tema 2 13 aceros de baja aleacion resistentes al creep

ACEROS DE BAJA ALEACIONACEROS DE BAJA ALEACION

RESISTENTES AL CREEPRESISTENTES AL CREEP

JRS

Componentes de equipos térmicos CALDEROS EXIGENCIAS DE

SERVICIOMATERIALES

TÍPICOSTubos de la pared de agua Resistencia a la tracción,

Resistencia a la corrosón,Soldabilidad

Aceros C y C-Mo

Drum Resistencia a la tracción,Resistencia a la corrosón,Soldabilidad,Resistencia a corrosión-fatiga

Aceros C, C-Mo y C-Mn

Tubos de supercalentadoresTubos de recalentadoresTubos de vapor

Soldabilidad, Resistencia alcreep, Resistencia a laoxidación, bajo coeficiente deexpansión térmica

Aceros Cr-Mo, acerosinoxidables austeníticos

TURBINARotores (alta presión) Resistencia al creep,

resistencia a la corrosión,resistencia a fatiga-térmica,tenacidad

Aceros Cr-Mo-V

Rotores (baja presión) Tenacidad, resistencia a laCBT, resistencia a la fatiga

Aceros Ni-Cr-Mo-V

Álabes (alta presión) Resistencia al creep,resistencia a la fatiga,resistencia a la corrosiónoxidación.

Aceros al 12%Cr

Álabes (baja presión) Resistencia a la fatiga,resistencia a la corrosión-fatiga

Aceros al 12%Cr, inoxidables17-4PH, Ti6AlV4, aceros Cr-Mo

GENERADORESRotor Límite elástico, tenacidad,

resistencia a la fatiga,permeabilidad magnética

Aceros 18Mn-5Cr y 18Mn-18Cr

CONDENSADOREScondensadores Resistencia a la corrosión y a la

erosiónCuproníqueles, titano,latones, aceros inoxidables

Que es Creep (termofluencia)?

CREEP (Fluencia lenta)

Mecanismo de deterioro en el tiempo que provoca la deformación continua de un material bajo carga (esfuerzos) y expuesto a una temperatura elevadaDeformación asistida térmicamente dependiente del tiempo.Como consecuencia de esta deformación se producen el componente variaciones dimensionales, distorsiones y finalmente la ruptura del mismo.

Distorsión por creep en un álabe de aleación de Co

Curvas de CREEP

Un material sometido a un mecanismo de creep experimenta tres etapas:

x rotura

deformación debida a creep

tiempo de servicio

3ª Etapa2ª Etapa

1ª Etapa

Curvas de CREEP

1. Primera etapa (estado inicial):La velocidad de deformación ( )disminuye con el tiempo y la deformación. Se produce un efecto de “endurecimiento por deformación” (aumento de la densidad de dislocaciones, formación de subgranos, etc)2. Segunda etapa (estado estable):velocidad de deformación constante ( ). Se produce un balance entre el fenómeno de endurecimiento por deformación y ablandamiento por mecanismos de recuperación.

ε&

ε&

ε

ε

Curvas de CREEP

3. Tercera etapa (estado final): la velocidad de deformación se incrementa de manera continua. Se producen cambios microscópicos en el material: recristalización, coalescencia de fases secundarias y/o la formación de microcavidades o microgrietas, provocando finalmente la fractura del material.


tiempoprimaria

Aumento de los esfuerzos y de la temperatura

secundaria

terciaria

Formas de las curvas de CREEP

tiempoprimaria

secundaria

terciaria

Formas de las curvas de CREEP

Altas temperaturas y esfuerzos reducen el periodo de la etapa I y casi anulan la etapa II del creep

Disminuyendo los esfuerzos y la temperatura la primera y segunda etapas se observan con mas claridad

Curvas de CREEP

Mecanismos del creep

•Creep difusional•Creep por dislocaciones

Creep difusional

difusión de átomos o iones a través de los granos o límites de granos ( difusión contraria de vacancias). No se observa movimientos de dislocaciones. En estas condiciones la etapa II (estado estable)presenta una velocidad de deformación que varía linealmente con los esfuerzos.

ε α σ


Creep difusional

Se observa a bajos esfuerzos y muy altas temperaturas de servicio (cercanas a la temperatura de fusión)

Creep por dislocaciones

Se observa a esfuerzos medios y altos y a temperaturas por encima de 0,4 Tfusión.Es el mecanismo mas significativo de creep en la mayoría de los materiales de ingeniería.El mecanismo es controlado por movimiento de dislocaciones y difusión de vacancias.

