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TIEMPO DE ROTURA EN FLUENCIA YCOMPORTAMIENTO A LA FLUENCIA

LENTA DEL ACERO X6 CrNi 1811(1.4948).PARTE I I DEL PROGRAMA DE EXTRAPOLACION

por

Solano, R.Schirra, M.De las Rivas, M.Barroso.S.Seith.B.

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J.E.N.447Sp ISSN 0061-3387

TIEMPO DE ROTURA EN FLUENCIA YCOMPORTAMIENTO A LA FLUENCIA

LENTA DEL ACERO X6 CrNi 1811(1.4948).PARTE I I DEL PROGRAMA DE EXTRAPOLACION

por

Solano, R.Schirra, M.*De las Rivas, M.Barroso.S.Seith.B.'

K e r n f o r s c h u n g s z e n t r u m K a r l s r u h e . G . m b H .

JUNTA DE ENERGIA NUCLEAR

MADRID,1979

CLASIFICACION INIS Y DESCRIPTORES

B25STEEL-X6CRNI1811AUSTENITIC STEELSCREEPRUPTURESMATERIALS TESTINGHIGN TEMPERATURE"WELDINGSNR REACTOR

Toda correspondencia en relación con este traba-jo debe dirigirse al Servicio de Documentación Bibliotecay Publicaciones, Junta de Energía Nuclear, Ciudad Uni-versitaria, Madrid-3, ESPAÑA.

Las solicitudes de ejemplares deben dirigirse aeste mismo Servicio.

Los descriptores se han seleccionado del Thesaurodel INIS para-describir las materias que contiene este in-forme con vistas a su recuperación. Para mas detalles consuite se el informe KEA-INIS-12 (INIS: Manual de Indiza-ción) y IAEA-INIS-13 (INIS: Thesauro) publicado por el Or-ganismo Internacional de Energía Atómica. -

Se autoriza la reproducción de los resúmenes ana-líticos que aparecen en esta publicación.

Este trabajo se ha recibido para su impresión en

Marzo de 1979.

Depósito legal n2 M-33280-1979 I.S.B.N. 84-500-3381-0

ÍNDICE

1. INTRODUCCIÓN

2. MATERIAL Y ENSAYOS

3. RESULTADOS DE ENSAYO3.1. Situación actual del programa.3.2. Alargamiento instantáneo bajo carga.3.3. Tiempos de rotura y tiempos para alcanzar alargamientos

definidos.3.4. Alargamiento y estricción.3.5. Comportamiento en fluencia3.6. Estudio metalográfico.3.7. Medidas de dureza.

4. DISCUSIÓN DE RESULTADOS

5. BIBLIOGRAFÍA.

] . INTRODUCCIÓN

Desde finales de la década de los años sesenta se aceptó en -Alemania el Acero X6 CrNi 1811 para la construcción de calderas,incluso para operar a temperaturas elevadas. A causa de su buenasoldabilidad en piezas de gran espesor constituye* hasta determi-nadas temperaturas, una alternativa frente a los aceros inoxida-bles austeníticos estabilizados.

Las propiedades del acero denominado 1.4948, tanto en ensayosa corto tiempo como en ensayos de larga duración, se conocen a --través de la norma DIN (2), por los catálogos de los suministrad^res (1) y en el caso de aplicaciones clásicas por los positivos -resultados acumulados por la experiencia (3).

Este acero es el que se ha elegido como material de estructu-ra (para la vasija, tuberías, etc.) en el reactor rápido refrige-rado por sodio SNR-300, actualmente en periodo de construcción. -Su utilización en la construcción de reactores nucleares hace ne-cesaria la realización de numerosos ensayos en relación con apli-caciones concretas, si han de cumplirse las normas americanas a -temperatura elevada (4).

Otro aspecto parcial de interés es el tiempo de rotura y el -comportamiento en fluencia lenta-de-Ios materiales-de-estructura —para tiempos equivalentes a la vida del reactor ( > 10 b horas). -Puesto que esto no es posible experimentalmente, es necesario re-currir a ansayos a temperatura elevada y extrapolar los resulta-dos para bajas temperaturas y tiempos prolongados.

El programa de estudio del material de estructura para el rea£tor SNR-300 (1.4948), incluyendo uniones soldadas, se concibió deforma que tenga una duración de 30.000 horas a temperaturas de --550 a 650°C (Programa de Extrapolación).

Este programa se inició en Octubre de 1.975, dentro del campode la colaboración- hispano-alemana y en las instalaciones de la -División de Metalurgia de la Junta de Energía Nuclear en Madrid.En una primera fase se realizaron ensayos de corta y media dura-ción (hasta 4.000 horas) para poder fijar con mayor seguridad lascondiciones de los ensayos de larga duración. Los resultados dela primera fase se publicaron en un trabajo anterior ( 5 ) , relati_vo a comportamiento a la fluencia a tiempos cortos, en materialbase, incluyendo metalografía y medidas de dureza, así como la re_lación entre los ensayos realizados y los correspondientes a losprogramas de -la VDEH.

• En el presente trabajo se describe la situación actual de losensayos del "Programa de Extrapolación" desde.Octubre de 1.975 has4

ta Marzo de 1.978 en material base (GW) y en uniones soldadas (SVj

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en el margen de temperaturas de 550-650°C. También se establece -la relación con otros ensayes realizados en la KfK sobre materialbase desde 550 hasta 750°C.

2. MATERIAL Y ENSAYOS

En una publicación anterior (5) se describieron las caracterís_ticas del material estudiado así como las condiciones de realizaciónde los ensayos. En este apartado se repetirán tan sólo algunas --particularidades de los ensayos en curso.

El material ensayado se recibió en chapas de 500 x 1000 x 20mm. bajo la referencia de colada 231865 (IA- Ref: GW 206). En latabla I se presenta la composición química. En dicha tabla se dantambién los valores especificados por la norma. En la figura 1 sepresenta una fotomicrografía de la estructura del material en es-tado de recepción» que era el de recocido de disolución a 1000-1080°C. A partir del material recibido se cortaron tiras de 20x20x200 mm., de las cuales se mecanizaron las probetas de acuerdo conel esquema presentado en la figura 2. De las uniones soldadas semecanizaron probetas de 8 x 50 mm., de forma tal que el cordón desoldadura quedara justamente situado en el centro de la probeta.

Se eligieron probetas de diferentes dimensiones con la cabezaroscada y unos salientes limitando la longitud ensayada y a los -cuales se pueden fijar los captadores inductivos de medida de a-1a.rgamiento (Fig. 3 ) . Para los ensayos en material base y uniones --soldadas realizados en la JEN, las dimensiones de las probetas --son: 0 81 x 50 mm. (do x lo) en tanto que en los ensayos realiza-dos en el IMF de la KfK se emplearon probetas de 0 5 x 25 mm. (Fj_gura 3a y b ) .

También se incluyen resultados de ensayos realizados con probe_tas de material base.de 0 8,8 x 21 mm. Estas probetas son las quese emplean en ensayos cíclicos en otro programa en curso.

