibles para aplicaciones generales en función del material y condiciones del campo de esfuerzos. Este método data de los primeros trabajos realizados por Mathar [7] en 930, quien empleo un extensometro mecánico para la medir los desplazamientos alrededor de un orificio circular perforado a través de una placa estresada. Posteriormente, en 950, Soete y Vancrombrugge [8] mejoraron la exactitud de las mediciones mediante el uso de galgas extensometricas. En 956, Kelsey [9] publicó el primer trabajo de investigación respecto a la variación de esfuerzos residuales con la profundidad usando el método de Hole Drilling. Sin embargo, la aplicación moderna del método de Hole Drilling para esfuerzos residuales uniformes data del trabajo de Rendler y Vigness [0] en 966, quienes desarrollaron el método de Hole Drilling en un procedimiento sistemático y de fácil reproducción y, además, definieron la geometría de la roseta de Hole Drilling del estándar ASTM E-837 []. El método de Hole Drilling involucra la eliminación localizada de material bajo esfuerzo y la medición de las deformaciones relajadas en el material adyacente []. El método de Hole Drilling requiere perforar un pequeño orificio, normalmente de a 4 mm de diámetro, a una profundidad aproximadamente igual a su diámetro. Se utiliza una galga especial tipo roseta de tres elementos para medir las deformaciones superficiales relajadas en el material alrededor del orificio perforado. Finalmente, los esfuerzos residuales existentes en el material antes de la perforación del orificio pueden ser calculados a partir de las deformaciones relajadas. El método de Hole Drilling esta considerado como semi-destructivo, ya que el material removido esta limitado, y en la mayoría de los casos puede ser tolerado o reparado adecuadamente. El presente trabajo de investigación tiene como objetivo determinar el tipo y magnitud de esfuerzos residuales generados a diferentes distancias del centro de la unión soldada por el proceso SMAW de placas de acero inoxidable austenítico AISI 304 mediante el método de Hole Drilling.. MÉTODO ANALÍTICO La relación entre los esfuerzos residuales originales con el orificio y las deformaciones radiales relajadas alrededor del orificio es de la forma siguiente []: (" + " ) A + (" " ) Bcos! # = máx min máx $ min.. () donde σ máx es el esfuerzo principal máximo, σ min el esfuerzo principal mínimo, β el ángulo medido en sentido de la manecillas del reloj de la dirección de la galga con la dirección del esfuerzo principal máximo (figura ), y A y B son constantes de calibración dependientes de las condiciones de medición, tales como la geometría de la roseta, propiedades del material a ensayar y diámetro y profundidad del orificio. Las constantes A y B determinadas de forma que incluyan el efecto de un área de galga finita, están dadas por las siguientes relaciones: A = # E ( + ") ra (! #! ).. () ( R # R ) W

3 ( + ) r a ( R ' R ) ( ' ) ( ) ) # ( '( + sen( ' sen( '! + ) " & B = ' $... E W % & # $, r ), )... - * a r ' ( + ) + * ' ( + )! $ sen. sen4. a sen. sen4. 8! $ + ( % + R ( 8 R!".. (3) donde υ y E son el módulo de Poisson y de elasticidad del material bajo ensayo, r a el radio del orificio, R y R las localizaciones radiales a las esquinas de malla de galga, ψ y ψ los ángulos a las esquinas de la malla de galga y, W el ancho de malla de galga. Las soluciones anteriores están dispuestas para mediciones de perforación de orificios a través de placas delgadas. La ecuación () puede invertirse para dejar la magnitud y dirección de los dos esfuerzos residuales principales en términos de las tres deformaciones relajadas medidas, por lo que, para una roseta rectangular a 45º, se tiene la siguiente relación: " máx /" min =! 3 #! ± 4A (! #! ) + (! +! #! ) 3 3 4B.. (4) donde ε, ε y ε 3, son las deformaciones radiales mediadas por las galgas correspondientes en la roseta de tres elementos (figura ). Figura. Geometría de una roseta típica de tres elementos [0] empleada en el método de Hole Drilling. 3. MATERIALES Y PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL En este trabajo fueron utilizadas placas de acero inoxidable austenítico AISI 304 de 6.35 mm de espesor de composición química mostrada en la tabla. La microestructura austenítica típica de las placas de acero en condición de recepción se muestra en la figura. Dos placas de acero inoxidable AISI 304 de 75 mm de ancho x 0 mm de longitud con preparación de borde, indicada en la figura 3, fueron soldadas con una maquina multiprocesos utilizando el proceso de soldadura eléctrica de arco manual (SMAW) en dos pasadas y utilizando placas de restricción en los extremos para estabilizar el arco y atenuar la distorsión. En la soldadura de raíz se empleo un voltaje de 4 V e intensidad de corriente de 00 A, en la soldadura de relleno el voltaje fue de 6 V y la intensidad de corriente de 8 A. En ambos casos fue utilizado electrodo UTP-308L-6 de /8 de diámetro. El aporte térmico fue determinado por medio de siguiente relación [3]: VI H I =!.. (5) v donde V, representa el voltaje de soldadura (V), I, la intensidad de corriente (A), η, el coeficiente de aprovechamiento de calor (0.75 para el proceso SMAW) y, v, la velocidad de avance (mm/s). En este caso, los valores de aporte térmico calculados fueron de 440 y J/mm en las pasada de raíz y relleno, respectivamente.