T 688 K (a) 1000 s (b)278 000 s

Flujo de dislocaciones en el fenomenop de creep

Simulacion


La velocidad de deformación por creep obedece a la siguiente ley:

Aσ ε n=&Donde A y n son constantes independientes de los esfuerzos.Debido a que el creep es un proceso térmicamente activado, la influencia de la temperatura esta representada por:

)RT-Q(

oeA A =Q = energía de activación, R= cte. Universal de los gases

ε


Entonces la expresión completa será:

)RT-Q(n

o eσA ε =&Bajos esfuerzos Altos esfuerzos

aleaciones T (°C) n QKJ/mole

n QKJ/mole

11/4Cr-1/2Mo 510-620 4 400 10 62521/4Cr-1Mo 565 2,5 12 3001Cr-1/2Mo ZAC 550-605 3 300 61Cr-1/2Mo MB 550-605 5,6 5,6 50320Cr-25Ni-Nb 750 3-4,7 465-532 8-12 440-494

ε

Curvas creep

293 MPa201 MPa

108 MPa

77 MPa

ε (%)

tiempo

700°C

750°C

800°C850°C900°C

σ(MPa)

tiempo

Relajación de esfuerzos

Disminución progresiva de los esfuerzos en elementos obligados a sufrir una deformación permanente.

t1)-AE(nσ

1σ1

1-no

1-n +=

Donde: A = cte de la ecuación de creep del materialE = módulo elásticon= exponente de la ley de creep del material t = tiempoσo= esfuerzo inicial

Relajación de esfuerzos

t1)-AE(nσ

1σ1

1-no

1-n +=

esfuerzo

tiempo

Modos de fractura a elevadas temperaturas

A) RupturaB) Fractura por creep transgranularC) Fractura por creep intergranular

A B C


A) Ruptura

Reducción en area de hasta un 100% . Se produce a altos niveles de esfuerzos y de temperaturas. Los altos esfuerzos estan asociados a elevadas velocidades de deformación típicas de trabajado en caliente.Hay fenómenos de recuperación y recristalización dinámica que inhibe la nucleación de microcavidades.


B) Fractura por creep transgranular (TCP)

Es el modo de fractura análogo a la fractura dúctil a bajas temperaturas. Se produce nucleación de microcavidades (alrededor de inclusiones o hetereogeneidadesmicroestructurales) que luego crecen y coalescen en forma de agujeros.Esta asociado con altos esfuerzos en creep.


C) Fractura por creep intergranular (ICF)

Se produce a niveles de esfuerzo menores menores. Tiene una apariencia macroscópica de fractura frágil.Formación de microcavidades en límites de granoSe observa una mínima deformación a nivel macroscópico.

Mapas de fractura

α γ δfractura dúctil

TCF

ICF

clivaje ruptura

ICF

σ/E

Τ/Τf0,60,2 0,4 0,810-6

10-4

10-2

10-3

Desarrollo de aleaciones resistentes al Creep

Materiales deben tener un alto punto de fusión. Sin embargo metales refractarios como el Nb, Mo, Ta, W (Tf > 2000°C) son muy reactivos (se oxidan con facilidad), por lo que su uso es limitado a ambientes con atmósferas protectoras.

Metales con estructura CCC (FCC) son los mas adecuados para resistir el creep. De acuerdo a la ecuación de Lagneborg para el estado II del creep:

Un material resistente al creep debe tener un bajo coeficiente de difusión y una baja energía de ...

53.5 )(A.D. εEσ

γ=&D = coeficiente de auto difusión, γ = energía E = módulo de Young, A = Cte., y σ = esfuerzos

ε


Elementos en solución sólida y elementos intersticiales aumentan la resistencia al creep de las aleaciones.

El trabajo en frío incrementa también la resistencia al creep, pero su efecto es temporal especialmente a temperaturas T > 0,5 Tf

El método mas importante para mejorar la resistencia al creep de las aleaciones es incorporar en el interior de los granos una fina dispersión de partículas de fases secundarias.

Para lograr los mejores resultados es necesario tener en consideración que las estructuras endurecidas por precipitación no son termodinámicamente estables y por ello los precipitados tenderán finalmente a coalecer y reducir la resistencia al creep.