Tanto las máquinas de fluencia utilizadas en la JEN como en laKfK proceden del mismo fabricante y operan en forma idéntica. Elcomportamiento a la fluencia lenta se siguió por registro conti-nuo del alargamiento y controlando la temperatura mediante tres -termopares situados en contacto con la probeta.

3. RESULTADOS DE ENSAYOS

3.1 . Estado actual del programa

El programa se concibió de forma tal que, a las 3 temperaturasde ensayo elegidas» las tensiones se solapen y los tiempos de ro-tura alcancen 30.000 h. (Tabla II).

3.

Los ensayos a 550°C en material base son de control, ya que aesta temperatura se realizarán ensayos por parte de otros colabo-radores del programa SNR (6). En la Tabla II se indica la fase Iya realizada, así como la parte del programa que se describe aquí,y los tiempos de rotura en probetas con posterioridad a Junio de1.976. Debido a que algunos tiempos de rotura fueron considerable,mente inferiores a los previstos se efectuó un reajuste en las -condiciones de los ensayos.

En la Fig. 4 se presentan los resultados de los tiempos de r£tura en función de la tensión del ensayo, entre los cuales se in-cluyen datos sobre ensayos todavía en marcha. Hasta el momento sehan alcanzado, en el programa de extrapolación, tiempos de hasta16.000 horas y con las probetas de 8,8 mm 0 (Fig. 3c) 35.000 ho-ras. Las Tablas III-IX resumen los resultados obtenidos hasta ah£ra.

3.2. Alargamiento instantáneo bajo carga

Se va a considerar aquí un grupo de aceros austeníticos, a losque el tratamiento térmico imparte un límite convencional del 0,2bajo. En estos aceros (X6 CrNi 1811) los valores de <To.2 , en elmargen de ?temperaturas de 500-750°C, están comprendidos entre 11y 8 kp/mm ¿ para el material de partida y entre 17 y 12 kp/mm ¿ pa-ra uniones soldadas. Esto quiere decir que, para las tensiones en.sayadas en el programa de extrapolación, en el margen comprendidoentre 550 y 600°C y parcialmente entre 650 y 750°C, tiene lugar -al principio del ensayo, una deformación plástica superior al 0,2%,lo que origina un endurecimiento del material.

En la Fig. 5 se presentan los valores del alargamiento instan-táneo bajo carga, E B C L , en función de la tensión del ensayo dedistintas probetas. Ambas rectas cumplen la Ley de Hooke y permi-ten calcular con qué margen de elasticidad se puede contar, paravalores del módulo E comprendidos entre 15.000 y 20.000 kp/mm 2.

Es fácil apreciar que el alargamiento instantáneo bajo cargaaumenta apreciablemente cuando la tensión del ensayo rebasa el lí_mite convencional de deformación. En las probetas soldadas es ne-cesario tener en cuenta el efecto de la forma de la probeta. Porejemplo, en probetas soldadas de i,8 0 se presenta la mínima sec-ción transversal en el cordon de soldadura, que muestra un mayorlímite convencional de deformación que el correspondiente a probe_tas de material de partida de 8 x 50 mm,en la longitud ensayada.

4.

3.3. Tiempos de rotura y tiempos para alcanzar alargamientos defi-nidos. "

En las Figs. 6-15 se presentan, ordenados por temperaturas deensayo, los tiempos para alcanzar alargamientos definidos (0,1-5%de alargamiento en fluencia) y los tiempos de rotura en función -de la tensión de ensayo. Esta representación permite una visión -amplia del estado del programa de ensayos. Los datos de tiempo-límite de deformación corresponden al régimen de fluencia sin incluirel alargamiento instantáneo bajo carga, el cual se presenta en fojima separada en la Fig. 5 y en las Tablas III-IX. Además de los va.lores del límite de deformación presentados en las Figs. 6-15, enlas Tablas de datos se presentan también los valores para el 10%de alargamiento. Los ensayos realizados en la JEN, a 550° con ma-terial sin soldar (Fig. 6) complementan los ensayos realizados ha¿ta ahora en el Consorcio SNR sobre materiales de estructura y con.cuerdan perfectamente con los valores medios de la curva, corres-pondientes a estos ensayos (6). Lo mismo es válido para los ensa-yos a 600°, a tiempos superiores a 10 4 horas, cuyo estado actualde conocimiento debe mejorarse a través de los ensayos con 12, y10,5 kp/mm2 (Fig. 7 ) . La rotura para tensiones de 10,5 kp/mm¿ seprodujo aproximadamente a 16.300 horas, en lugar de las 30.000 ho_ras esperadas. Sin embargo las curvas de tiempo para alcanzar de-formaciones de-0,1-10%, se encuentran por encima de la curva tiernpo-límite-de deformación. Los ensayos correspondientes a 650° y6,5 kP/tnnr muestran unos tiempos de rotura apreciablemente infe-riores ,(14.500 horas en lugar de 30.000 horas), así como tiempo-lí_mite de deformación inferiores. (Fig. 8 ) . El acortamiento de lostiempos de rotura es, en todos los casos, consecuencia de la reduc.ción en el alargamiento, así como el acortamiento del tramo de --fluencia terciaria, según se aprecia en la Tabla III.

En las probetas soldadas y ensayadas a 550°, así como a 650°con los mínimos valores de tensión (entre 17 y 6 kp/mm 2) se produ^jeron tiempos de rotura inferiores a los esperados (9.200 y 12.000)en lugar de 30.000 horas, a pesar de que los tiempos de deforma-ción corresponden a valores normales de acuerdo con las tensiones,(Fig. 9 y 1 1 ) . A 600° no se produjeron dispersiones importantes -(Fig. 1 0 ) . Es de destacar que a las 3 temperaturas de ensayo, laductilidad, al aumentar el tiempo de rotura, disminuye como puedeapreciarse en la Tabla IV. Los ensayos realizados en el KfK sobrematerial de partida permitieron, para velocidades pequeñas de fluercia, conocer.Va dependencia con la tensión. Como consecuencia selogró reducir'el intervalo de tensiones en el margen de temperatu.ra correspondiente al programa de extrapolación realizado en la -JEN. Aún cuando esta parte del programa proporciona una primera -línea de resultados en el margen correspondiente a tiempos cortos,constituye un nexo significativo y apoya los valores correspondierates a las probetas de 8 mm., según se aprecia en las Figs. 12-15,y en la discusión de la Fig. 8. La densidad de puntos permite unabuena panorámica de la anchura de la dispersión de los resultadoscorrespondientes a una colada. La fuerte caída de la curva de tiem

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pos de resistencia a la rotura por fluencia, frente a los tiempospara alcanzar alargamientos definidos a temperaturas iguales o S]¿periores a 650°, como por ejemplo la que corresponde a la curva -de tiempo para alcanzar el 1% es atribuible a la disminución de -los valores de alargamiento en la rotura, al aumentar la duracióndel ensayo, como se discutirá en el siguiente apartado.

