Fenómeno de Termofluencia en Aceros HP-40 Fahramet y Avesta Sometidos a Altas Temperaturas-Edición Única

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Fenómeno de Termofluencia en Aceros HP-40 Fahramet y

Avesta Sometidos a Altas Temperaturas-Edición Única

Title

Fenómeno de Termofluencia en Aceros HP-40 Fahramet y

Avesta Sometidos a Altas Temperaturas-Edición Única

Authors

Alexandre Augusto Zegarra Dos Santos

Affiliation

Tecnológico de Monterrey, Campus Monterrey

Issue Date

1994-08-01

Item type

Tesis

Rights

Open Access

Downloaded

19-Jan-2017 00:21:36

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CAMPUS MONTERREY 

DIVISIÓN DE GRADUADOS E INGENIERÍA 

PROGRAMA DE GRADUADOS EN INGENIERÍA 

FENÓMENO DE TERMOFLUENCIA EN ACEROS HP­40 

FAHRAMET Y AVESTA SOMETIDOS A ALTAS TEMPERATURAS 

TESIS 

PRESENTADA COMO REQUISITO PARCIAL PARA OBTENER 

EL GRADO ACADÉMICO DE 

MAESTRO EN CIENCIAS 

ESPECIALIDAD EN INGENIERÍA MECÁNICA 

ALEXANDRE AUGUSTO ZEGARRA DOS SANTOS 

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CAMPUS MONTERREY 

DIVISIÓN DE GRADUADOS E INGENIERÍA 

PROGRAMA DE GRADUADOS EN INGENIERÍA 

Los miembros del comité de tesis recomendamos que la  presente tesis del Ing. Alexandre Augusto Zegarra dos Santos 

sea aceptada como requisito parcial para obtener el grado  académico de Maestro en Ciencias especialidad en . 

INGENIERÍA MECÁNICA 

Comité de tesis 

Sinodal Asesor Sinodal 

Agosto de 1994  Federico Viramontes, Ph. D. 

(6)

Al Dr. Mario Martínez, al Dr. Jorge Manríquez y al M. C. Eduardo Cárdenas  por fungir como asesor y sinodales en mi trabajo de tesis, y por la valiosa ayuda 

para realizar mi trabajo y todos mis estudios de maestría. 

Al personal del Centro de Sistemas Integrados de Manufactura,  especialmente a todos los del área de Materiales. 

A todos mis amigos. 

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El presente trabajo tuvo como objetivo investigar y comparar la resistencia a la  termofluencia de tres diferentes aceros ( dos comerciales HP­40 de Duraloy, Avesta de  Axel Johnson y uno experimental Fahramet de Kubota), a condiciones similares de  esfuerzo y temperatura, para obtener, de esta manera, los tiempos que demoran para llegar  a su falla, velocidades de deformación y deformación final. 

En condiciones de operación, el acero refractario se encuentra expuesto a presión  y alta temperatura, así como a condiciones de oxidación y corrosión. Sin tomar en cuenta  los efectos de la oxidación y corrosión, los esfuerzos se incrementaron de 4 a 16 veces  para poder realizar los ensayos, a nivel laboratorio, en un lapso de tiempo menor, para así  seleccionar a uno de los 3 aceros y que cumplan los requisitos de operación más  efectivamente. 

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Introducción 

Antecedentes 

2.1 Especificaciones según el estándar ASTM 

2.2 Condiciones reales en planta 

2.3 Propiedades mecánicas 

2.4 Microestructura del material nuevo 

2.5 Termofluencia por dislocación 

Procedimiento experimental 

3.1 Caracterización del material nuevo 

3.2 Propiedades mecánicas 

3.3 Composición química 

3.4 Propiedades de termofluencia 

3.5 Evaluación del dańo a la microestructura 

3.6 Equipo Utilizado 

Resultados 

4.1 Composición química 

4.2 Microestructura del material nuevo 

4.3 Pruebas de termofluencia 

4.3.1 HP­40 (Duraloy) 

4.3.2 Fahramet (Kubota) 

(9)

4.4.1 HP­40 (Duraloy) 44 

4.4.2 Fahramet (Kubota) 47 

4.4.3 Avesta (Axel Johnson) 48 

4.5 Pruebas mecánicas 50 

4.5.1 HP­40 (Duraloy) 50 

4.5.2 Fahramet (Kubota) 51 

4.5.3 Avesta (Axel Johnson) 51 

4.6 Determinación de la curva maestra de Larson­Miller 52 

5 Discusión 54 

5.1 Composición química 54 

5.2 Microestructura del material nuevo 55 

5.3 Pruebas de termofluencia 56 

5.3.1 HP­40 (Duraloy) 57 

5.3.2 Fahramet (Kubota) 57 

5.3.3 Avesta (Axel Johnson) 58 

5.4 Microestructura del material termofluido 58 

5.4.1 HP­40 (Duraloy) 58 

5.4.2 Fahramet (Kubota) 59 

5.4.3 Avesta (Axel Johnson) 59 

5.5 Pruebas mecánicas 60 

(10)

5.5.3 Avesta (Axel Johnson) 60 

5.6 Determinación de la curva maestra de Larson­Miller 61 

6 Conclusiones 62 

(11)

Fig.  1 ­ Propiedades de termofluencia del acero HP­40D pag. 9 

Fig. 2.­ Macroataque a la sección tranversal del HP­40D. pag. 24 

Fig. 3.­ Macroataque a la sección tranversal del Fahramet. pag. 25 

Fig. 4 ­ Macroataque a la sección tranversal del Avesta. pag. 26 

Fig. 5 ­ Microestructura del HP­40 por MEB. pag. 27 

Fig. 6 ­ Microestructura de carburos primarios. pag. 27 

Fig. 7 ­ Microestructura del Avesta con reactivo Vilella. pag. 28 

Fig. 8 ­ Microestructura del Avesta con reactivo Vilella. pag. 29 

Fig. 9.­ Microestructura del Avesta con reactivo Vilella. pag. 30 

Fig. 10 ­ Fotomicrografia de la fase de Titanio. pag. 30 

Fig. 11.­ Microestructura del Fahramet por MEB. pag. 31 

Fig. 12.­ Microestructura de la sección transversal de fractura. pag. 42 

Fig. 13.­ Microfotografía de la fractura del acero. pag. 42 

Fig. 14 ­ Curvas de termofluencia para el calculo de "C". pag. 52 

Fig. 15.­ Curva maestra de Larson­Miller. pag. 53 

Fig. 16.­ Mecanismo de deformación en termofluencia. pag. 56 

Fig. 17.­ HP­40 a 1800°F y 1700°F. pag. 67 

Fig. 18.­ HP­40 a 1900°F. pag. 68 

Fig. 19.­ HP­40 a 2000°F. pag. 69 

Fig. 20.­ Fahramet a 1900°F y 2000°F. pag. 70 

(12)

Fig. 23.­ HP­40 y Fahramet a 2000°F y 4000PSI. pag. 73 

Fig. 24.­ HP­40 y Fahramet a 2000°F y 4000PSI. pag. 74 

Fig. 25.­ HP­40 y Fahramet a 1900°F. pag. 75 

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Tab.  1 ­ Propiedades de mecánicas del acero Avesta.  pag­ 7 

Tab. 2.­ Propiedades de mecánicas del acero HP­40D.  pag­ 8 

Tab. 3.­ Propiedades de termofluencia del acero Avesta.  pag­ 8 

Tab. 4.­ Resumen de los resultados experimentales.  pag­ 21 

Tab. 5.­ Composición química de los materiales estudiados.  pag­ 23 

Tab. 6.­ Fracción volumétrica de las fases presentes.  pag  32 

Tab. 7.­ Matriz para realizar pruebas de termofluencia.  pag­ 34 

Tab. 8.­ Tamańo, densida y ubicación de las microcavidades.  pag­ 43 

Tab. 9.­ Propiedades mecánicas del acero HP­40.  pag­ 50 

Tab. 10 ­ Propiedades mecánicas del acero Fahramet.  pag­ 51 

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1 INTRODUCCIÓN 

Los aceros refractarios son aquellos que resisten altas temperaturas (mayores a 

650°C), también llamados aleaciones resistentes al calor. Los factores más importantes en 

la selección de estos materiales son: termofluencia, resistencia mecánica, oxidación, 

carburización, sulfridización y choque térmico. [Ref. 1 ] 

Los aceros refractarios son utilizados en la industria petroquímica, cementera y 

acerera. En particular, el presente estudio se enfocó dentro de las plantas de producción 

de acero, principalmente, porque el acero refractario es el material del que están hechos 

los tubos que calientan el gas utilizado para reducir el óxido de fierro en forma directa. 