4 Tabla. Composición química de acero inoxidable AISI 304 (% en peso). Designación de acero: AISI 304/ ASTM A40/ EN.430/ UNS S30400 C Si Mn P S Cr Ni Fe Figura. Microestructura típica de acero inoxidable austenítico AISI 304 (microscopio electrónico de barrido). Figura 3. Preparación de borde y vista de las placas de acero inoxidable AISI 304. La medición de esfuerzos residuales se llevo a cabo siguiendo las pautas establecidas por el procedimiento estándar ASTM E []. En este caso se utilizaron rosetas tipos CEA-06-06UM-0 y EA-06-06RE-0 de 0 ohms, pegadas sobre la superficie de la placa previamente acondicionada en tres puntos a diferentes distancias del centro de la unión, alineadas en dirección perpendicular al eje de soldadura y a un ¼ de la longitud de la placa (fig. 4). En el punto de medición más cercano al cordón de soldadura (A, 6 mm) se empleo roseta tipo CEA-06-06UM- 0, mientras que en los puntos más alejados (B, 4 mm y C, 64 mm), se utilizó roseta tipo EA-06-06RE-0. Las galgas de la roseta fueron conectadas a un medidor de micro-deformación Vishay P-3 operado a un cuarto de puente. La perforación de orificios se realizó mediante una barra perforadora Vishay RS-00 activada mediante turbina de aire de alta velocidad y empleando una herramienta de corte de.03 mm de diámetro. Las lecturas de deformaciones relajadas en cada una de las galgas fueron realizadas conforme la perforación avanzaba en incrementos de 0.54 mm, hasta una profundidad final de.03 mm. La información de deformaciones relajadas fue procesada mediante el programa de cálculo de esfuerzos residuales H- DRILL [4] empleando un valor de módulo de Poisson (υ) y elasticidad (E) de 0.3 y 93 GPa, respectivamente, y de esta forma determinados los esfuerzos residuales principales uniformes, así como la graficación de las deformaciones medidas por cada una de las galgas respecto a la profundidad.

5 CONAMET/SAM 006. punto C punto A punto B Figura 4. Ubicación de puntos de medición de esfuerzos residuales. 4. RESULTADOS Y DISCUSIÓN Los resultados de las lecturas de deformaciones relajadas en cada una de las galgas respecto a la profundidad del orificio en los diferentes puntos de medición se presentan en la figura 5. Los esfuerzos residuales calculados y otros parámetros importantes asociados al estado de esfuerzos en los puntos de medición se muestran en la tabla. Bajo las condiciones de soldadura aplicada, la placa unida se distingue por un alto grado de distorsión, la cual en parte es equilibrada por las restricciones en los extremos, y por lo tanto, los esfuerzos residuales tienden a concentrarse. Los valores de esfuerzos residuales detectados en los tres puntos de medición son de tensión, y presentan una tendencia a disminuir a medida que se aleja del centro de la unión (fig. 6). Por otro lado, el valor máximo de esfuerzo, localizado en la proximidad de la interfase, alcanza un valor de 355. Ya que el valor de esfuerzo residual máximo encontrado supera el 50 % de la resistencia a la cadencia (σ 0 ) del material base, la unión soldada bajo estudio concentra un elevado nivel de esfuerzos residuales en la cercanía del cordón de soldadura y, por lo tanto, pasa a tener un carácter crítico. Sin embargo, este valor deberá ser considerado con reserva, ya que en estos casos, alguna región de los alrededores del perímetro del orificio deforma plásticamente, lo cual invalida la relación entre la deformación superficial relajada y el esfuerzo original antes del realizar el orificio, ya que esta relación se fundamenta en las leyes de la elasticidad lineal []. Punto A Punto B Punto C Deformación relajada, µ! Deformación relajada, µ! Deformación relajada, µ! Galga,! Galga,! Galga 3,! 3 Roseta tipo CEA-06-06UM-0 0,0 0,5,0,5,0 Profundidad de orificio, mm Galga,! Galga,! Galga 3,! 3 Roseta tipo EA-06-06RE-0 0,0 0,5,0,5,0 Profundidad de orificio, mm Galga,! Galga,! Galga 3,! 3 Roseta tipo EA-06-06RE-0 0,0 0,5,0,5,0 Profundidad de orificio, mm Figura 5. Deformaciones relajadas, ε, ε, ε 3, respecto a la profundidad del orificio.