3.4. Alargamiento y estricción en la rotura

En las Figs. 16 y 17 se presentan los valores de ductilidad ex.presados como alargamiento y estricción en la rotura, en funciónde los respectivos tiempos de ensayo. Los alargamientos a la rotj¿ra del material base a 550° son, en los tiempos alcanzados hastaahora en el programa de extrapolación (del orden de 10.000 horas),independientes del tiempo y se encuentran comprendidos entre 20 y29% (Fig. 16a). Al aumentar la temperatura de los ensayos aumentanlo? alargamientos a la rotura y disminuyen al aumentar el tiempode ensayo. Así a la máxima temperatura de ensayo (750°) bajan del65% correspondiente a 10 horas hasta el 13% aproximadamente a 5.000horas. A temperaturas de ensayo de 700 y 650°C los descensos se -producen a tiempos algo mayores. A 600°, sí se rebasan las 2.000horas, se produce una caída desde aproximadamente un 45% hasta el20%. La misma situación se presenta, en forma cualitativa, para laestricción (Fig. 17a). Los valores son independientes del tiempoa 550 °; a 600° hasta aproximadamente 2.000 horas y a 650° hastaaproximadamente 1.000 horas. E Sinteresante que los valores de es_tricción a 700 y 750°C disminuyen, segün puede apreciarse, a tiempos de ensayo más cortos.

En las probetas soldadas se presenta una situación similar, sibien los resultados de ensayo no son tan numerosos. Los alargamien.tos a la rotura son, en valor absoluto, inferiores a los del mate,rial base. Por supuesto estos alargamientos no son atribuibles ala soldadura> ya que la longitud ensayada de la probeta (50 m m ) ,corresponde en su mayor parte a material base (Figs. 2 y 3, respe£tivamente, en la ref. 4 ) . Los ensayos previos sobre probetas sóida,das dieron como resultado valores de dureza mayores en la zona soldada, de manera que los valores menores de alargamiento en probe-tas soldadas son atribuibles a la parte de la soldadura con meno-res posibilidades de deformación.

En la Fig. 18 se presentan, en forma esquemática, los alarga-mientos a la rotura en función de la tensión de ensayo. En ella sepueden reconocer márgenes para temperaturas determinadas, en losque también son apreciables bandas de dispersión de los valores dealargamiento a la rotura. Se incluyen valores del material de es-tructura del SNR obtenidos en otros programas (6), así como de en.sayos realizados por la VDEH en este acero, que se realizaron ba-jo contrato con el KfK (7).

6.

Esta representación confirma lo dicho hasta ahora. A 550° detemperatura de ensayo, los valores de alargamiento se ordenan deforma independiente a la tensión y en consecuencia también inde-pendientes del tiempo de ensayo, en una banda de dispersión. A --600° se confirma, por los valores de la VDEH, lo que se apreció enel programa de extrapolación, a saber: una disminución de los alar,gamientos a bajas tensiones de ensayo así como a tiempos elevados.Este margen de dispersión es muy significativo también a 650-700y 750°. Los valores absolutos de alargamiento a bajas tensiones ya estas temperaturas son inferiores a los correspondientes a losde ensayos a 550°. A cada temperatura de ensayo se señalan las tejísiones que corresponden a tiempos de 10^ horas.

3.5. Comportamiento en Fluencia

La unión del captador de alargamiento directamente a la probe_ta permite registrar con exactitud la deformación hasta la rotura.De este modo» se puede apreciar también con claridad el alargamien,to instantáneo bajo carga. Utilizando la ecuación de Nortoné-k.<rn , la dependencia de la tensión con las velocidades

de fluencia secundaria y mínima, e , es de un gran significado.Cuando se trata de la velocidad de fluencia secundaria se apreciaque, en los ensayos con cargas constantes, se presenta una partecon velocidad de deformación constante. Para aleaciones sencillasy bajas desviaciones de la curva de fluencia, aparece la denomina,da curva de fluencia clásica dividida en tres partes (Fig. 19).

Pero en los casos reales de estudio de aceros refractarios, sepresentan situaciones complejas que dan lugar a la obtención de -curvas de diferentes formas. En una anterior publicación sobre elcomportamiento a la fluencia del material de estructura 1.4948, -se apreciaron ya (8), en el margen investigado de tensiones, cua-tro tipos de curvas que se esquematizan en la Fig. 19 A-D. Las cur.vas de fluencia del tipo A y D son las que se presentan en generalpara ensayos a elevadas tensiones entre 550 y 600°. Es decir, cuan_do la deformación instantánea bajo carga presenta algo en el por-centaje y en consecuencia existe un endurecimiento de la matriz.Para tensiones intermedias ( > <TO,2 ) y temperaturas más eleva,das ( > 650°) se presentan curvas del tipo C. Las curvas del ti-po D, con un aumento de la velocidad de fluencia dependiente deltiempo, se observan a bajas tensiones ( < <rOii ) y temperaturassuperiores a 600°, y son consecuencia de transformaciones estruc-turales ,como puso de manifiesto el estudio metalogrSfico. La velo,cidad de fluencia es, en general, durante el primer tramo de regímen estacionario, menor que en el segundo tramo estacionario. Porsupuesto, se apreció también una velocidad de fluencia algo menoren dos ensayos realizados bajo dos tipos de condiciones.

Las curvas se estudiaron mediante un sistema digital conecta-do a un miniordenador. De este modo se imprimieron las formas delas curvas correspondientes. El final del tramo primario es el que

7.

se alcanza con la mínima velocidad de fluencia. El campo temporalde la fluencia primaria se representa en la Fig. 20 en función dela tensión del ensayo. Está incluido también el tiempo para alcan_zar el 1% de deformación correspondiente a las Figs. 6-15 para -tensiones menores que (ro,i . Los límites de los escalones secun-darios y estacionarios se pueden apreciar en las curvas del tipoB y D y sería necesario definir el ámbito de la velocidad de fluencia mínima que pasa a ser el valor de s (velocidad secundaria)".

En tanto los datos de £ mínima y é secundaria se obtienende los gráficos de las curvas, coinciden con los valores impresosmediante el ordenador. Dado que estos valores se obtienen empíri-camente, esta dependencia es más técnica que física, desde el pun_to de vista de su significado, como ha sido expuesto por Ilschner(9)! En estos márgenes las velocidades mínima y estacionaria no -pueden someterse a un equilibrio dinámico como correspondería auna probeta estructuralmente homogénea, sino que es el resultadode diversos procesos diferenciados. Para encontrar la causa es ne_cesario el estudio ó4 datos posteriores. En la Fig. 21 se repre-sentan las velocidades absolutas de fluencia en función de las co_rrespondientes tensiones de ensayo ( <ro ) para el mismo material.En esta representación doble logarítmica los pares de puntos pue-den unirse para cada temperatura de ensayo mediante una recta, cu_ya pendiente A L g ¿ / A Lgor proporciona el exponente de la ten-sión n (según Norton). Para temperaturas de ensayo de 650-700-750°se solapan los valores de los resultados obtenidos hasta ahora, -en una banda de tensiones hacia arriba y hacia abajo de los corres,pondientes límites convencionales de deformación a temperatura --elevada, crb.-z . En este-margen de límites de deformación se pre_senta, para estas tres temperaturas, un estrechamiento de la sen-sibilidad a la tensión. Para tensiones de ensayo superiores al lí_mite de deformación a alta temperatura, lo que coincide también -al principio del ensayo con una mayor o menor deformación plásti-ca, la dependencia de la tensión es menos pronunciada que para --tensiones de ensayo por debajo del límite de deformación a alta -temperatura. Es decir, que los valores de n para <T > <To.z son me-nores que para <y < (T0,2 • Por supuesto las diferencias disminu-yen al aumentar la temperatura. A 550 y 600° de temperatura de en_sayo, todas las tensiones empleadas hasta ahora, y que permiten -una estimación de las velocidades mínimas de fluencia, se encuen-tran por encima del límite de deformación a alta temperatura.