El sistema de reducción directa tiene dos etapas de calentamiento de gas. En la 

etapa de convección, la entrada de gas proceso entra a 50°C y sale a 550°C. 

Subsecuentemente viene la etapa de radiación en donde están instalados actualmente tubos 

del acero HP­40, el cual, al entrar, se separa en 2 calentadores que están conformados en 

6 arpas cada uno. Cada arpa se subdivide en 4 tubos, de 9 metros. A la salida tenemos una 

temperatura de 935°C; y este gas entra posteriormente al reactor de reducción. 

Entre las condiciones de operación cabe mencionar que los tubos tienen un 

diámetro interno de 6" y 7" el externo, donde la presión absoluta de trabajo es de 5.5 

Kg/cm2

(15)

El criterio de remplazo de los tubos es que estos al llegar a un 3% de deformación 

son desechados ( Monterrey ­ HYLSA ) por un criterio de seguridad; posteriormente los 

(16)

El presente trabajo es una continuación de la tesis para obtener el grado de Doctor 

en Ingeniería de Materiales de Juan Osear Molina "Evolución Microestructural del Acero 

Refractario HP­40+Nb Sometido a Altas Temperaturas", por lo cual se utilizaron muchos 

artículos referenciados en este trabajo. La principal contribución del presente trabajo, es lo 

referente al comportamiento a termofluencia de tres aceros refractarios experimentales 

para el proceso HYLIII, bajo atmósfera reductora, realizando una extensa búsqueda 

bibliográfica sobre termofluencia o propiedades mecánicas a altas temperaturas de los tres 

aceros a tratar específicamente o aceros refractarios más generalmente. Otro punto muy 

importante a tratar para realizar este trabajo fue el de la selección de la máquina para hacer 

la experimentación necesaria por lo cual se priorizó los objetivos que se buscan y se llegó 

a la selección de la máquina ATS 2320 la cual trabaja a carga constante tal cual son las 

condiciones reales de la planta y nos registra deformaciones hasta de 1/2 pulgada, por lo 

cual justificamos la compra de nuestro equipo y además nos da la opción de agregar una 

cámara de atmósfera controlada para simular las condiciones exactas de la planta. 

El frnanciamiento de este trabajo de investigación, así como la adquisición del 

equipo fue proporcionado por el Consejo Nacional de Ciencia y Tecnología. 

Los materiales utilizados en la experimentación fueron donados por HYLSA 

debido a la cooperación del Ing. Ricardo Viramontes. 

Las instalaciones donde se efectuaron los experimentos son parte del Centro de 

Sistemas Integrados de Manufactura, y fue posible utilizarlo debido al apoyo del 

Dr. Eugenio García Gardea. 

(17)

La realización de ésta tesis fue posible gracias al Dr. Mario Martínez Hernández al 

conseguir todo el apoyo necesario para realizar esta investigación, así como su valiosa 

(18)

2.1 ESPECIFICACIONES SEGÚN EL ESTÁNDAR ASTM Y FABRICANTES 

Los aceros refractarios están reglamentados por las normas ASTM A­217, A­297, 

A­351, A­567 y A­608. En lo particular las composiciones químicas de estos materiales 

son: 

HP­40 Duraloy (C­0.4%, Si ­1.0%, Mn ­0.64%, Cr ­25,1%, Ni ­34.7%, 

Nb­1.2%). 

Fahramet Kubota (C­0.44%, Si ­1.55%, Mn ­0.74%, Cr ­28,8%, Ni ­34.53%, 

Nb ­0.89%). 

Avesta Axel Johnson (C­0.04%, Si ­1.4%, Cr ­24,8%, Ni ­34.7%, N­0.144%, 

Ce ­0.072%). 

Las propiedades mecánicas de los aceros HP que son los que se quieren mejorar son: 

Esfuerzo Máximo 62500 psi 

Esfuerzo de Cedencia 34000 psi 

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2.2 CONDICIONES REALES EN PLANTA 

Para describir las condiciones reales de operación de los tubos se describirá el 

proceso de calentamiento del gas proceso dentro del sistema de reducción directa donde 

se encuentran instalados estos tubos. El sistema de reducción directa consta de dos etapas 

de calentamiento del gas proceso las cuales son una etapa de convección y la otro de 

radiación. 

La etapa de convección tiene la entrada del gas proceso a 50°C y sale a 550°C, 

luego viene la etapa de radiación en donde están instalados actualmente el acero HP­40, el 

cual al entrar se separa en dos calentadores que están conformados en seis arpas, las 

cuales a su vez se subdividen en cuatro tubos, de nueve metros cada uno, donde al final 

del transcurso el gas proceso alcanza una temperatura de 935°C; y entra al reactor de 

reducción. Por su parte para poder calentar el gas a esta temperatura se quema por fuera 

de los tubos gas natural que a su vez alcanza una temperatura de 1100°C a la salida de la 

cámara de calentamiento. 

Entre las condiciones de operación cabe mencionar que los tubos tienen un 

diámetro interno de 6 pulgadas y externo de 7 pulgadas, donde la presión absoluta de 

trabajo es de 5.5 Kg/cm2 donde tenemos que los esfuerzos máximos están en el interior del 

tubo y son de 510.6538 psi [Ref. 12]. 

La composición del gas proceso es  ( 6 9 ­ 72 % H2, 5 % CH4, 14 % CO, 3 % C02, 

(20)

deformación, en Monterrey planta HYLIII, y de un 20 % de deformación en Puebla planta 

HYLIII para maximizar el uso de los tubos, posteriormente al uso, los tubos son vendidos 

como chatarra. 

2.3 PROPIEDADES MECÁNICAS 

Las propiedades mecánicas de los materiales a tratar en este trabajo, se obtuvieron 

de folletos de los proveedores de los materiales, como se muestra a continuación: 

Valores típicos a temperatura 

ambiente 

Rolado en 

Caliente 

Rolado en 

Frío 

Esfuerzo de Cedencia al 0.2% psi  43510  51485 

Esfuerzo de Cedencia al 1.0% psi  47860  58010 

Esfuerzo Ultimo psi  97895  102970 

Elongación %  50  50 

Dureza HRB  82  89 

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Valores típicos a temperatura  ambiente  Vaciado  Centrifugado  Vaciado  Estático 

Esfuerzo de Cedencia al 0.2% psi  32630 min.  32630 min. 

Esfuerzo Ultimo psi  63815 min.  63815 min. 

