INFLUENCIA QUE EJERCE EL DAÑO POR HIDRÓGENO SOBRE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO FERRÍTICO

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1 Jornadas SAM - CONAMET - AAS 200, Septiembre de INFLUENCIA QUE EJERCE EL DAÑO POR HIDRÓGENO SOBRE LAS PROPIEDADES MECÁNICAS DE UN ACERO FERRÍTICO L. Moro a, M.C. Saggio a, M. Caló a, A. Juan a y J. Blanco b a Departamento de Ingeniería, Universidad Nacional del Sur, Bahía Blanca, ARGENTINA b Departamento de Física, Universidad Nacional del Sur, Bahía Blanca, ARGENTINA lmoro@criba.edu.ar - jmblanco@criba.edu.ar RESUMEN Los aceros sometidos a estados de tensión y temperatura elevada y en contacto con medios hidrogenantes presentan una degradación de sus propiedades físicas y mecánicas. Para comprender el mecanismo de fragilización en este trabajo se estudia por medio de ensayos de creep por torsión a cargas y temperatura constante el acero 2,25 Cr- Mo. Se compara el comportamiento del metal que previamente ha estado en contacto con hidrógeno con uno sin cargar A partir de la relación empírica que vincula la velocidad de deformación en la etapa de creep secundario con la tensión equivalente y la temperatura aplicada, se calculan la energía de activación y el parámetro de tensión en el material sin y con carga de hidrógeno. Se observa en las probetas con hidrógeno implantado la disminucíon del tiempo de duración de los ensayos, el acortamiento de la etapa secundaria y el aumento del período de recuperación, todos estos factores se relacionan con el comportamiento microscópico de las dislocaciones. Palabras claves Jornadas SAM CONAMET AAS 200, Aceros, Hidrógeno, Daño, Creep. INTRODUCCIÓN Se sabe la importancia tecnológica que presenta el conocimiento de los mecanismos que producen la degradación de las propiedades mecánicas de materiales sometidos simultaneamente a estados de esfuerzos mecánicos, altas temperaturas y en contacto con medios hidrogenantes como es el caso de algunos aceros usados en distintos procesos industriales []. En este trabajo se realizaron ensayos de creep por torsión a carga constante por utilizar un equipamiento menos costoso y sofisticado que los ensayos de creep realizados por tracción a tensión constante [2, 3]. Se compara el comportamiento del material hidrogenado con uno sin cargar. Dicha comparación se realiza a partir del estudio de la variación de parámetros característicos del acero. 429

2 Moro, Saggio, Caló, Juan y Blanco METODO EXPERIMENTAL Los estudios se realizaron usando probetas cilíndricas de un acero ferrítico 2,25 Cr - Mo, cuya geometría se muestra en la Fig. [4]. Fig. - Diseño de la probeta empleada Las probetas fueron previamente hidrogenadas usando el método de carga catódica en un medio electrolítico básico (Na.HO.N) con As 2 O 3 que actúa como acelerador de la reacción. Este proceso se realizó a temperatura de ebullición y con una densidad de corriente de 00 ma / cm 2. Se optimizó el tiempo y las condiciones de carga de hidrógeno seleccionando las que evidencian menor ataque superficial y adecuada absorción. Los ensayos de creep se realizaron con una máquina de torsión a la cual se anexó un horno eléctrico, el control de la temperatura se efectuó por medio de una termocupla cromelalumel cuyo extremo caliente se ubica sobre la superficie de la zona central calibrada de la probeta. Ésta tiene un extremo fijo, logrando el momento torsor por medio de una carga aplicada sobre una polea, siendo esta la única causa de rotación del eje. La deformación se mide determinando el desplazamiento angular de un punto sobre el extremo móvil de la misma. La tensión de corte τ, que actúa sobre la probeta de radio r, se calcula a partir de la cupla aplicada C τ = 3C 2π r 3 () Para que los resultados obtenidos puedan ser comparados con los de ensayos realizados con un equipo de creep por tracción, se relaciona la tensión de corte y la deformación angular con la tensión y deformación equivalente respectivamente. Aplicando el criterio de fluencia de Von Mises: σ = 3 τ (2) zx La relación entre la rotación angular θ de la probeta de radio r y la deformación angular γ en una longitud L, de la misma en la zona calibrada está dada por: γ L = θ r (3) A partir de la relación (3) y conociendo la deformación angular se puede calcular la deformación equivalente, como: 430