Los valores de las velocidades de fluencia correspondientes alas probetas soldadas y ensayadas se representan en la Fig. 22 ycorresponden, análogamente, a la dependencia con la tensión del ejisayo. El escaso número de resultados y el hecho de que el materialensayado sea una mezcla de material soldado y base, condujo a quelos resultados obtenidos hasta el momento, en primera aproximación,se ajusten a una recta para cada temperatura. El exponente de latensión, resultante de la pendiente entre 550 y 650°, depende dela temperatura y es del orden de 10. Hablando en términos absolu-tos, los valores de la velocidad de fluencia del material base a500°C es inferior en un factor de 10 a las velocidades de fluen-cia para la misma tensión y 600 y i650°C.

8.

Los valores de la Fig. 23 son de gran interés tecnológico. Losmárgenes dados para cada tensión de ensayo abarcan la velocidad -lineal de fluencia correspondiente al .tiempo necesario para alcan_zar un límite desde el 0,1 al 10$ de alargamiento (Éiin=-f" )El límite izquierdo del margen estudiado corresponde a la veloci-dad mínima de fluencia en 1.a Fig. 21 y el límite de la derecha ala velocidad de fluencia £ m i n para 0,1 y 0,2 de alargamiento.2A título de ejemplo se representan los valores para 550°-23 kp/mmy 700°-7kp/mm2. En todos los ensayos con material base X6 CrNi --1811 los valores de£ U n 5% y élin }0% se acercan al valor deim-.n .

Los márgenes de velocidad de fluencia lineales presentan elmismo estrechamiento visto en la Fig. 21. Este tipo de representa,ción permite también establecer una comparación y una relación en_tre los ensayos en los que el desarrollo de la fluencia no se re-gistró de forma continua, por corresponder a valores de ensayos -de tiempo a la rotura. Los resultados de ensayos realizados con -material base presentan una dependencia con la velocidad de f 1 uer[cia y la tensión concordantes con los datos americanos para el --acero AIS 1-304 (10). A partir de los resultados de ensayos reali-zados con material base puede obtenerse una ecuación empírica deltipo de la de Monkman y Grant (11) que establece una relación en-tre el tiempo de rotura y las velocidades mínima y secundaria defluencia de la forma: log tg + m log. é = K . Cuando los pa.res de valores de é-fE> se~representan "en "forma doble 1 ogarítmi ca~se pueden obtener gráficamente las constantes del material m y K.A partir de la Fig. 24, en la que se representan los pares de va-lores correspondientes a ensayos realizados a 550° y que se orde-nan según una re.cta, se determinó la pendiente m = 0,98 ( m =- A Log t B / A Log é ). Los pares de valores correspondientes a tempe_raturas dé 600 y 750°, hasta tiempos de ensayo de 10 3 horas, se -ordenan paralelamente según rectas, que presentan un valor de m =0,98, resultando como consecuencia un valor de K algo menor (0,6-0,7). Cuando finalicen los ensayos aún en curso se podrá definir más este comportamiento.

En upa primera aproximación se aprecia una proporcionalidad ejitre t B.e y el alargamiento total 6 g es« POÍ* 1o q U e ? a r a m - "•el alargamiento a la rotura debe ser dependiente del tiempo; param < 1 el alargamiento a la rotura debe disminuir y para m > 1 aj¿mentar. Este comportamiento se puede apreciar en la Fig. 16a, enla que se representan los alargamientos a la rotura en función deltiempo a la rotura. Según se dijo ya en el apartado 3.4.» a 550°Cel alargamiento es dependiente del tiempo a la rotura y para tempe_raturas de ensayo superiores los valores son independientes del -tiempo» disminuyendo el alargamiento al aumentar los tiempos. Es-te comportamiento ha sido apreciado en probetas de material base.Los resultados en probetas soldadas (Fig. 25) no son aún suficiBn.temente numerosos.

9.

3.6. Estudio metalográfico

El estudio metalográfico llevado a cabo sobre probetas ensaya,das y rotas por fluencia proporciona una valiosa información so-bre el comportamiento del material y la evolución de los precipi-tados en los márgenes de temperatura y tiempo estudiados. Con losresultados obtenidos hasta ahora puede concluirse lo siguiente:

Prácticamente con independencia del tiempo a la rotura y la -temperatura del ensayo, se presentan, en la longitud ensayada y -zona de rotura, numerosas grietas intercristalinas (Figs. 26 y27).La rotura es, a 550°C, intercristalina en la mayoría de los granos(Fig. 28) aumentando la proporción de fractura transcristalina alaumentar la temperatura (Fig. 29). En las fotomicrografías de lasfiguras 28 y 29, correspondientes a probetas atacadas, se apreciancon claridad las grietas intercristalinas en la zona de rotura.

La aparición de precipitación en bordes de grano, en compara-ción con la estructura de partida de la figura 1, se presenta enlos ensayos realizados a 550°C, a 2.770 horas (Figura 30a) en fo-tomicrografías realizadas por microscopía óptica. Cuando se alean,zan 18.414 horas (Fig. 30b) los precipitados en bordes de grano -adoptan la forma de placas muy abundantes. A lo largo de la longi_tud deformada, donde se produce el alargamiento como resultado --'de la mayor tensión, los precipitados se presentan como consecuen,cia de la mayor tensión, los precipitados se presentan a tiemposinferiores (~ 1000 horas) siendo más abundante que en la cabezade probeta para tiempos comparativamente iguales (Fig. 30c y d ) .En las Figs. 31 a 34, correspondientes a temperaturas de ensayo -entre 600 y 750°C se presentan fotomicrografías correspondientesa la cabeza de la probeta y longitud deformada para tiempos cortos,medios y los más largos hasta ahora obtenidos. De estas figurasse concluye que al aumentar la temperatura del ensayo se presentanantes Tos carburos, tanto en la matriz como en los bordes de gra-no. También, para estas temperaturas de ensayo, en la zona defor-mada es más rápida la aparición de los precipitados. Como ejemplose pueden comparar las figuras 34 y 35, correspondiente la 34 a -la cabeza y la 35 a la longitud ensayada.