Elongación %  30  25 

Dureza HV  190  190 

Tabla 2.­ Propiedades mecánicas del acero HP­40 de Duraloy  El Fahramet de Kubota debido a que es una aleación experimental a pedido de  HYLSA no presenta esta información por lo cual la información que obtenemos en este  trabajo no tendrá un valor de comparación con algún estándar excepto que los valores de  sus propiedades mecánicas serán similares a la de los otros aceros.  Las propiedades de termofluencia de los materiales a tratar en este trabajo, se  obtuvieron de folletos de los proveedores de los materiales, como se muestra a  continuación: 

psi  600°C  700°C  800°C  900°C  1000°C  1100°C 

Creep strain 

Ra 1/10,000  9717  4205  2102  1015  507  261 

Ra 1/100,000  5511  2465  1160  580  290  145 

Creep rupture 

Rkm 10,000  15808  7541  3553  1740  913  522 

Rkm 100,000  9281  4205  2030  986  507  290 

(22)

MANAURITE 36 X 

v v v ¥ v v y y y ? v y y y

Figura 1.­ Propiedades de termofluencia del acero HP­40 de Duraloy. 

El Fahramet de Kubota debido a que es una aleación experimental a pedido de 

HYLSA no presenta esta información por lo cual la información que obtenemos en este 

(23)

2.4 MICROESTRUCTURA MATERIAL NUEVO 

La mayor parte de los aceros refractarios son fundiciones vaciadas, en el caso de 

nuestros aceros, los tubos se vacían por centrifugado y las conexiones por vaciado 

estático. 

Durante el enfriamiento en el molde, la primera fase en solidificar es la austenita sin 

formarse carburos. La austenita solidifica en forma dendrítica. La última parte en 

solidificar lo hace en forma eutéctica austenita­carburo, en regiones interdendríticas. Por 

esta forma de enfriamiento, la microestructura es de carburos primarios en una matriz 

austenítica [Ref. 1­9] en ocasiones se encuentran inclusiones de sulfuro de manganeso 

[Ref. 10]. 

La forma de los carburos primarios se presenta de forma laminar y de esqueleto 

[Ref. 3]. Donde encontramos carburos eutécticos del tipo M7C3 [Ref. 11]. 

Debido a la gran rapidez de enfriamiento, la composición química de la austenita 

queda fuera de equilibrio como una solución sólida sobresaturada de carbono [Ref. 4 y 5]. 

Los aceros HP son austeníticos a todas las temperaturas [Ref. 6 y 7]. El HP no es 

susceptible a la fragilización por precipitación de fase sigma [Ref.  5 ­ 7 ] . 

La macroestructura está formada por una parte de granos columnares, de un 20% 

a 50% [Ref. 3] y el resto equiaxiales. La zona columnar es la que solidifica primero. En el 

(24)

que es la parte que esta en contacto con el molde. En el vaciado estático, los granos 

columnares crecen desde las paredes del molde Hacia el centro del espesor de la pieza, 

quedando los granos equiaxiales en la región central. 

El Avesta es una aleación austenítica para altas temperaturas con 25% de cromo y 

35% de níquel. Esta aleación esta especialmente diseńada para aplicaciones donde existe 

un alto riesgo de una carburización o una nitruración, cuando se usa aceros para altas 

temperaturas con bajos contenidos de níquel o aleaciones de níquel con bajo cromo y alto 

níquel. 

El Avesta es un acero que cubre la mayor parte de los requerimientos y en un 

amplio rango de temperaturas, donde una de sus principales características es que viene 

aliado con tierras raras. 

La alta aleación de cromo y níquel con un agregado de silicio y tierras raras 

proveen una excelente resistencia a la carburización y nitruración, además que las tierras 

raras promueven la gran resistencia a la oxidación y también la ductilidad en caliente de 

este material. 

En los tres aceros se ven varios tipos de precipitados los cuales van a tener una 

fuerte influencia sobre los resultados finales de termofluencia, por eso se tuvo la 

precaución de cuantifícar los carburos presentes, estos dividiéndolos en precipitados en 

frontera de grano y precipitados en la matriz austenítica, los resultados se muestran en el 

(25)

2.5 TERMOFLUENCIA POR DISLOCACIÓN. 

La termofluencia por dislocación es el proceso que suele ocurrir cuando 10"4

<CT

/G< 10"2

 mediante deslizamiento de dislocaciones ayudado por difusión de vacancias 

(cuando un obstáculo es vencido). La teoría fundamental de la termofluencia por 

dislocación es la de Weertman. Esta teoría, para la etapa donde la velocidad de 

deformación es mínima, está basada en el ascenso o trepado de las dislocaciones como 

control de la velocidad. En su primera teoría, Weertman, utiliza las cerraduras de 

Cottrell­Lomer como barreras de deformación plástica; en su segunda, aplicado a 

metales HP, no existen este tipo de barreras pero se asumen otras. Las cerraduras de 

Cottrell­Lomer son formadas por dislocaciones que se intersecan y reaccionan, y son 

los obstáculos para el libre deslizamiento de las dislocaciones. Las dislocaciones, 

entonces, tienden a trepar estas cerraduras para vencerlas. Sin embargo, las 

dislocaciones son generadas continuamente por las fuentes de Franck­Read en el plano 

horizontal y cuando son vencidas las antiguas cerraduras son remplazadas por otras. 

La velocidad de termofluencia esta dada por: 

e = C an exp ( ­ Q D / K T )

K T

donde C es una constante; QD es la energía de activación por difusión; a es el esfuerzo 

aplicado a una dislocación y n es el número de dislocaciones montadas; K y T sus 

(26)

3 PROCEDIMIENTO EXPERIMENTAL 

Con el objetivo de evaluar las propiedades de termofluencia de los aceros HP­40 

(Duraloy), Fahramet (Kubota) y Avesta (Axel Johnson); se realizaron varias pruebas y 

ensayos, así como caracterización metalográfíca de los aceros en estado nuevo y del dańo 

del material después de termofluido. 

Como primera parte se hizo una caracterización del material nuevo, para 

posteriormente hacer una evaluación de sus propiedades mecánicas, composición química 

y propiedades a termofluencia así como el dańo y caracterización de éste. 

El material para realizar estos ensayos fue de un tramo de tubo de HP­40 y 

Fahramet de 6 pulgadas de diámetro, 13 pulgadas de longitud y 0.75 de espesor de la 

pared; una placa de 12 X 12 X 0.75 pulgadas donde se obtuvieron las muestras para 

metalografías y probetas de termofluencia, donde todo este material fue cedido por 

(27)

3.1 CARACTERIZACIÓN DEL MATERIAL NUEVO 

Con el objetivo de poder saber las características metalográficas de los materiales 

en estado nuevo se hace una evaluación microestructural para así cuantifícar e identificar 

las fases presentes de los materiales, así como la morfología de la estructura granular y 

fases primarias. 

Para obtener las características microestructurales se realizaron diversas 

metalografías del material nuevo por microscopía óptica y electrónica de barrido, también 

se disolvieron los aceros para poder observar la morfología de los carburos extraídos de la 

matriz austenítica. Estos resultados se reportan en el siguiente capítulo de esta tesis. 

Además se realizó una conteo de los precipitados en matriz y en frontera de grano, para 

poder saber la influencia de estos sobre las propiedades de termofluencia finales, donde 

(28)

3.2 PROPIEDADES MECÁNICAS 

Para obtener las propiedades mecánicas de los tres materiales se siguió el 

procedimiento sugerido por la norma ASTM E­8 donde se maquinaron subespecimenes de 

la probeta estándar debido al espesor máximo del material que se disponía para tal efecto, 

pero se observaron todos los detalles para que estas pruebas sean validas para cualquier 

comparación posterior. 