3 Jornadas SAM CONAMET AAS 200 ε = 3 r L θ (4) Los ensayos, se realizaron a temperaturas de 570, 600 y 620 C con cargas equivalentes a tensiones efectivas de 3, 68 y 205 MPa, para las probetas sin cargar y cargadas respectivamente. Con los resultados de los distintos ensayos, se trazaron las curvas de deformación equivalente ε en función del tiempo [5]. A partir de las gráficas trazadas y trabajando en la zona del creep secundario (estado estacionario), y usando de la ley de potencia se calcularon los parámetros n y Q mencionados. Los mismos están relacionados con los mecanismos de deformación que permiten caracterizar el metal. La expresión general de la ley, es: ε&= A σ n e - Q / R T (5) siendo: ε&: velocidad de deformación n: coeficiente de tensión R: constante universal de los gases A: constante experimental Q: energía de activación σ: tensión equivalente T : temperatura absoluta (K) Si bien los valores de n y Q son los que ajustan la ley de potencia en el estado estacionario. Esta situación de constantes variables se puede explicar considerando los distintos mecanismos de creep que se producen en el material a los cuales están asociados; si bien estos mecanismos son independientes, el resultado es la suma de ellos pero solo uno es el mecanismo dominante. RESULTADOS OBTENIDOS Se trazan las curvas de la deformación en función del tiempo, para el material sin y con hidrógeno, a una tensión constante de 68 Mpa y a las temperaturas elegidas. Deformación equivalente 0, C 600 C 570 C tiempo (h) Fig.2: Ensayos a la tensión de 68 MPa, para probetas sin carga de hidrógeno. Deformación equivalente 0,5 620 C 600 C 570 C tiempo (h) Fig.3: Ensayos a la tensión de 68 MPa, para probetas con carga de 43

4 Moro, Saggio, Caló, Juan y Blanco En las Figs. 4 y 5, se han representado las curvas a temperatura constante de 600 C para probetas sin y con carga de hidrógeno pero ahora a las tensiones efectivas de 3, 68 y 205 MPa.,5 0, MPa 68 MPa Deformación equivalente, ε,5 0,5 3 MPa tiempo (h) 205 MPa 68 MPa 3 MPa tiempo (h) Fig.4 - Curvas deformación equivalente en función del tiempo, para probetas ensayadas a 600 C, sin carga de hidrógeno Fig. 5 - Curvas deformación equivalente en función del tiempo, para probetas ensayadas a 600 C, con carga de hidrógeno En ambos casos se puede ver que las probetas cargadas con hidrógeno presentan una mayor velocidad de deformación del creep secundario y una disminución del tiempo de duración del ensayo. Ln(velocidad de deformación(s - )) -0-2 con H ,,5,2 000/ T(K - ) Log (velocidad de deformación (s - )) -5,6-6 -6,4-6,8-7,2 con H sin H 8 8, 8,2 8,3 8,4 Log (σ (Pa)) Fig. 6: Gráfico ln ε& en función de 000 / T. Fig. 7 : Gráfico lg ε& en función de lg σ. 432

5 Jornadas SAM CONAMET AAS 200 En la fig. 6, se observan los valores de ε&, calculados a partir de las pendientes del estado estacionario. Se representan el ln ε& en función de 000 / T ; los valores se ajustaron con una recta. A partir de las pendientes de las mismas se determinan los valores de energía de activación Q utilizando la ecuación (5). En la Fig. 7, se grafican los valores de lg ε& en función del lg σ, para los ensayos realizados a la temperatura de 600 C y con distintas cargas. Con las rectas de ajuste para una tensión de 68 MPa, Fig. 6, se calculan los valores de las energías de activación, que se pueden ver en la Tabla I. Tabla I: Energía de activación Q para probetas sin y con carga de hidrógeno Ensayadas a la tensión de 68 MPa. Acero 2 ¼ Cr Mo Energía de activación (KJ/mol) Sin hidrógeno 462 Con hidrógeno 49 En la Tabla II, se muestran los valores obtenidos de las pendientes de las rectas de ajuste mostradas en la Fig. 7 del coeficiente de tensión a la temperatura de 600 º C, para las probetas sin y con carga de hidrógeno, el aumento observado se debe a la mayor densidad y movimiento de dislocaciones. Tabla II: Coeficiente de tensión n de probetas sin y con carga de hidrógeno ensayadas a T = 600 C Acero 2 ¼ Cr Mo Coeficiente de tensión n Sin hidrógeno 2,88 Con hidrógeno 4,99 DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS Comparando los ensayos de las probetas que han estado en presencia de un medio hidrogenante, con los correspondientes a las sin hidrogenar, se observan marcadas diferencias en cuanto a las dos últimas etapas del creep. La etapa primaria es similar en ambas, pero las probetas hidrogenadas presentan mayor deformación. Se evidencia luego un creep secundario mucho más corto, con mayor valor de la velocidad mínima de deformación y un terciario más prolongado por ser mayor la etapa de recuperación. A nivel microestructural durante el creep se producen dos procesos: la difusión de vacancias y el movimiento de dislocaciones, ambos independientes entre si pero predominando uno sobre el otro de acuerdo a las condiciones del ensayo. En el estado estacionario o creep secundario hay un equilibrio entre el proceso de endurecimiento por trabajado y la recuperación lo que permite explicar el predominio del creep por dislocaciones [6]. En esta etapa la densidad y el ordenamiento de las dislocaciones cambia en forma contínua; éstas tienen asociado un campo de tensión alrededor de ellas pero que no es uniforme en el interior del cristal por no ser homogénea su densidad, entonces se genera una tensión interna que dificulta su movimiento. Es decir que el movimiento de las dislocaciones es el resultado entre la tensión aplicada y la tensión interna y por ser el material inhomogeneo, este movimiento es muy variado [7]. 433