Por microscopía óptica, aún en las probetas ensayadas a tiemposmayores, no se ha observado fase cr . En la figura 36 se represen,ta la localización de la fractura en probetas soldadas y ensaya-das hasta ahora. En todas las probetas ensayadas a 550°C, y en lasensayadas a 600°C hasta 200 horas, la rotura tiene lugar en el COJIdon de soldadura. A~.tiempos de ensayo y temperaturas superiores -la rotura se produce fuera de la soldadura, con una doble estric-ción en el material base. En una de las probetas ensayadas a 650°Cla rotura se produjo en el cordón de soldadura. Aún no se ha podj_do determinar si había algún defecto en la soldadura.

10.

3.7. Medidas de dureza

Las determinaciones de dureza en probetas rotas por fluenciapermiten conocer en que medida el alargamiento producido por fluejncia origina un endurecimiento del material.

En la figura 31 se representan las durezas de las probetas -examinadas metalograficamente en función de la duración del ensa-yo. En las probetas ensayadas a temperaturas de 650-750°C se apre_cia que las durezas correspondientes a ensayos de corta duraciónpresentan un aumento, que para tiempos de 103 horas muestran unarecuperación y la dureza de la matriz vuelve a ser la del materialde partida. En probetas ensayadas a 550 y 600°C el endurecimientose mantiene hasta tiempos de ensayo de 10^ horas. A tiempos mayo-res se empieza a apreciar un reblandecimiento.

4. DISCUSIÓN DE LOS RESULTADOS DE ENSAYO

Los resultados obtenidos hasta ahora en el programa de extra-polación corresponden aproximadamente a la mitad de la duracióndel mismo. Con el fin de obtener una visión general y resumida,en las Figs. 38 a 40 se representan los tiempos de rotura y tíempos para alcanzar el límite convencional de deformación, de acuer^do con la representación de Larson-Miller. El parámetro, la tem-peratura de ensayo y el tiempo se expresan en la forma P = T O K(c + log tfj) (12) en función de las correspondientes tensiones. -La constante c, dependiente del material, se fijo en 20 para el -acero X6 CrNi 1811. Esta representación permite también, en una -primera aproximación, extrapolar a tiempos mayores, así como a ternperaturas mayores, sin que sea necesario hacer una extrapolaciónmás fina. Asimismo la constante c de los datos obtenidos permiteoptimizqr ensayos de extrapolación más ajustados. La Fig. 38 co-rresponde al material de partida, en el margen de temperaturas -550-750°C t.En ella se representan los tiempos de rotura. Los va-lores se ordenan siguiendo una anchura de banda inferior a la deno_

el campo de valores entreuna banda de dispersión --

minada curva principal de fluencia. En17 y 21 se encuentra el parámetro comomás estrecha, en los márgenes dados, que la correspondiente a lasprobetas de 8,8 x 21 mm. a temperaturas entre 550 y 600° (4) y --(5). En una banda esencialmente más ancha se encuentran los valo-res de la VDEH, realizados para el Kernforschungszentrum, corres-pondientes a 3 cargas del acero 14948 para temperaturas entre 500y 800° (5) y (7). Los resultados de los ensayos del material espe_cificado para el SNR, correspondientes a la carga GW 206 se encuejitran en el margen de tensiones entre 28 y 15 kp/mm2, en una regióninferior de la banda de dispersión de la VDEH y a tensiones infe-riores (3-10 kp/mm2) se presentan por debajo de la banda de dis-persión .

17.

Se extrapola mediante los abacos de la Fig. 38 hasta tiemposde ensayo que no pueden abarcarse experimentalmente, como por ejernpío 100.000 horas, a las temperaturas de mayor interés para el --SNR, como son de 500 a 600°, obteniéndose así para el material ba_se los siguientes márgenes de tensión.

500° 550° 600°

<TB/105 horas 20-23 13-15 8-9,5 kp/mm2

Una extrapolación a..10 ó 2 x 10 horas es aún conservativa,puesto que un orden de magnitud en las potencias de 10 correspon-dientes a los tiempos no se separa excesivamente del margen expe-rimental .

En probetas soldadas (Fig. 39), los márgenes del parámetro noestán tan cubiertos, por lo cual, para la extrapolación de los en_sayos de larga duración en marcha, es necesario esperar nuevos resultados. Como se aprecia en la Fig. 39, los tiempos de rotura aTcanzados hasta ahora caen dentro de la banda de dispersión de laVDEH, en la cual están incluidos también los ensayos de probetasde 2 coladas soldadas y ensayadas en el margen de temperaturas de500 a 800°. Asimismo el margen de uniones soldadas del SNR con pro.betas de 8,8 m. está cubierto también (4) y (6). Claramente fuerade las curvas caen los puntos correspondientes a ensayos de 650°C-11 kp/mm2 y 650°C-6 kp/mm2, que han presentado tiempos de roturanotablemente inferiores, (como muestran las flechas). Los ensayosde larga duración en marcha deben confirmar el trazado de las cur.vas obtenidas hasta ahora, a partir de los ensayos de más de 10 4

horas y temperaturas superiores a 550°. Debido a la disminución dela ductilidad, es necesario contar con una fuerte disminución delos tiempos de rotura.

Análogamente, en las Figs. 40a y b se representan los tiemposde rotura así como los tiempos para alcanzar alargamientos definídos (0,2 a 5%) con el parámetro de Larson-Miller, en función de Tatensión. También en esta representación se toma c = 20. Para hacermás clara la representación se eligió una escala separada del para_metro para cada tiempo-alargamiento definido. A límites de defor-mación bajos 0,2 y 0,5%, la banda de dispersión es en general an-cha. Sin embargo puede alcanzarse un estrechamiento de la disper-sión optimizando el valor de c. La curva ascendente de la recta -central, para 0,2 y 0,5% en los ensayos realizados a 550°, es atri.buible al efecto de la deformación plástica al principio del ensa_yo a tensiones elevadas. Como se aprecia en la Fig. 5 el alarga-miento instantáneo bajo carga para c =20 kp/mm2 se encuentra cornprendida entre 4 y 10». Esto produce un considerable endurecimien_to del material.

12.

En probetas soldadas, Fig. 40b, puede apreciarse también que -los ensayos realizados a tiempos de rotura cortos, como los corres,pendientes a 650°-ll kp/mm2, presentan también unos valores de --tiempo-alargamiento, según un comportamiento anómalo. Los valoresabsolutos del programa de extrapolación concuerdan satisfactoria-mente con los valores de tiempo-alargamiento de TNO. (15). Los va^lores de tiempos de rotura en fluencia, incluso para 10^ horas, ex.trapolados son algo superiores a los valores suministrados por losfabricantes así como de los encontrados en la literatura (1), (2),(3), en relación con los valores obtenidos en probetas rotas. Comose aprecia en los valores de la ductilidad representados en las -Figs. 16 y 18, los valores a 550°C, en el margen cubierto hasta -ahora, son independientes del tiempo de duración del ensayo, asícomo de la tensión. A 600° y tiempos superiores a 3.000 horas apa_rece una apreciable disminución de la ductilidad, que, a medida -que aumenta la temperatura, se presenta antes. En la representa-ción de la fluencia lenta, Figs. 21 y 23, se pudo apreciar que --en la dependencia de £m-1T, —- LogCT entre 650-700-750 aparece -un cambio de pendiente que corresponde al límite de deformación -en caliente.