Para diseñar aleaciones endurecidas por precipitación más resistentes al creep es necesario que el tiempo para la coalescencia de una partícula sea lo mas largo posible.

Para que crezca una partícula a un tamaño R es necesario que partículas mas pequeñas (r) tengan que disolverse en la matriz. El tiempo necesario para ello viene dado por la ecuación de Thomson-Freundlich:

2

4

.... tRCDTkrγ

=donde: C = solubilidad de la partícula en equilibrio; D = difusividad, γ = energía interfacial partícula/matriz,

Para que t >>>, es necesario que D, C y γ sean lo mas bajas posibles.

Temperaturas de servicio para resistencia al creep de materiales de ingenieríaDesde T. amb. a 150°C

Los polímeros exhiben fuerte creep a t. ambiente y pocos son empleados para servicio continuo a T > 100°CPolietileno de baja densidad Tmax: 70°CCobre puro, Aleaciones de Al

Desde 150°C. a 400°CPolietereterketona (PEEK) hasta T = 160°C (sin refuerzo)y hasta 300°C con 30% refuerzo de fibra de vidrio.Polimidas hasta T = 260°CPolitetrfluoroetileno (PTFE) T = 260°C

Aleaciones de Mg pueden ser usados hasta 200°CAleaciones de Al pueden ser usados hasta 250°CAleaciones de Cu pueden ser usados hasta 350°-400°C

Desde 150°C. a 400°C

Aceros al carbono o C-Mn pueden ser usados hasta 425°C, pero para aplicaciones de mas de 20 años se deben emplear aceros al Cr-Mo.


aceros ferríticos de baja aleación (1Cr-1Mo-0,25V, 2,25Cr-1Mo) hasta 550°C (a mayores temperaturas se produce una fuerte oxidación en estos aceros)

Aceros inoxidables martensíticos (13%Cr) son usados en el rango de 400-500°C

Temperaturas de servicio para resistencia al creep de materiales de ingeniería


Los aceros inoxidables austeníticos posee una muy buena combinación de resistencia al creep y resistencia a la oxidación hasta 650°C.

Desde 650°C. a 1000°C

Aceros inoxidables austeníticos hasta 750°CAleaciones Ni-Cr (Nimonic) hasta 1000°CAleaciones Ni-Cr-Fe (Incoloy) hasta 1200°CAleaciones base Co hasta 1000°C


Por encima de 1000°C

metales refractarios (W, Mo, Nb) hasta 1500°Cse oxidan muy facilmente (necesitan atmósferas protectoras)

cerámicos (óxidos de Al, Mg, Be, Zr, Th, boruros, carburos, nitruros y siliciuros) por encima de 1200°Cpero son muy suceptibles al choque térmico.


Fallas por creep en tubos de calderos

Predicción de comportamiento bajo Creep

Debido a que la mayoría de los ensayos de creep son realizados para tiempos da hasta 1000 horas ( 6 semanas), resulta necesariopoder predecir a partir de ellos el comportamiento de los materiales para tiempos más prolongados, pues para condiciones de diseño se hace necesario estabecer esfuerzos admisibles en términos de resistencia al creep para tiempos cercanos a las 100000 horas (11,4 anos).

Parámetros de correlación

1. Parámetro de Manson-Haferd2. Parámetro de Larson y Miller3. Parámetro de Dorn

Parámetro de Manson-Haferd (PMH)

T(°C)

Log (tr)

tc

Tc

tr= tiempo de ruptura

Tc , tc = temperatura y tiempo de convergencia para todas las curvas creep de rotura elaboradas a diferentes esfuerzos

σ(MPa)

PMH

cr

c

ttTTloglog

PMH −−

=

Parámetro de Larson y Miller

T(°C)

Log (tr)


Originalmente Larson y Miller propusieron que C = 20 aunque luego se ha comporbado que este puede variar entre 17 a 23.

σ(MPa)

P

)log(P rtCT +=

Parámetro de Dorn

T(°C)

Log (tr)


σ(MPa)

PD

)(.P RT

Q

r et−

=

Técnicas de extrapolación paramétrica

Una planta térmica esta diseñada para operar mas allá de las 100 000 horas. Entonces es necesario realizar ensayos de laboratorio cuyos resultados sean extrapolables a períodos largos de tiempo.