6 Moro, Saggio, Caló, Juan y Blanco Se sabe que los materiales deformados contienen un gran número de fuentes de dislocaciones que son generadas durante el proceso de creep. Las dislocaciones se mueven a lo largo de un plano de deslizamiento hasta que se encuentran con un obstáculo y se produce un apilamiento de dislocaciones; durante este período el material se endurece. Cuando aumenta la densidad del apilamiento las dislocaciones cambian de plano de deslizamiento por trepado de las mismas. El proceso de trepado representa el mecanismo de recuperación y puede ser disminuido por aniquilación de dislocaciones opuestas o por la presencia de otro obstáculo [8]. En el metal con carga previa, los átomos de hidrógeno se acumulan alrededor de las dislocaciones móviles formando una nube de Cottrell que aumenta el volumen y el campo de tensión de la dislocación. Al encontrarse con un obstáculo el apilamiento es mayor y entonces se facilita el proceso de trepado y de cambio del plano de deslizamiento en forma rápida; esto explica la corta duración de la etapa secundaria y el aumento de la recuperación [9,0]. Los valores de energía de activación obtenidos para las probetas sin y con carga previa de hidrógeno son de 462 y 49 KJ / mol respectivamente. El aumento de esta energía de activación en el metal hidrogenado está vinculada a la energía de enlace entre los átomos, la cual disminuye en las regiones próximas a una dislocación donde los átomos están más desordenados que en la estructura regular. La presencia del medio hidrogenante creó mayor cantidad de defectos en la red provocando un mayor valor de energía de activación. Los valores obtenidos para el exponente de tensión n a la temperatura de 600 C y en el estado estacionario son 2,88 y 4,99 respectivamente, los cuales coinciden con datos experimentales obtenidos de la bibliografía utilizada e indican un proceso dominante de creep por movimiento de dislocaciones. CONCLUSIONES - A partir del estudio realizado se evidencia el efecto perjudicial de hidrógeno en el material. La corta duración de los ensayos en las probetas hidrogenadas confirman la disminución de la resistencia del acero. - La energía de activación aumenta en las probetas con carga de hidrógeno, la cual está asociada a los daños microestructurales producidos por el hidrógeno. - Los valores obtenidos para el exponente de tensión "n" en el estado estacionario, coinciden con datos experimentales obtenidos por otros autores. De acuerdo a los resultados obtenidos se puede concluir que el mecanismo dominante es el creep por dislocaciones. AGRADECIMIENTOS Los autores agradecen a la fundación Antorchas, al Depto. de Física UNS y ANPCyT (PICT ) y al Depto. de Ingeniería por su apoyo financiero. El Dr. Alfredo Juan es miembros del CONICET. REFERENCIAS [] G. Dieter, Mechanical metallurgy, 3 Edition, Mc Graw Hill, New York,

7 Jornadas SAM CONAMET AAS 200 [2] A.R. Saenz López A. y A. Hey. Algunas consideraciones sobre los Fenómenos de Deformación en Caliente, su Estudio y su Influencia sobre los Procesos de Laminación. Instituto Argentino de Siderurgia, 976. [3] J. Tormo y G. Carfi. Deformación plástica de aceros utilizando ensayos de torsión en caliente. Instituto Argentino de Siderurgia, 979. [4] L. Moro, E. Obiol, M. Saggio, D. Ziegler y A.R. Saenz López. Ensayo de creep por torsión. Proceedings CONAMET IX IBEROMET IV, Santiago, Chile, , 996. [5] L. Moro, E. Obiol, M. Saggio, D. Ziegler y A.R. Saenz López. Comportamiento al creep del acero 2 ¼ Cr Mo. Proceedings JORNADAS SAM 98 - IBEROMET V, Rosario, Argentina, [6] R. Reed Hill. Physical Metallurgy Principles. D. Van Nostrand Company, 965. [7] P. Hirth, J. Lothe. Theory of Dislocations. Krieger Publishing Company, New York, 992. [8] M. Mc Lean. Structure Materials: Engineering Application trough Scientific Insight. The University Press, Cambridge [9] A. Kumnick y H. Johnson. Acta Metallurgical, 28, 33, 980. [0] R. Evans y B. Wilshire. Creep of Metals and Alloys. The Institute of Metals, London,

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