Los cambios de ductilidad y del comportamiento en fluencia de_berían considerarse en relación con los cambios estructurales, deacuerdo con los estudios metalográfi eos. Lo encontrado hasta el momentó muestra que los carburos en bordes de grano y en la matrizson significativos para tiempos inferiores a lo publicado para -este acero en relación con el tiempo-temperatura-precipitados (4).Esto es comprensible dado que el comportamiento de los precipita-dos bajo tensión y deformación simultánea se producen más rápida-mente. En la siguiente Tabla se representa conjuntamente la depen_dencia del tiempo con la ductilidad, el comportamiento de los pre_cipitados y el cambio en el comportamiento én fluencia.

T°C

550600650700750

Disminuciónde la duc-tilidad.

3.000 h.1 .000 h.

100 h.10 h.

Tiempos de pr§_ctpitación.

10 3 - 10 4 h.200 - 2000 h.80 - 800 h.20 - 180 h.

20 h.

0,2

10,5 kp/mm2 = tfi 30.000 h.10 " " 20.000 h.9,5 " " 2.500 h.9 " " 250 h.8 " " 50 h.

Es apreciable la relación entre aumento de la ductilidad y for.mación de precipitados. La dependencia de la velocidad mínima defluencia con la tensión, entre 650-750°, para los márgenes de ten^siones estudiados, está en relación con el límite de deformación

13.

en caliente, lo que podríatructurales. Las tensionestan durante la mayor Dartela estructura del recocido

cada caso a t r i b u i r s e a cambios e s -ensayo supe r io re s a e r o , 2 s e

endedel tiempo del ensayo» y s!*"mantienede disolución, mientras que para ten-

siones de ensayo menores que íTo,2 ya durar<te las primeras fasesdel ensayo se han formado carburos en bordes de grano y en la ma_triz, lo cual da lugar a una inestabilidad en la marcha de la --fluencia, como se aprecia en la Fig. 19. Esta forma de la curvade fluencia, como consecuencia de la evolución de los precipitadosy una reducción de la dependencia de la tensión con la velocidadde fluencia para valores más elevados de n fuá encontrada ya enlas aleaciones con base Ni como el Inconel 625 (16). Para estaaleación, y dependiendo de la temperatura y tiempo en el estadode recocido de disolución, se producen cambios estructurales muyimportantes en relación con los precipitados, que se correspondenmuy concordantemente con los cambios en el comportamiento en lafluencia y en la ductilidad.

Los tiempos de formación de precipitados para el acero X6 CrNi1811, a tenor de las investigaciones metalográficas llevadas acabo hasta el momento, solo pueden ser esbozados groseramente.En un futuro próximo se investigarán ampliamente, por microscopíaelectrónica en la JEN, probetas que abarcarán en conjunto elespectro tiempo-temperatura. Tras ello podrá ser posible fijarun cuadro Tiempo-temperatura-precipitados para probetas en condi-ciones de fluencia, lo que permitirá determinar el modo y laintensidad de los precipitados e interpretar las variaciones enel comportamiento de la fluencia y la ductilidad.

5. BIBLIOGRAFIA

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Stahls

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T a b i a I

X6ONJ 1811 ( 1 . 4 9 4 8 )

A n a l i s i s q u f m i c o

Real• f GW 206 SupuestoLote 231 861

I.A. Werk

C 0,053 0,052 0,04 - 0,07Si • 0,39 0,44 0,75Mn 2,25 1,81 2,0P 0,018 0,019 0,03S 0,032 0,012 0,02Cr 17,8 17,45 17 - 19Mo 0,065 0,50TiAINCuVCoWTa/NbB 2,0-2,3 ppm (KfK)

Dimensiones

500 x 20 :\ 1000 mm.

Tratamiento terroico

1000 - 1080 °C

Pureza

147 - 157/134 - 140

Tamano de grano

3 - 5

0,0530,39

2,25

0,018

0,032

17,8

0,065

0,08

0,041

0,043

0,02

0,069

0,0520,44

1,81

0,019

0,012

17,45

Tabla IIPrograma de Extrapolación JEN-KfK

Situación en Ounio 1976

X6

T °C

550

600

650

CrN1 18

<r

kp/mm

25

22

20

17

22

20

18

15

13,5

12

10,51 91 -8

1 - 7

15

]"3

11I i

Q 51 •• • » —

8,5

7,5§¿_

1 5

lLÜ*ái&§2

G W

esperado

900

3000

9000

20000

-

-

10000

20000

30000 _

-

10000

2000030000

GW = Material base

SV =• Unii

exD.

1002

4084

6900

sin f i na -l i z a r .

66

187

460

2165-

5360

sin f i n a -l i z a r .

163251

1|

85

250

945

7300sin f i na -l i z a r - ..

14500

|

1

5n soldada

2kp/mm

24?2

20

19

18

17

CÜLT '.

20

17

15

13 .

12

11

10

13

11q

8

7

6

S V

t Besperado

-

7000

10000

20000

30000

-

-

-

6000

10000

20000

30000

-

-_

8000

20000

30000

exp.

860

2346

2950

8730

sin f1 nal izar

9180

194

1060

1960

4640

10600

-10600 "•'-

s in f i nal izar

390

360

4ian

7976

sin f i n a lzar

12000

Reserva: 1 Probeta

I * Fase I en (5)

2 Probetas con defectola soldadura.

1 I = Previsto para probetas de reserva.

lab la n i "Programa de Extrapolación" KfK-JENí

X 6 CrN1 1811 (1.4948) Material base GW2O6 Probeta 0 8 x 50 mm

(doxlo)

EnsayoN°

Ep 28EP 30EP 32EP 36EP 4EP 6EP 8EP 12

EP 26EP 33

EP 16

EP 1

EP 1EP 10EP 15EP 29

EP 35

EP 19

T°C

550u

u

II

600n

H

•i

•i

ii

n

650ii

ii

•i

ii

•i• i {1 }.i

•i

tíkp/mm

2522

20

1722

201815

13,5

1210,5

15

13

119,5

8.5

7.5 •

6.5

horas

10024048

6900

66

187

460

2165

5370

16325

85

250

9452290

7300

14500

£ BelX

7 ,na4.74,5

2,6

5,92

4,83,73

2,30

1,13

1 ,03

0,60

2,52

1.31

0.78

0.129

0.121 0.08

0.04

t0,3Xhoras

?46

8

/

/

/1

\

16

///115

60

110

tOt2thoras

R8

1222

/

//3

43

42

///4

40

115

300

tÓi5Xhoras

1.523

38

120

• /

12

14

30

40

280

/

16

18130

600

1600

loras

3570

120

23

8

55

150

230

900

1,52,5

2050

440

2250

3300 !