Las probetas se maquinaron redondas de 0.30 pulgadas de diámetro, 1 pulgada de 

longitud calibrada para prueba y una longitud total de 4 pulgadas; donde se ensayaron a 

tensión en la máquina universal MTS que se describe en el punto 3.6 y la dureza se midió 

en la escala Rocwell B en el Durometro que se describe en el punto 3.6, ambos equipos 

del Laboratorio de Materiales Industriales del Centro de Sistemas Integrados de 

Manufactura del ITESM 

3.3 COMPOSICIÓN QUÍMICA 

Para obtener la composición química de los materiales se recurrió al Laboratorio 

de Materiales Industriales del Centro de Sistemas Integrados de Manufactura de ITESM y 

al Laboratorio Químico de HYLSA, donde mediante técnicas de ICP y el analizador de 

carbono y azufre, se obtuvo la composición exacta de los materiales con los que 

(29)

3.4 PROPIEDADES DE TERMOFLUENCIA 

Para obtener las propiedades de termofluencia de los tres materiales se siguió el 

procedimiento sugerido por la norma ASTM E­139, donde se maquinaron subespecimenes 

de la probeta estándar debido al espesor máximo del material que se disponía para tal 

efecto, pero se observaron todos los detalles para que estas pruebas sean validas para 

cualquier comparación posterior. 

Las probetas se maquinaron redondas de 0.30 pulgadas de diámetro, 1 pulgada de 

longitud calibrada para prueba y una longitud total de 4 pulgadas; donde se ensayaron a 

termofluencia en la máquina ATS que se describe en el punto 3.6 del Laboratorio de 

Materiales Industriales del Centro de Sistemas Integrados de Manufactura de ITESM 

3.5 EVALUACIÓN DEL DAŃO 

El dańo se cuantificó mediante la cantidad y tamańo de las microcavidades que se 

observen en la microestructura de los aceros evaluados, donde se evaluó la forma de éstas 

así como también la ubicación en donde se encuentran con respecto a los demás aceros, 

con estos puntos se podrá tener bien identificados todos los puntos que nos indiquen el 

(30)

Microscopio óptico 

Marca: Olimpus 

Modelo: PMG3 

Microscopio de platina invertida, con campo claro, campo obscuro, luz polarizada, 

contraste Numarski y filtros integrados. 

Microscopio electrónico de barrido (MEB) 

Marca: Zeiss 

Modelo: DSM 960 

Imagen de electrones secundarios (resolución de 4nm) y electrones 

retrodispersados. 

Equipado con espectómetro de dispersión de energía de rayos X 

Marca: Kevex 

Modelo: Deltaclass Analyzer 

Resolución de 109 a 677 eV, detecta cualitativamente a partir del Boro y 

cuantitativamente a partir del Sodio 

Hornos eléctricos de resistencia 

Marca: Thermolyne 

Modelo: S46110TM 

(31)

4. Analizador de carbono y azufre 

Marca: Lcco 

Modelo: CS­244­784­000 

Rango: carbono de 0 a 3.5% 

azufre de 0 a 3.5% 

Sensibilidad: carbono 3 cifras significativas 

azufre 3 cifras significativas 

Precisión: carbono 0.5% 

azufre 0.2% 

5. Espectómetro de emisión atómica inducido por plasma (ICP) 

Marca: Thermo Jarrel Ash 

Modelo: Atom Sean 25 

Determina 72 elementos secuencialmente, limite de detección 1 PPB, controlado 

por computadora 

6. Máquina Universal 

Marca: Material Test System (MTS) 

Modelo: 810 

Máquina hidráulica con control digital servo hidráulica de lazo cerrado asistido por 

computadora. 

(32)

Marca: Officine Galileo 

Modelo: Ergotest Digi 25 Rs 

Para escalas Rockwell A, B, C, D, E, F, G, H, K 

Máquina de termofluencia 

Marca: Applied Test Systems (ATS) 

Modelo: 2320 

Mecánica de operación semiautomática, temperatura máxima de operación 1200°C 

y extensometro calibrado hasta 0.5 pulgadas, con horno de tres zonas con control 

(33)

4 RESULTADOS 

Este capítulo se ordenó de tal manera que se tenga una perspectiva general del 

trabajo desarrollado durante 12 meses, se separan los resultados obtenidos por 

microscopía de los resultados que vienen de las pruebas de termofluencia, donde en la 

última parte se exponen los resultados de las pruebas mecánicas y se muestran los 

(34)

21  Tabl a 4. ­ Resume n d e lo s resultado s experimentales

co 

­V I ro  co 

co 

ro  en  VJ en 

oo 

| PRUEBA |  fNUMERO DE|  1 3000  2000  4000  I 3000  4000 I  2000 i  | 3000 |  | 4000 j  I 3000 |  | 4000 |  i 6000 ]  6000  8000  8000  PSI

 l 

ESFUERZO!  | 14.5  21.75  81.15  | 43.3  6.93 \  co  55.58  398.5 |  135.6 \  5.55 |  42.89 

bo 

32.65  RUPTURA HRS|  TIEMPO DE |  | 49.26 

55

.31 

36.62  | 22.98  31.72  18.54 ˇ 

I

 26.5 . |  | 52.88 !  | 16.59 |  | 48.67 |  50.84  48.96  35.02  FINAL % |  DEFORMACIÓN]  \ 52.45  45.53  58.13 

I

 54.7  74.31  39.22  | 39.56 |  | 60.94 ˇ  | 27.86 |  | 53.33 |  f 66.42 |  49.38  59.02  •n en  DE ÁREA % |  REDUCCIÓN!  en 

AVESTA AXEL JOHNSON A 1900°F O 1038°C 

en 

AVESTA AXEL JOHNSON A 2000°F 0 1093°C 

ro  io 

FAHRAMET KUBOTA A 1900°FO 1038°C 

en  en 

| FAHRAMET KUBOTA A 2000°F 01093°C | 

­

ro  en  en 

| HP­40 DURALOY A 2000°F 01093°C 

ro  co  00

HP­40 DURALOY A 1900°F 0 1038°C | 

00 ro 

HP­40 DURALOY A 1800°l 

10.5 

HP­40 DURALOY A 1700°F 0 927°C | 

V? «V DEFORMACIÓN, 

AVESTA AXEL JOHNSON A 1900°F O 1038°C 

AVESTA AXEL JOHNSON A 2000°F 0 1093°C 

39.5 

FAHRAMET KUBOTA A 1900°FO 1038°C 

ro  ro  CO

| FAHRAMET KUBOTA A 2000°F 01093°C | 

ro  00 co 

| HP­40 DURALOY A 2000°F 01093°C 

lo  co  o 

| 49.5  ro  en 

HP­40 DURALOY A 1900°F 0 1038°C | 

ro  ro  ro  'en 

HP­40 DURALOY A 1800°l 

00

HP­40 DURALOY A 1700°F 0 927°C | 

[ HRS |  [ TIEMPO  I • 0.547345 

AVESTA AXEL JOHNSON A 1900°F O 1038°C 

1.106194 

AVESTA AXEL JOHNSON A 2000°F 0 1093°C 

0.001169 

FAHRAMET KUBOTA A 1900°FO 1038°C 

| . 0.026348 |  0.763941 

| FAHRAMET KUBOTA A 2000°F 01093°C | 

0.001811  | 0.05208 ]  | 0.87412 | 

| HP­40 DURALOY A 2000°F 01093°C 

| 0.004179 |  | 0.04545  | 2.21239 

HP­40 DURALOY A 1900°F 0 1038°C | 

0.27289 ! 