Basados en la expresión de Hollomon y Jaffe para aceros templados y revenidos se desarrolló el concepto del parámetro P, que correlaciona el efecto de la temperatura del tiempo y de los esfuerzos sobre la vida bajo creep.

Parámetro de Larson y Miller (P)

esfuerzos (σ)

P = (T + A) (B + logt) x 10-3 (temperatura en ºR )


Bajo condiciones de diseño un componente sometido a un esfuerzo de 50 MPa a una temperatura de 500°C podrá operar seguramente durante 40 años. Teniendo en cuenta que el Parámetro de Larson y Miller para este acero es:

¿Cual será la reducción de vida en el componente si este operase a 530°C?

P = T(20 + logt)t : horas, T : °R, °R = °F + 460, °F = 9/5(°C)+32


Teniendo en cuenta que 500°C = 932°F = 1392°R, reemplazamos los valore en la ecuación:

P = T(20 + logt) P = 1392(20 + log347520)

P = 35553

Empleando ahora las nuevas condiciones (T = 530°C) despejamos el nuevo valor de “t”

P = 1446 (20 + logt) = 35553

Logt = 35553/1446 -20 =4,5871

t = 38649 horas = 4,4 años

Daño acumulado en Creep

Ensayos de Laboratorio: a T, cte y σ cte.En servicio: T variable y σ variable

Reglas del Daño

1. Regla de la Fracción de vida:

1ttri

i =∑ti = tiempo de operación en la condición “i” tri= tiempo de vida hasta ruptura en la condición “i”

Daño acumulado en Creep

Una tubo de caldero fue operado bajo 40 MPa a una temperatura de 500°C durante 42500 h y a 530°C durante las siguientes 40000 h.Se sabe que el tiempo de vida a 500°C es de 350000 horas, y a 530°C es de 8000 h.Calcular la fracción de vida consumida usando la regla de la fracción de vida.Solución:

1ttri

i =∑ 62.08000040000

35000042500

=+

La fraccción residual de vida será 1-0,62 = 0,38

Predicción de vida a través de técnicas basadas en la medición de dureza

La resistencia de un acero de baja aleación cambia con el tiempo y la temperatura de servicio, como consecuencia de la esferoidización de los carburos.

Po, HoP1, H1

P2, H2

dureza



Problema:Un tubo de caldero tenía una dureza inicial de 330 HV y una curva característica de ablandamiento :

H = 960 - 0,02Pdonde H: dureza HV, P: parámetro de Larson y Miller

P = T(20+logt) T: R, t: hEl mismo tubo al cabo de un tiempo en servicio de 80000 horas redujo su dureza a 165 HV.Determine la temperatura de servicio.


Solución:Tomando la dureza inicial se despeja el valor de P :

165 = 960 - 0,02P P = 39750Con el valor de P y el tiempo se servicio se despeja finalmente la temperatura de operación:

39750 = T(20+log80000)T = 1590°R = 1130 °F = 610°C

Estimación de vida residual basado en técnicas metalográficas

1. Evolución de microcavidadesEmpleado en materiales o zonas frágiles de tubos e calderos: ZAC de uniones soldadas y material base sometido a elevados esfuerzos. 2. Esferoidización de carburos3. Variación del espaciamiento de carburos 4. Análisis de carburos

II

III

I

deformación por creep

tiempo de exposición

AB

C

DA - observación B - observación y fijar

intervalos de inspecciónC - servicio limitado

hasta reparaciónD - reparación inmediata

fractura

Estimación de vida residual basado en técnicas metalográficas Evolución de microcavidades

cavidades aisladas cavidades orientadas

microgrietas macrogrietas

A B

C D

700

600

500

400

102 104 106

AB

CD E

F

TIEMPO (horas)

T (ºC)

A B C

D E F

Estimación de vida residual basado en técnicas metalográficasEstados de esferoidización de carburos en aceros ferríticos.A casa microestructura le corresponde un estado “P” definido por:

P = logt - 12370/T T: K, t: horas

Conociendo t y la microestructura se puede estimar la temperatura de servicio T

0

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

24 25 26 27 28 29 30 31

P = T x [ 13,62 + log (t) ] / 1000

T en ºRt en horas

(mils)log ( espesor de óxido)

daño dependiente de los esfuerzos

daño debido a envejecimiento

(altos esfuerzos)

bajos esfuerzos

daño por creep

tiempo de servicio

microdeformaciones del grano

cavidades

x rotura

material con alta capacidad de deformación


tiempo de servicio

cavidades

x rotura

material con baja capacidad de deformación

tiempo de servicio

cavidades

fisuras

fisuras

Dureza: 210 HV

Dureza: 420 HV

Componentes de equipos térmicos

SegúnASME

Babcock yWilcox

RileyStoker

Acero al carbono 538°C 510°C 454°CAcero C-Mo 538°C 524°C 482°CAcero Cr-Mo 650°C 600°C 580°CAcero inoxidable 816°C 760°C 816°C

Máxima temperatura del metal del tubo de acuerdo a ASME y algunos fabricantes de calderos

ACEROS AL Cr-Mo

Contienen: de 0,5 a 9%Cr de 0,5 -1% Mo%C < 0,15

El Cr brinda resistencia a la corrosión y oxidación a elevadas temperaturas

El Mo incrementa la resistencia mecánica a elevadas temperaturas

Cr y Mo juntos mejoran la resistencia mecánica a elevadas temperaturas del acero (alta resistencia al creep y al efecto del hidrógeno)

Adiciones de:

Nb, V, N, Ti

ACEROS AL Cr-Mo

Condición de suministro:

Normalizado

Templado y revenido

Aplicaciones:

Industria del petróleo

Equipos térmicos de generación de energía

ACEROS AL Cr-Mo

Composición química

Acero %C %Mn %S %P %Si %Cr %Mo1/2Cr-1/2Mo 0,1-0,2 0,3-0,6 0,045 0,045 0,1-0,3 0,5-0,8 0,45-0,651Cr-1/2Mo 0,15 0,3-0,6 0,045 0,045 0,5 0,8-1,25 0,45-0,6511/4Cr-1/2Mo 0,15 0,3-0,6 0,030 0,045 0,5-1,0 1,0-1,50 0,45-0,652Cr-1/2Mo 0,15 0,3-0,6 0,030 0,030 0,50 1,65-2,35 0,45-0,6521/4Cr-1Mo 0,15 0,3-0,6 0,030 0,030 0,50 1,9-2,6 0,87-1,133Cr-1Mo 0,15 0,3-0,6 0,030 0,030 0,50 2,65-3,35 0,8-1,05Cr-1/2Mo 0,15 0,3-0,6 0,030 0,030 0,50 4,0-6,0 0,45-0,657Cr-1/2Mo 0,15 0,3-0,6 0,030 0,030 0,50- 1,0 8,0-8,0 0,45-0,659Cr-1Mo 0,15 0,3-0,6 0,030 0,030 0,25- 1,0 8,0-10,0 0,9-1,19Cr-1Mob 0,08-0,12 0,3-0,6 0,010 0,020 0,20-0,50 8,0-9,5 0,85-1,05b: más 0,18-0,25V, 0,06-0,1Nb y 0,03-0,07N

Son aceros de buena templabilidad pero debido a su bajo %C (0,15) no alcanzan alta dureza durante el temple

transparencias

ACEROS AL Cr-Mo

Propiedades mecánicas

Resist. Tracción = 414 - 621 MPa

Límite elástico = 207 - 450 MPa

Elongación = 18 - 30%

Tratamiento térmico Clave ObservacionesRecocido Bajas propiedades mecánicas Se requieren

mayores espesores de pared en las tuberíasEstructura ferrítica

Templado y revenido Óptimas propiedades mecánicas y una grantenacidadBaja resistencia a la fragilización porhidrógeno

Estructuramartensítica

Normalizado yrevenido

Propiedades mecánicas intermediasMejor resistencia a la fragilización porhidrógeno

Estructura globular

ACEROS AL Cr-Mo

Tratamientos térmicos:

Recocido:Temperatura: 850° - 913°C

permanencia: 1hora x pulgada de espesor

enfriamiento: 28°C/hora hasta los 538°C y luego al aire

Normalizado:Temperatura: 850° - 913°C


enfriamiento: al aire quieto

ACEROS AL Cr-Mo

Tratamientos térmicos:

Temple:Temperatura: 850° - 913°C


enfriamiento: en aceite o agua en spray

Revenido:Temperatura: 600-650°C

permanencia: 2 hora x pulgada de espesor

enfriamiento: al aire quieto

La microestructura resultante es martensita revenida de bajo carbono con una buena ductilidad

ACEROS AL Cr-Mo

SOLDABILIDAD:

Son aceros con buena soldabilidad debido a su bajo %C.