horas

90300

550

41028

170

530

700

900

41455120250

900

000 1

loras

ROO1900

2600

13

40105

460

1400

2100

7500

15

55

150400

2800

0500

t10%horas

9503600

5300

32

95215

900

1900

4000

3095

300850

5000

4000

É abs

x10"6/h6216

15

3000

770380

90

17185

2800

1000

29010512

2,8

1.6

¿i

20,411,0

24,6

46,0

36,6

44,4

47,0

36,0

18,2

66,0

60,0

62,0

41,0

23,4

14,6

%

31 f921,9

31 ,9

47,4

41,9

47,4

47,4

36,0

21,2

60,9

56,1

57,7

43,7

23,85

16,73

Observa-

clones

TTabla IV Ensayos de fluencia "Programa de Extrapolación" XfK-JEN

X 6 CrNI 1811 (T.4948) Uniones soldadas GW 206 Probeta P 8x50 mm

(doxlo)

Ensayo

N°

EP 2

EP 13

EP 18

EP 22

EP 34

EP 27

EP 20

EP 3

EP 14

EP 17

EP 25

EP 37

EP 23

•EP 5

EP 9

EP 11

EP 21

EP 31

EP 24

T°C

550H

U

II

H

II

600•i

n

ii

n

•i

II

650H

•i

•i

•i

ii

Ó

kp/mffl

24

22

201918

17

20

17

15131211

1013119

8

76

*B^horaa

BBO

2346

2950

8730

9180194

1060

1960

4640

10600

390

3604180

7976

12000

£Bel%

3,46

2.45

1.40

!»101.14

_o.,fla.1,86

0,71

0.42

0.19

0.13

0.10

0.08

p_,240.06

0.02

0,03

0,04'

horas

3

3

4413

14/

/

14

60

80

210

//20

300

250

400

ío,2*horas

R

8

171336

/

2,5

430

360

340

9002

2.5

90

900

1800

9000

t0,5thoras

32

90

100200-

_250.3

24

65

2801250

1300

7300

1010

340

2100

4000

horas

ZO-

^moJ_4QQ_

700

1150

_3600_12

80

JOJQL3000

12500

2422

800

3600

horas

210

_3fiü_

_I25.0_

3200

4200

-850035

190

3601350

5500

5545

1500

6000

t5Xhoras

_16Í1O_

23-5LÜJ

/

!100

440

800

3000

9I&Q_

130110

2900

7900

t103thoras

(?snn

/1

!180

750

1500

4600

/

220190

4150

/

t abs.

<10~6/h

Rfi

7?

R,fi

3.4

3.2

1 ,6485

87

45

112.6

0.3340440

12

1.70,73

0,14

S%i?,n

1A,Q_

1,0

8.6

4,616,6

24,0

21.4_

12.0

7.6

34,6

37.4

12.4

7.8

2

t

-21.3^

23,8

-JL¿..7__

7 436,0

45,6

_4Z.A__

£2_»9

23.8

60,9

62.5

25,9

25,6

Obser-

vaciones"otura duLU_en_lasoldadura

!)ob1e es-triccJfin_

•i

)oble es-trlcelon-

II

I

TTabla V Ensayo de fluencia "Programa de Extrapolación" KfK-JEN

X 6 CrN1 (1.4948) Material base GW206 Probeta 0 8 x 50 mm

(doxlo)

•nsayo

n°

zsv1197

1195

1199

1200

1204

1222

1238

•i

T

°C

550M

II•

H

II

II

II

Ó

kp/mm

27

24.5

23

21

19

13

horas

146427

333

1080

2770

7410

6 Bel.%

8.726,92

7.54

5.92

4.44

3,76

0s80

t0.Uhoras

2

1.75

2,75

3.5

2.5

>4

t0»2%horas

23f5

35t5

6

7143

t0.5Xloras

__ü

. 7.5

•14,5

19

32

1490

horas

1117

1636

53

1078134

horas

23.5

41

37116

171

539

t5i;horas

74

12£L13047R

_926_

2522

t10thoras

132

365

295

931

1890

5350

£ abs.

xlO"6/h

567

180

280

70

3fi

13,4

0.5

6t

24,0

25,6

22_..8_

25,6

2fl..B

27.2

%

26,0

16,0

26.0

30

?9

26,1

Observa-

clones

1

TTabla VI Ensayos de fluencia "Programa de Extrapolación' KfK-JEN

X6 CrN1 (1.4948) Material base GH 206 Probeta 9 5x25 mm

(doxio)

Ensayo

N°

ZS1954

1953

1943

2031

1948

2030

1944

?m?

1Q4Q

1950

ZSV/1226

1227

1237

1236

ZSV/2025

T

°C

R&PBfi650

VBCÍO

d2

kp/mm

19181717161514

13

1?

1110

98

765

tB

horas

162959

4073117144

4fifl

R27

1923

2942

6021

10338

€ Bel'1.!•; «:•:_<.

4,56

3,8

0,22

1,54

2.01,96

1,84

1 ,?n

O,fin

n,i?0,26

0,18

0,10

0,10

0,04

0.06

!t0,15

loras

///

////

/

/4Q

4.5

5

31

/

1445'480.

^O^X

horas

//I 1

//0,50.2E

n,9

2

13

14115

16677760

t0,5X

horas

//4 4

/•0,3

1.51

4

7

1321_40

44430

320

11275

horas

0,517

11.543

11

va204292

10289 5

l¿00

horas

12

12,5

2,54.59,5

9

2J5,¿

45

2596_192

2271454 :

2537 !

horas

3 :-

6 0

23:1.:!

7.5142626

Tí

113/450

567!738

399

fc10*horas

7 •12:.:

35 ;:•

16,5

28

4754

209/887

1675

4500

8714

•

6 abs.

xlO"6/h

13500

7710

14005650

2960

1830

1650

400

404/112

27.4

8.4

6,00,13

6%

49,2

52,8

37,2

54,052,0

54,0

46,0

47tl

44.4/37,2

32,0

22.4

19,6

%

56,5

55,5

59,0

59,1

59,0

59,0

56.5

50.0

148,0

39,5

19.2

22,6

Observ

clone

1

T a b l a V I IUK T I UK i n . I a r i o y j i a i i i a u c C A i . i a p u i a v . i m i rv i IN— <J >-H

X 6 CM\ 1811 (1.4948) Mater ia l base GW 206 Probeta: 0 5x25 mm

(doxlo)

Ensayo

N°

ZS

2001

2002

2002

2004

ZSV/1210

1214

1211

1?1*

12121216ZS/2OO0

ZSV

1233

T°C

700

do

p/mm

14131211109

0

7

654

3

*Bhoras

14,5

2445

83

92,5

176

407

Rfifi

2023

6035

£Bel

%

1,641,36

0,94

0,78

0,42

0,2

0,14

O.OR

0.08

0,04

0,06

0,04

t0,l)!horas

///

//

0,75

624289

24470

horas

/

//

/0,50,6

1,75

1599

1729

5670

l0.5%horas

/

/0,5

1,1

2

5

15

424813385

0916

horas

/ j

0,51,323

5

12

958125355

I

i

I

!