F

 0 982°C 

0.476303 

HP­40 DURALOY A 1700°F 0 927°C | 

DE CREEP %/HRSˇ  | MENOR RAZÓN | 

I

 0.37 

AVESTA AXEL JOHNSON A 1900°F O 1038°C 

0.18 

AVESTA AXEL JOHNSON A 2000°F 0 1093°C 

4.13 

I

 1­15­

 l 

0.03  0.47  | 0.28 |  | 0.22 | 

I

 0.24  o  ro  | 0.025  0.011  0.007  0.04  | 0.20%  p  lo  0.45  CO [ 9.98 ]  0.15  127.76  [ 4.82

 i 

I

 0.67 |  I 27.75  •u  co  | 0.105  0.325  0.06  0.32  | 0.50% 

I

 1.73 |  0.84  28.89 

I

 17.7 |  0.77  189.25 

I

 14.3 |  | 1.04 |  | 122.5  | 15.8  | 0.28  1.67  0.17  0.95  | 1.00%  | 10.41 |  7.14  67.14 

I 39.26 I 

5.47 |  391.55 | 

00

I

 7.06

 I 

I 385.8 I 

I

 96.9

 I 

I

 2.96

 I 

(35)

4.1 COMPOSICIÓN QUÍMICA 

Para poder establecer la composición química de los tres materiales se utilizaron 

dos métodos básicamente para poder establecer los porcentajes de los materiales lo más 

preciso posible, donde el carbono y el azufre se encontraron con el analizador de carbono 

y azufre y el níquel, cromo, manganeso, silicio, niobio, titanio, cobre, molibdeno y vanadio 

se adquirieron con el ICP. Donde los resultados de estos análisis se muestran en la tabla 5. 

Cabe mencionar que los elementos de nitrógeno y cerio quedaron pendientes debido a que 

ninguno de los laboratorios contaba con los estándares para tomar las mediciones de 

(36)

ELEMENTO %  HP­40  FAHRAMET  AVESTA 

CARBONO  0.42  0.41  0.06 

AZUFRE  0.008  0.005  0.012 

NÍQUEL  34.69  34.16  35.44 

CROMO  26.30  28.31  25.92 

MANGANESO  0.87  0.69  1.23 

SILICIO  0.015 

0.85 

NIOBIO  1.10  0.70 

TITANIO 

0.02 

COBRE  0.015  0.02  0.23 

MOLIBDENO 

0.20 

VANADIO  0.031  0.033  0.051 

Nota: los resultados de los análisis químicos se obtuvieron del laboratorio de materiales 

industriales del ITESM y del laboratorio químico de HYLSA. 

Tabla 5.­ Composición química de los materiales estudiados. 

(37)

4.2 MICROESTRUCTURA MATERIAL NUEVO. 

Se realizó un macro ataque, en su condición de nuevo, a cada uno de los aceros 

refractarios para revelar los granos. La macroestructura se reveló utilizando como reactivo 

de ataque el denominado "Beraha's". 

En la figura 2 se presenta la macroestructura del acero refractario HP­40 Duraloy. 

Se puede observar la presencia de granos alargados o basálticos en la parte externa del 

tubo, mientras que en la parte central e interna se aprecian granos equiaxiales. También es 

posible observar la estructura dendrítica presente en los granos. 

(38)

En la figura 3 se presenta la macroestructura del acero refractario Fahramet. Este 

acero se observa la presencia de granos basálticos en la parte externa y central del tubo. 

Los granos equiaxiales, los cuales son escasos, se concentran en la parte central e interna 

del tubo. 

Figura 3.­ Macroataque de la sección transversal del Fahramet con reactivo Beraha's 7.5X 

Ambos aceros fueron vaciados en su proceso de fabricación, las diferencias en sus 

macroestructuras se deben al procedimiento de enfriamiento utilizado y la presencia de 

agentes nucleantes. La especificación del proceso de manufactura no fue proporcionada 

(39)

En la figura 4 se presenta la macroestructura del acero refractario Avesta. Es 

notoria la presencia de bandas en la parte central de la placa, debido a una recristalización 

incompleta, este material fue rolado en caliente durante su proceso de manufactura. 

Figura 4.­ Macroataque de la sección transversal del Avesta con reactivo Beraha's 7.5X 

En la figura 5 se muestra la microestructura del acero HP­40 por microscopia 

electrónica. Este material presenta una estructura dendrítica con precipitados 

interdendriticos gruesos y finos (carburos primarios). El precipitado de estructura gruesa 

se presenta con coloración oscura. El precipitado fino laminar se presenta con coloración 

clara. Un análisis por EDS indica que la fase oscura es un carburo del tipo M7C3 rico en 

(40)

# 2me 

HP40­D 

NUEUO 

ITESM 

Figura 5.­ Microestructura del HP­40 por microscopía electrónica de barrido 500X 

(41)

En la figura 6 se presenta la imagen obtenida por microscopia electrónica de 

barrido de los carburos obtenidos por disolución anodica del HP­40 nuevo 

presumiblemente de Cromo y Niobio basado en los resultados de investigación previa del 

acero HP­40 (Kubota). 

En la figura 7 se presenta la fotografía obtenida por microscopia electrónica de 

barrido del material refractario Avesta. Este material presenta una distribución equiaxial de 

granos con precipitados finos, en su mayoría, distribuidos en los limites de grano y en 

bandas de recristalización incompletas; en menor grado también presenta precipitados 

dentro de los granos con un tamańo de grano ASTM 5, donde también se observa la 

presencias de maclas. 

(42)

En la figura 8 se aprecian las bandas de recristalización incompleta y la presencia 

de maclas, se observan precipitados en las bandas y en los limites de grano. En la figura 9 

y 10 se observa la fase rica en titanio (presumiblemente carbunitruros de Titanio), la cual 

presenta caras planas. También se observa la presencia de fases ricas en Silicio, Cromo y 

Níquel. 

(43)
(44)

La figura 11 muestran el aspecto, en su condición de nuevo, del acero Fahramet. 

Se muestra el material en su condición de vaciado. Este material presenta carburos de 

Niobio más alargados y menos finos que el HP­40, Donde también encontramos una 

estructura dendrítica. 

Por medio de un analizador de imágenes se obtuvieron las fracciones volumétricas 

que ocupan los precipitados en la matriz así como los precipitados en frontera de grano, 

como se muestra en la tabla 6, lo cual nos podrá dar una referencia de las propiedades de 

(45)

FRACCIÓN VOLUMÉTRICA EN  FAHRAMET  HP­40  AVESTA 

MATRIZ AUSTENÍTICA  0.974219  0.947587  0.988467 

PRECIPITADOS EN FRONTERA  0.024781  0.052382  0.01118 

PRECIPITADOS EN MATRIZ  0.001  0.000031  0.000353 

Tabla 6.­ Fracción volumétrica de cada una de las fases presentes en los tres materiales 

nuevos. 

Los aceros Avesta y Fahramet en estado nuevo se encuentran con la matriz 

saturada de carburos, lo cual es lo contrario que sucede en el acero HP­40 que con la 

temperatura comienza la precipitación de carburos [Ref. 1]. 

Posiblemente los aceros Avesta y Fahramet recibieron un tratamiento de 

acondicionamiento (precipitación controlada a 600­700°C, 90­120 min., de finos carburos 

(46)

4.3 PRUEBAS DE TERMOFLUENCIA. 

Con tal de poder apreciar de una manera más objetiva los resultados de las pruebas 

de termofluencia se separaron los tres materiales, de tal forma que se pueda observar de 

forma clara las diferencias entre ambos. 