6 Tabla. Esfuerzos residuales calculados en puntos diferentes a partir del centro de la unión. Punto A B Tipo de roseta CEA-06-06UM-0 EA-06-06RE-0 Distancia al centro de la unión, (mm) σ máx, σ min, τ máx, Esfuerzos β, º σ, σ 3, τ 3, EA-06- C RE-0 σ máx, y σ min son los esfuerzos máximo y mínimo. τ máx es el esfuerzo cortante máximo presente. σ y σ 3 son los esfuerzo axiales en la dirección de la galga y 3, respectivamente. τ 3 es el esfuerzo cortante en el plano de las direcciones de las galgas y 3. Esfuerzo Residuales en los Distintos Puntos Esfuerzo residual máximo, ! máx, Método de "hole drilling" Distancia al centro de la unión, mm Figura 6. Esfuerzos residuales máximos en función de la distancia al centro de la unión soldada. 5. CONCLUSIONES. Los esfuerzos residuales uniformes determinados mediante el método de Hole Drilling según el estándar ASTM E en placas soldadas de acero inoxidable AISI 304 a medida que se aleja del centro de la unión son de tensión.. Bajo las condiciones de soldadura aplicadas, la placa soldada presenta un alto grado de distorsión y el esfuerzo residual máximo se localiza en las cercanías del cordón de soldadura. 3. El esfuerzo residual máximo alcanza un valor de 355, el cual rebasa el 50% de la resistencia a la cedencia del material base, por lo que, la unión soldada bajo estudio pasa a tener un carácter crítico. 4. Se corrobora la tendencia a disminuir de esfuerzos residuales a medida que se aleja de centro de la unión soldada. 5. Para atenuar y/o eliminar los esfuerzos residuales en la placa soldada, se recomienda el empleo de aporte térmico más bajo, así como el empleo de tratamiento térmico post-soldadura. Agradecimientos: I. Mejía y Ch. J. García agradecen al Programa de Mejoramiento del Profesorado (PROMEP) de la Subsecretaría de Educación Superior e Investigación Científica de la Secretaría de Educación Publica (SESIC-SEP) de México, por los diferentes apoyos económicos otorgados al proyecto de investigación enmarcado dentro del convenio PROMEP 30.5/03/53 y

7 No. de folio PTC-60, que ha hecho posible la REFERENCIAS: [] M. R. James: in Handbook of Measurement of Residual Stresses, Edited by J. Lu, Society for Experimental Mechanics, Inc., 996, pp. -4. [] K. Masubuchi: Analysis of Welded Structures, Pergamon Press, Elmsford, N.Y., 980. [3] M. R. James and O. Buck: Quantitative Nondestructive Measurements of Residual Stresses, CRC, Critical Reviews in Solid State and Materials Science, Vol. 9, Issue, 980. [4] E. Macherauch and K.-H. Kloos: Proc. Int. Conf. Residual Stresses in Science and Technology, Vol., Garmisch- Partenkirchen, DGM-Verlag, Oberursel, 986, pp [5] W. Zinn and B. Scholtes: In Handbook of Residual Stresses and Deformation of Steel, Edited by G. Totten, M. Howes and T. Inoue, ASM International, 00, pp [6] C. Ruud: in Handbook of Residual Stresses and Deformation of Steel, Edited by G. Totten, M. Howes and T. Inoue, ASM International, 00, pp realización del presente trabajo. [7] J. Mathar: Transactions ASME, 56, (4), 934, pp [8] W. Soete and R. Vancrombrugge: Proceedings SESA, 8, (), 950, pp [9] R. A. Kelsey: Proceedings SESA, 4, (), 956, pp [0] N. J. Rendler and I. Vigness: Experimental Mechanics, 6, (), 966, pp [] ASTM: Annual Book of ASTM Standards, Vol. 03.0, ASTM Standard E , American Society for Testing and Materials, 000, pp [] G. S. Schajer, G. Roy, M. T. Flaman and J. Lu: in Handbook of Measurement of Residual Stresses, Edited by J. Lu, Society for Experimental Mechanics, Inc., 996, pp [3] K. Easterling: Introduction to the Physical Metallurgy of Welding, Butterworth- Heinemenn, 99, pp [4] G. S. Schajer: Hole-Drilling Residual Stress Calculation Program (H-DRILL), V.., 00.