Pueden ser soldados con todos los procesos de soldadura convencionales

Se deben emplear consumibles de bajo hidrógeno

el materiales de aporte debe tener, en lo posible, la misma C.Q. del metal base excepto el %C, el cual debe ser mas bajo (para evitar problemas de fragilidad en la ZAC y baja resistencia a la corrosión)

ACEROS AL Cr-Mo

SOLDABILIDAD:

Sin embargo, se pueden emplear materiales de aporte con > %C cuando las soldadura va a ser tratadas térmicamente (normalizado, bonificado) o cuando se quiere lograr una alta resistencia mecánica en la unión soldada.

ACEROS AL Cr-Mo

POSIBILIDADES DE SOLDADURA:

Entre Aceros Cr-Mo similares.

Entre Aceros Cr-Mo disímiles.

Entre Aceros Cr-Mo y Aceros austeníticos

Entre Aceros Cr-Mo y Aceros al Carbono o C-Mo

AWS D10.8 Practica recomendada de Soldadura de aceros Cr-Mo

Consideraciones:

Juntas de aceros Cr-Mo similares:

Cumplir los requerimientos de composicion Quimica (Cr, Mo) y resistencia mecanica del metal de soldadura no menor que el metal base.

Consideraciones:

Juntas de aceros Cr-Mo disímiles:

Posibilidades:

Composicion del Metal base inferior.

Composicion del Metal base superior.

Composicion del Metal base intermedio.

Composicion diferente de los tres anteriores.

Juntas de aceros Cr-Mo disímiles:

Disímiles Cr-Mo

?

Consideraciones:

Juntas de aceros Cr-Mo – Acero Inoxidable:

Metal de aporte en función de las condiciones de servicio (minimice la difusión de carbón u otros elementos durante el servicio a elevada temperatura).

En requerimientos de esfuerzos inducidos cíclicamente por efecto térmico, el metal de soldadura pueda soportar diferencias de expansión térmica.

Consideraciones:

Juntas de aceros Disimiles:

“Acople”(“safe end”)

“Enmantequillado” (“buttering”)

*Normalmente empleados cuando un acero requiere PWHT

y el otro no.

Cr-Mo Ni Inox Aust

Tratamiento termico PWHT

ACEROS AL Cr-Mo

Precalentamiento:

previene el endurecimiento y la fisuración en las uniones soldadas.

Se elige la temperatura de precalentamiento en función del %C del acero y del grado de hidrógeno potencialmente disuelto

EFECTO DEL PRECALENTAMIENTO EN LA DUREZA DEL ZAC

ACEROS AL Cr-Mo

EspesorAcero Hasta 13 mm De 13 a 25 mm Mas de 25 mm

1/2Cr-1/2Mo 38 °C 93°C 150°C1Cr-1/2Mo 121°C 150°C 150°C11/4Cr-1/2Mo 121°C 150°C 150°C2Cr-1/2Mo 150°C 177°C 177°C21/4Cr-1Mo 150°C 177°C 177°C3Cr-1Mo 150°C 177°C 177°C5Cr-1/2Mo 177°C 200°C 200°C7Cr-1/2Mo 177°C 200°C 200°C9Cr-1Mo 177°C 200°C 200°C9Cr-1Mo + V+Nb+N 177°C 200°C 200°C%C máximo : 0,15. Para mayores contenidos de carbono la temperatura debe serincrementada de 40° a 90°C.Pueden emplearse menores temperaturas de precalentamiento con el proceso GTAW

Precalentamiento recomendado:

Se pueden emplear menores temperaturas de precalentamiento si hay certeza de menores contenidos de hidrógeno o cuando se emplea elproceso GTAW

ACEROS AL Cr-Mo

Precalentamiento:

Cuando el material de aporte son potenciales fuentes de hidrógeno se recomienda elevar la temperatura de la unión soldada 50-60°C por encima de la temperatura de pre-calentamiento durante 1 hora antes de proceder a enfriarlo hasta la temperatura ambiente ( con ello se favorece la deshidrogenación)

Para uniones disímiles que requieren diferentes temperaturas, debería usarse la mas alta de las dos.

ACEROS AL Cr-Mo

Temperatura de Interpase:

Normalmente es igual a la temperatura de precalentamiento.

Cuando esta involucrado la soldadura con inoxidable es especificada la máxima temperatura de Interpase.