Se hicieron 22 pruebas de termofluencia de los tres materiales para poder realizar 

una comparación entre ambos, de las cuales 14 fueron realizadas hasta la ruptura del 

material y las demás o fueron abortadas o sirvieron para corroborar resultados de otras 

pruebas, con este motivo en la siguiente sección se identifica las pruebas concluidas con el 

numero de prueba, la temperatura y el esfuerzo de estas. 

Finalmente se muestra en la tabla 4 el resumen de los resultados obtenidos por las 

pruebas que llegaron a concluirse siguiendo todos los parámetro según norma ASTM. 

En la tabla 7 se comparan los resultados experimentales obtenidos de las pruebas del 

(47)

Esf. en KSI  T a 1600°F  T a 1700°F  T a 1800°F  T a 1900°F  T a 2000°F  P. L. M. 

10  74  XX  XX  44.25 

369  34  0.5  XX  45.75 

9726  766  79 

42.89 

10  5.55 

48 

XX  11902  1083  116 

135.6 

16  11.1 

50.5 

XX  XX  1575  464 

398.5 

58  55.58 

52 

XX  XX  XX  779  496 

413 

54 

XX  XX  XX  XX  7264  56.5 

P. L. M. =  T ( 2 0 +  l o g t ) x 1E­3 

T en °K y t en Horas 

(48)

4.3.1 HP­40 (DURALOY) 

El acero HP­40 es el que presentó el mayor tiempo para llegar a fracturarse en las 

pruebas de termofluencia que se realizaron, donde fue superior a los otros dos aceros y 

presenta la segunda fase estable de termofluencia por un periodo mayor que los demás 

materiales a los cuales les realizamos las pruebas. 

Prueba #1, 1900°F, 4000 psi Fig. 18, 22 y 25 

Tiempo de ruptura: 135.6 Horas 

Deformación final: 44 % 

Reducción de área: 53.33 % 

Mínima velocidad de deformación: 0.04545 %/Horas 

3ra Etapa Deformación: 3.4% Tiempo: 49.5 Horas 

Prueba #2, 2000°F, 4000 psi Fig. 19, 24 y 26 

Tiempo de ruptura: 11.1 Horas 

Deformación final: 52.88 % 

Reducción de área: 60.94 % 

Mínima velocidad de deformación: 0.87412 %/Horas 

(49)
(50)
(51)

Prueba #9, 1700°F, 8000 psi Fig. 17 

Tiempo de ruptura:  32.65 Horas 

Deformación final:  35.02 % 

Reducción de área:  4 6 % 

Mínima velocidad de deformación: 0.476303 %/Horas 

3ra Etapa  Deformación:  10.5 %  Tiempo:  18 Horas 

4.3.2 FAHRAMET (KUBOTA) 

El acero Fahramet es el que presenta las menores razones de termofluencia para 

posteriormente acelerar esta razón y llegar a fractura antes que el HP­40 en general las 

pruebas de este material cumplieron con las perspectivas realizadas. 

Prueba #12, 1900°F, 4000 psi Fig. 20,22 y 25 

Tiempo de ruptura: 81.15 Horas 

Deformación final: 36.62% 

Reducción de área: 58.13% 

Mínima velocidad de deformación: 0.001169 %/Horas 

(52)

Prueba #13, 2000°F, 4000 psi Fig. 20,24 y 26 

Tiempo de ruptura: 6.93 Horas 

Deformación final: 31.72 % 

Reducción de área: 74.31 % 

Mínima velocidad de deformación: 0.763941 %/Horas 

3ra Etapa Deformación: 4.5 % Tiempo: 3.7 Horas 

Prueba #14, 2000°F, 3000 psi Fig. 20, 23 y 26 

Tiempo de ruptura: 43.3 Horas 

Deformación final: 22.98 % 

Reducción de área: 54.7 % 

Mínima velocidad de deformación: 0.026348%/Horas 

(53)

4.3.3 AVESTA (AXEL JOHNSON) 

De los tres materiales los del Avesta fue muy inferiores en las pruebas de 

termofluencia, pero esto se debe a que el material estaba fuera de especificaciones y los 

resultados hacen que sea muy dificil analizar el comportamiento de termofluencia de este 

material en condiciones normales. 

Prueba #17,2000°F, 2000 psi Fig. 21 y 26 

Tiempo de ruptura: 21.75 Horas 

Deformación final: 55.31 % 

Reducción de área: 45.53 % 

Mínima velocidad de deformación: 1.106194 %/Horas 

3ra Etapa Deformación:  1 5 % Tiempo: 10 Horas 

Prueba #18,1900°F, 3000 psi Fig. 21 y 25 

Tiempo de ruptura: 14.5 Horas 

Deformación final: 49.26 % 

Reducción de área: 52.45 % 

Mínima velocidad de deformación: 0.547345 %/Horas 

(54)

4.4 MICROESTRUCTURA MATERIAL TERMOFLUIDO. 

Para poder analizar el dańo efectuado a la microestructura se hizo dos tipos de 

análisis, primero se hizo una inspección por microscopio óptica para poder cuantifícar la 

cantidad de microcavidades en los aceros, donde posteriormente se observaron en 

microscopia electrónica de barrido para poder ver el efecto en las diferentes fases y la 

diferencia con respecto a la microestructura inicial, Tabla 8. 

Las fotografías por microscopia electrónica de barrido con electrones secundarios 

se ven en forma muy similar para todas las pruebas, ya que las catorce pruebas se realizan 

a intervalos semejantes de temperatura y esfuerzo. 

El resultado se muestra en las Fig. 12 y 13 donde se observa, una fractura 

intergranular por crecimiento de las microcavidades provocado por termofluencia de ley 

de potencia (" power law creep "), donde, la fractura, fue totalmente dúctil, viéndose muy 

claramente que hubo un desprendimiento de los granos debido al acumulamiento de 

microcavidades en las fronteras de grano, además se observa que los granos se encuentran 

alargados en el sentido de los esfuerzos de las prueba de termofluencia. Este tipo de 

fractura se observó en todas las pruebas realizadas. 

Los precipitados en frontera de grano son continuos con un espesor promedio de 10 

mieras y alrededor de todos los granos, los precipitados en la matriz son esféricos con 

tamańos de 2 a 5 mieras y generalmente se encuentran más cerca de las fronteras de los 

(55)
(56)

Tamańo  promedio de  cavidades  Densidad de  cavidades  cm/mm!  Ubicación  de las  cavidades  Temperatura  de la prueba  °F  Tiempo  para llegar  a fractura  Esfuerzo  de la  prueba 

mieras  Horas  psi 

Prueba  # 1  10  2250  General  1900  135  4000 

Prueba # 2  375  Frontera  2000  11  4000 

Prueba # 3  425  Frontera  2000  55  3000 

Prueba # 4  350  Frontera  2000  413  2000 

Prueba # 5  600  Frontera  1900  398  3000 

Prueba # 6  775  Frontera  1800  42  6000 

Prueba # 7  12  1850  General  1900  6000 

Prueba # 8  725  Frontera  1800  8000 

Prueba # 9  475  Frontera  1700  32  8000 

P r u e b a # 1 2  325  Frontera  1900  81  4000 

Prueba* 13  600  Frontera  2000  4000 

Prueba  # 1 4  400  Frontera  2000  43  3000 

Prueba  # 1 7  13  1050  General  2000  21  2000 

Prueba* 18  10  750  General  1900  14  3000 

Prueba # 20  2000  General  1900  71  4000 

Prueba  # 2 1  750  General  1900  4000 

Prueba # 22  1550  General  1900  30  4000 

Tabla 8.­ Tamańo, densidad y ubicación de las microcavidades en las diferentes pruebas 

(57)

4.4.1 HP­40 (DURALOY) 

En el acero HP­40 es el que presenta una mayor diversidad de densidad y tamańo 

de microcavidades que los otros acero, donde únicamente presenta estas en matriz cuando 

la densidad es muy alta así como también presenta un tamańo de microcavidades mayor 

que de las demás pruebas. El tamańo de grano no se altera en las pruebas de termofluencia 

realizadas en este trabajo. 

Prueba #1, 1900°F, 4000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 10 mieras 

Densidad de microcavidades: 2250/mm2 

Precipitados en matriz: Si 

Precipitados en frontera de grano: Si 

Prueba #2, 2000°F, 4000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 7 mieras 

Densidad de microcavidades: 375/mm2 

Precipitados en matriz: No 

(58)

Prueba #3, 2000°F, 3000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 6 mieras 

Densidad de microcavidades: 425/mm2 

Precipitados en matriz: No 

Precipitados en frontera de grano: Si 

Prueba #4, 2000°F, 2000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 6 mieras 

Densidad de microcavidades: 350/mm2 

Precipitados en matriz: No 

Precipitados en frontera de grano: Si 

Prueba #5,1900°F, 3000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 7 mieras 

Densidad de microcavidades: 600/mm2 

Precipitados en matriz: No 

(59)

Prueba #6, 1800° F, 6000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 7 mieras 

Densidad de microcavidades: 775/mm2 

Precipitados en matriz: No 

Precipitados en frontera de grano: Si 

Prueba #7, 1900°F, 6000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 12 mieras 

Densidad de microcavidades: 1850/mm2 

Precipitados en matriz: Si 

Precipitados en frontera de grano: Si 

Prueba #8, 1800°F, 8000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 6 mieras 

Densidad de microcavidades: 725/mm2 

Precipitados en matriz: No 

(60)

Prueba #9, 1700°F, 8000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 

Tamańo promedio de microcavidades:  8 mieras 

Densidad de microcavidades:  475/mm2 

Precipitados en matriz:  No 

Precipitados en frontera de grano:  Si 

4.4.2 FAHRAMET (KUBOTA) 

El acero Fahramet presenta únicamente microcavidades en las cercanías de las 

fronteras de grano, además el tamańo de estas es el menor de los tres materiales y debido a 

que están localizadas las microcavidades la densidad de estas es muy baja con respecto a 

los otros materiales. El tamańo de grano no se altera en las pruebas de termofluencia 

realizadas en este trabajo. 

Prueba #12, 1900°F, 4000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 4 mieras 

Densidad de microcavidades: 325/mm2 

Precipitados en matriz: No 

(61)
(62)

Prueba #17, 2000°F, 2000 psi 

Tamańo promedio de microcavidades: 13 mieras 

Densidad de microcavidades: 1050/mm2 

Precipitados en matriz: Si 

Precipitados en frontera de grano: Si 

Prueba #18, 1900°F, 3000 psi 

Tamańo de grano ASTM: 5 

Tamańo promedio de microcavidades: 10 mieras 

Densidad de microcavidades: 750/mm2 

Precipitados en matriz: Si 

Precipitados en frontera de grano: Si 

(63)

4.5 PROPIEDADES MECÁNICAS. 

Las propiedades mecánicas se muestran a continuación en tablas para cada acero 

cabe mencionar que las propiedades mecánicas se obtuvieron de los aceros tal cual se nos 

entregaron de HYLSA. El acero que mayor resistencia mecánica, como mayor 

deformación en los ensayos de tensión fue el Avesta superando por amplio margen a los 

otros dos aceros probados, estas pruebas fueron a temperatura ambiente. 

4.5.1 HP­40 (DURALOY) 

Modulo de Young ksi  30,000 

Esfuerzo de Cedencia ksi  34.7 

Esfuerzo Ultimo ksi  67.65 

Esfuerzo de Ruptura ksi  67.65 

Elongación %  11.18 

Reducción de Área %  7.82 

(64)

Modulo de Young ksi  25,000 

Esfuerzo de Cedencia ksi  37.35 

Esfuerzo Ultimo ksi  62.8 

Esfuerzo de Ruptura ksi  62.8 

Elongación %  8.69 

Reducción de Área %  9.52 

Tabla 10.­ Propiedades mecánicas del acero Fahramet. 

4.5.3 AVESTA (AXEL JOHNSON) 

Modulo de Young ksi  33,850 

Esfuerzo de Cedencia ksi  45.75 

Esfuerzo Ultimo ksi  102.25 

Esfuerzo de Ruptura ksi  86.55 

Elongación %  39.27 

Reducción de Área %  31.75 

(65)

4.6 DETERMINACIÓN DE LA CURVA MAESTRA DE LARSON­MILLER 

Para obtener el parámetro C de la curva maestra de Larson­Miller se gráfico todas 

las pruebas del acero HP­40 de Duraloy como se muestra en la figura 14 de donde se 

obtiene un valor promedio de 20 en la gráfica. 

C U R V A S  D E  T E R M O F L U E N C I A  P A R A  E L  C A L C U L O  D E  " C " 

0 3000psˇ (20.679Mpa)  • 4000psi (27.572Mpa) • 

a 6000psˇ (41.358Mpa)  * 8000 psi (55,144Mpa) 

18,647 +  2 , 7 8 5 6 e + 4 ( 1 / T ) 

2 4 , 8 6 3 +  3 , 5 3 9 1  e + 4 ( 1 / T ) 

19,158 +  2 , 6 0 9 2 e + 4 ( 1 / T ) 

17,485 +  2 , 2 7 9 9 e + 4 ( 1 / T ) 

0 , 0 0 0 0 e + 0  2 , 0 0 0 0 e ­ 4 4 , 0 0 0 0 e ­ 4  6 , 0 0 0 0 e ­ 4 ~i ' 1 f 8 , 0 0 0 0 e ­ 4 r 

1 / T  ( 1 / * K ) 

(66)

B  R e s u l t a d o s  e x p e r i m e n t a l e s 

i H 1

1 • 1 • 1 « 1 • 1 1 1

2 5  2 6  2 7  2 8  2 9  3 0  3 1 

P L M =  T ( L o g  t r +  2 0 )  * 1 e ­ 0 3 ...  t r ( h r s ) ,  T ( e K ) 

Figura 15.­ Curva maestra de Larson­Miller para acero HP­40 de Duraloy 

Con el valor promedio de  " C se procedió obtenerla curva maestra de Larson 

Millcr,cn la figura 15. 

(67)

En el presente capítulo se discutirá cada punto de los resultados haciendo 

referencia a los antecedentes. 

5.1 COMPOSICIÓN QUÍMICA 

El acero HP­40 se encuentra dentro de especificaciones, únicamente presenta una 

pequeńa diferencia en las cantidades de cromo uno porciento fuera de especificación y 

manganeso 0.2 % fuera de lo habitual, donde no se detectó el silicio que traerá cierta 

variación con respecto a la norma de este acero. Aparte de estos elementos todos los 

demás se encuentran dentro de la composición química deseada para esta aleación. 

El acero Fahramet se encuentra totalmente dentro de especificación, exceptuando 

por que no se encontró silicio, lo cual repercutirá en las propiedades finales de esta 

aleación, pero es el que mejor va a reflejar los resultados en lo que se refiere a la 

composición química del material. 

En el acero Avesta es donde encontramos las mayores discrepancias en cuanto a su 

composición nominal pues se encuentra ligeramente fuera de especificación en los 

elementos de cromo y níquel; y los elementos de manganeso, silicio, molibdeno y cobre se 

encuentran bastante lejanos a lo que establece la norma del fabricante. Además es muy 

(68)

enfriamiento que sufre el acero así como al excedente de cobre que provocara una 

excesiva nucleación en el acero. 