ACEROS AL Cr-Mo

Post-calentamiento:

Cuando el acero tiene %Cr > 4% o cuando el espesor de la plancha o tubo es > 1 pulgada se recomienda post-calentar inmediatamente después de soldar.

También es posible aplicar un tratamiento térmico de revenido entre 650°-700°C durante 20 minutos antes que la temperatura descienda por debajo de la temperatura de pre-calentamiento.

ACEROS AL Cr-Mo

Post-calentamiento:

uniones soldadas que van a ser usadas en ambientes cáusticos o ácidos deben ser post-tratadas térmicamente.

Aceros con %Cr > 3 ó %C > 0,15 (gran templabilidad) deben ser post-tratados térmicamente.

ACEROS AL Cr-Mo

Post-calentamiento: Rango de temperaturas para alivio de tensiones

Acero Rango1/2Cr-1/2Mo 621-704 °C1Cr-1/2Mo 621-718°C11/4Cr-1/2Mo 621-718°C2Cr-1/2Mo 677-760°C21/4Cr-1Mo 677-760°C3Cr-1Mo 677-760°C5Cr-1/2Mo 704-760°C7Cr-1/2Mo 704-760°C9Cr-1Mo 704-760°C9Cr-1Mo + V+Nb+N 732-760°C

ACEROS AL Cr-Mo ACEROS AL Cr-Mo Post-calentamiento:

En el caso de los aceros templados-revenidos la temperatura de post-calentamiento no debe ser mayor a la temperatura de revenido del acero.

Los tiempos de permanencias a la temperatura de post-tratamiento debe ser las especificadas por los códigos de soldadura y normas correspondientes. A falta de estos requerimientos se puede recomendar una permanencia de 1 hora x cada pulgada de espesor (tiempo mínimo 30 minutos)

Cuando el post-tratamiento térmico es local se debe procurar que el ancho de la zona calentada sea al menos 5 veces el espesor de la pieza soldada

ACEROS AL Cr-Mo

Materiales de aporte:

Debe ser de bajo hidrógeno

Debe tener la misma C-Q. nominal del material base excepto el %C (<%C)

Para obtener muy buena ductilidad y resistencia a la corrosión se deben utilizar consumibles con bajo %C (0,05%C), pero tienen baja resistencia al creep

Se pueden emplear consumibles de acero inoxidable (tipo 309) para unir aceros Cr-Mo a aceros inoxidables o aleaciones de Ni.

ACEROS AL Cr-Mo

Materiales de aporte:

Los materiales de aporte de inoxidable son preferidos cuando no es posible ejecutar un tratamiento post-soldadura.

Sin embargo, cuando la unión soldada esta sometida a carga cíclica térmica o expuesta en servicio a temperatura elevada (que induzca migración de C al inoxidable o la formación de fase sigma) no es recomendable usar estos consumibles de inox austenítico

Materiales de aporte para acero P91 (9%Cr-1%Mo-V)

Acero Martensítico empleado en plantas térmicas para la fabricación de elementos expuestos a temperaturas entre 550 -600°C y a presiones de hasta 4000 psi.

Esta reemplazando al acero 21/4Cr-1Mo con la ventaja de estructuras mas ligeras:

acero P22 espesor: 180 mm

acero P91 espesor: 66 mm

La resistencia mecánica a elevadas temperaturas es mayor

su temperatura máxima (resistencia a la oxidación) de uso es 38°C superior a la del acero P22.


Restringir el contenido de N y Mn a:

N + Mn < 1,5%

Carbono (0,08 - 0,13%C)

Vanadio (0,15-0,30%V)

Niobio (0,04-0,08%Nb)

Nitrógeno (0,03-0,08%)

Estos límites garantizan unas buenas propiedades frente al creep

Esto evita que se produzcan cambios microestructurales inadecuados durante el tratamiento post-soldadura


Restringir el contenido de N y Mn a:

N + Mn < 1,5%

El depósito de soldadura debe tener la tenacidad suficiente para soportar bien los ensayos de presión y los arranques en los equipos térmicos

Tratamiento térmico Post-soldadura

(750°-760°C) x 2h mínimo

41 Joule (ensayo impacto)

Esto evita que se produzcan cambios microestructurales inadecuados durante el tratamiento post-soldadura

tema 2 13 aceros de baja aleacion resistentes al creep

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