5.2 MICROESTRUCTURA MATERIAL NUEVO. 

La microestructura del HP­40, figura 2, podemos considerarla dentro de lo normal 

con referencia al trabajo previo [Ref. 1], donde encontramos la misma distribución de 

fases y la misma morfología , esto sin embargo de ser un diferente fabricante de acero 

(Duraloy). 

El acero Fahramet es una aleación experimental y debido a este factor no tenemos 

un punto exacto de comparación pero debido a la similar composición química e igual 

proceso de fabricación se pudiera esperar una microestructura similar, que es justamente 

lo que se observa en las microfotografias, figura 3. 

En el caso del Avesta se observa una escasa formación de carburos en frontera de 

grano, figura 4 lo cual nos indica que tendrá deficientes propiedades a termofluencia [Ref. 

13], además de bandas de recristalización incompleta, figura 8, lo cual nos indica que este 

material esta fuera de especificaciones y probablemente es una punta o cola de laminación, 

por lo cual los resultados de este material son muy difíciles de evaluar ya que no 

conocemos la exacta influencia de estas bandas de recristalización afecten a sus 

(69)

5.3 PRUEBAS DE TERMOFLUENCIA. 

El mecanismo que ocasiona la fractura en los tres aceros es termofluencia por 

movimiento de dislocaciones [Ref. 14], ya que la razón de el Esfuerzo entre Modulo de 

Corte es mayor o igual a 1X10­4 en los rangos de Esfuerzos de las pruebas, también 

tenemos que nos encontramos con una temperatura de trabajo mayor al 70% a la 

temperatura de fusión, como se observa en la Figura 16. 

Donde se puede observar en la figura 12, una severa deformación de la frontera de 

grano después de las pruebas de termofluencia, mecanismo propuesto por Weertman. 

También en la figura 13 se observa como en la fractura se notan claramente que esta 

ocurrió por la frontera y se ve esta llena de microcavidades. Debido a estos dos factores 

observados en todas las probetas que llegaron a fracturarse, se deduce que el mecanismo 

de fractura es una combinación de ambos mecanismos donde las vacancias se acumulan en 

las fronteras de grano y al mismo estas se deforman en el sentido de los esfuerzos 

máximos debido al movimiento de las dislocaciones. 

Figura 16.­ Mecanismo de deformación a diferentes velocidades de deformación y 

Figure

Tabla  1.­ Propiedades mecánicas del acero Avesta de Axel Johnson. 

Tabla 1.­

Propiedades mecánicas del acero Avesta de Axel Johnson. p.20
Tabla 2.­ Propiedades mecánicas del acero HP­40 de Duraloy 

Tabla 2.­

Propiedades mecánicas del acero HP­40 de Duraloy p.21
Figura  1.­ Propiedades de termofluencia del acero HP­40 de Duraloy. 

Figura 1.­

Propiedades de termofluencia del acero HP­40 de Duraloy. p.22
Tabla 5.­ Composición química de los materiales estudiados. 

Tabla 5.­

Composición química de los materiales estudiados. p.36
Figura 2.­ Macroataque a la sección transversal del HP­40 con reactivo Beraha's  7.5X 

Figura 2.­

Macroataque a la sección transversal del HP­40 con reactivo Beraha's 7.5X p.37
Figura 3.­ Macroataque de la sección transversal del Fahramet con reactivo Beraha's  7.5X 

Figura 3.­

Macroataque de la sección transversal del Fahramet con reactivo Beraha's 7.5X p.38
Figura 4.­ Macroataque de la sección transversal del Avesta con reactivo Beraha's  7.5X 

Figura 4.­

Macroataque de la sección transversal del Avesta con reactivo Beraha's 7.5X p.39
Figura 5.­ Microestructura  del HP­40 por microscopía electrónica de barrido 500X 

Figura 5.­

Microestructura del HP­40 por microscopía electrónica de barrido 500X p.40
Figura 6.- Microestructura  de carburos primarios M~C3  y MC por disolución  1000X 

Figura 6.-

Microestructura de carburos primarios M~C3 y MC por disolución 1000X p.40
Figura 7.­ Microesructura del Avesta con reactivo Vilella (CEM)  1000X 

Figura 7.­

Microesructura del Avesta con reactivo Vilella (CEM) 1000X p.41
Figura 8.­ Microestructura del Avesta con reactivo Vilella  200X 

Figura 8.­

Microestructura del Avesta con reactivo Vilella 200X p.42
Figura 9.­ Microestructura del Avesta con reactivo Vilella  1800X 

Figura 9.­

Microestructura del Avesta con reactivo Vilella 1800X p.43
Figura  10.­ Fotomicrografía  de la fase de titanio aislada por disolución anodica  5000X 

Figura 10.­

Fotomicrografía de la fase de titanio aislada por disolución anodica 5000X p.43
Figura  11.­ Microestructura del Fahramet por MEB  500X 

Figura 11.­

Microestructura del Fahramet por MEB 500X p.44
Tabla  6.­  Fracción  volumétrica  de  cada  una  de  las  fases  presentes  en  los  tres  materiales 

Tabla 6.­

Fracción volumétrica de cada una de las fases presentes en los tres materiales p.45
Figura  12.­ Microestructura de la sección transversal de la fractura 200X. 

Figura 12.­

Microestructura de la sección transversal de la fractura 200X. p.55
Tabla  8.­  Tamańo,  densidad y  ubicación de  las microcavidades  en  las diferentes  pruebas 

Tabla 8.­

Tamańo, densidad y ubicación de las microcavidades en las diferentes pruebas p.56
Tabla 9.­ Propiedades mecánicas del acero HP­40. 

Tabla 9.­

Propiedades mecánicas del acero HP­40. p.63
Tabla  11.­ Propiedades mecánicas del acero Avesta. 

Tabla 11.­

Propiedades mecánicas del acero Avesta. p.64
Tabla  10.­ Propiedades mecánicas del acero Fahramet. 

Tabla 10.­

Propiedades mecánicas del acero Fahramet. p.64
Figura  14.­ Curvas de termofluencia  para el calculo de "C" 

Figura 14.­

Curvas de termofluencia para el calculo de "C" p.65
Figura  15.­ Curva maestra de Larson­Miller para acero HP­40 de Duraloy 

Figura 15.­

Curva maestra de Larson­Miller para acero HP­40 de Duraloy p.66
Figura  16.­  Mecanismo  de  deformación  a  diferentes  velocidades  de  deformación  y 

Figura 16.­

Mecanismo de deformación a diferentes velocidades de deformación y p.69
Fig.  18.­ HP­40 a  1900°F. 
Fig. 18.­ HP­40 a 1900°F. p.81
Fig.  19.­HP­40a2000°F. 
Fig. 19.­HP­40a2000°F. p.82
Fig. 20.­ Fahramet a  1900°F y 2000°F. 
Fig. 20.­ Fahramet a 1900°F y 2000°F. p.83
Fig. 21.­ Avesta a  1900°F y 2000°F. 
Fig. 21.­ Avesta a 1900°F y 2000°F. p.84
Fig. 24.­ HP­40 y  Fahramet a 2000°F y 4000PSI. 
Fig. 24.­ HP­40 y Fahramet a 2000°F y 4000PSI. p.87
Fig. 25.­ HP­40 y  Fahramet a  1900°F. 
Fig. 25.­ HP­40 y Fahramet a 1900°F. p.88
Fig. 26.­ HP­40, Fahramet y Acesia a 2000°F. 
Fig. 26.­ HP­40, Fahramet y Acesia a 2000°F. p.89
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