i

;

i

i

horas

0,91,53

56

12

27

72

9011406B643

horas

2S54,57,5

13

/32

79

?15

5253307

t10«horas

5,5815

23165

168

450

11515650

é abs.xlO"6/h

16500

10300

6002

3750

2560

1440

540

195

739

.5/0,4

0.1

S%

53,6

60,8

59,6

58,0

56,4

45,2

45,2

30,0

26.8

22,7

%

66,4

66,4

63,3

53,0

59,0

53,7

42,2

33,0

29,515,6

Observ

clone

T a b l a V I I I Ensayo de fluencia "Pr ograma de Extrapolación" KfK-JEN

X 6 CrNI 181T (1.4948) Material base GW 206 Probeta 0 5x25 mm

EnsayoN°

ZS2008

2007

2006

2005

ZSV12191225

122012241221

1239:

1241

T°C

750

Ó

kp/mm*

1211

109

8

765

43

3

horas

4,6

7,3

1637

4183

201

440

1226

ain romf5268

£Bel%

1.24

0.94

0,72

0,08

0,18

0.20

0,06

0,02

0,06

0^004

0,02

t0.1hora

///

0,25

//

0,25

0,56

695

50

•}o.2thora;

//

/0,5

/0,25

0,751

16

1223

206

fc0.5íhoras

///

1.1

0,512

8

422478584

horas

//0,5

. 1,8

12,5

717,5

81

38701104

horas

0,3

0,5

13,5

2.5

5,5

1438

17258772113

(doxl

tw

horas

0,75

1.22,57,5

7

1539

16

389

Bis 34310

o)

t10Xhoras

1.52.5

5/

/3082

250

9346%

1

£ abs.xlO"6/h

63400

40400

19300

5680

6800

3300

1160

336

77

/8,2

ó%

61,6

64,8

64,0

56,0

51,2

44,8

39,2

25,2

18,4

/12,8

id

%

70,8

61,6

56,5

48,3

45,0

42,0

36,0

29,5

29,4

/11 ,8

Observadones

Tabla IX Ensayos d.» fluencia

X 6 CrN1 1811 (1.4948)

"Programa de Extrapolación" KfK-JEN

Material base GW 206 Probeta 0 8.8x21 mm

(doxlo)

Ensayo

N°

ZS1705

1706

1708

1751

1707

1572

1891

x) V.G. 550

j ;

T

°C

550

550 >

°C 24

kp/mm'

28

24

18

161210

) 20

horas

horas

139

1086

18414

8210

-

S Bel

%

9.87.13.42.20,95

0,46

4.3

t0,l3!

horas

1.81,593549141

9

t0,2J!

horas

2.84.827

94143685

22

t0.5%

horas

6.514128528 •

1463

12670

74

horas

13.5

37.5

569

3190

19176

265

hihoras

29

123

2560

13500

1145

horas

75555

9541

4880

tioa:horas

1361008

18054

7375

£ abs .

(10"6/h

550

63

4.20.60.08

11

6%

24.8

26.6

20.5

22,8

%

29.5

29f0

2J5.*5

29,0

Obser

vacion

1

X 6 Cr Mi 1811 1.4948 Fig. 1

Chg. Nr. 231861

Material base GW 206

\

,J28572 HV30= 147-157 X 100

Sección long i tud ina l

x 100 35898 X500

HV30 = 134-140

— — J - •

Materiol base 0 8x5Ornm (d x l )oo'

Material base 1*5x25mm (d_xln) Unión soldada 0 8 x50mm (d0 x l 0 )

Pig. 2 Distribución de probetas soldados y sin soldar en el material ensayado

PROGRAMA DE EXTRAPOLACIÓN

77

28 _ 1 _ - -21. .J

(C)

F I G . _ 3 : T I P O S DE P R O B E T A

4 6 8 10 2 4 6 8 10 2 4 6 8 10 21 ' I

X6Cr NI I8II (I.494B)O / 5» 25mm EP-Programo KFK/ílEN

ti 8» 50 mm Material bate GW 206

ECN-IA-TNO-KFK

Union soldado__SV

4 6 8 10 2 4 6 8 10- 2 4 6 8 10" 2 4 6 8 10 2 6 8 10

Fig.4._ Situación de tiempos de ensayo en el Programa de Extrapolacio'n.

10

eo

60

40

20 - Uniones soldodos

• 500'••600*

Material bose

SB?• 500*• 600*-• 700" / X"

X6 CrNi 1 S11

E-20000 . 15000 kp/mm* '1.4948• Maltnol bait

x Unión soldado

T-550'-750*

SV C8x50x.* " . »

/

•

• GW * 8,0x50

» 5x25

« 8,8x21

MPa

400

200

100

80

60

40

20

0,01 0,1 1,0 10 10'

Fig. 5 Alorgomientos bajo carga en función de lo tensión

x 0,1% • 1,0% • tB

o o,2% 7 2.0%A 0,5% O 5,0%

I I I

40

30

20

10

8

I i 1x6 CrNi 1811I ' '11.4948 GW 206

|T« 550°

I I4 0

10 10'

Tiempo (h)

10"

Fig 6 Tiempo pora alcanzar determinados alargamientos y tiempo de rotura

< 0.1% • 1,0% • lg

0 0.2% ~ 2.0 It

- 0 5% O 5.0%

TTT I I i i I ' r M 1811

I 4948 GW206

T • 600'

•8i50mm(d0it | ,)

Tiempo (h)

Fig 7 _Tiempo para alcanzar determinados alargamientos y tiempo de roturo

MPo500

T i e m p o ( h )

FIG _ 8. Tiempo para alcanzar determinados alargamientos y tiempo de rotura

60

4 0

« o,tv. • i,or.o 0,2% 7 2,0%

0,5% O 5,0%

FIG 9: Tiempo para aiconzar determinados alargamienlos y tiempo de rotura

—I 40

10=

10 10

Tlimpo (h)

Rg.10—Tiempo para aiconzor determinodos olargamiento y tiempo de roturo

— 40

10s

20

•2

i

> 0,1% »1,0% I

O 0,2% 7 2,0% j

! I I ! I I I I X6Cr Ni 1811

14948T » 650*

'8x50mm(d0ll0)

— I10 10s

Tiempo [hi

Fig II._Tiempo poro clconzor determinodos olargamientot y t'iempo de rotura

MPo

i n ! [ i n ! i M L

100

BO

60

40

30

~ 20

| 10

« 0.1% "1.0% . , oX6 CrNi 1811

14948 GW 206

T» 550-

•5x25mm(d0<l0)

I I 1 I I I I I I I I I I10 10* 10°

Tiempo (h)

Fig 12 Tiempo para olcanzar determinodos olorgomientos y tiempo de roturo

MPo500

JCO

200

150

100

80

GO

Fig 13 Tiempo poro olconzar delerminodos olorgomientos y ttempo de roturo

MPo

200

150

100

80

60

I ! i

« 0,1% "1,0%O 0,2% 7 2,0V. • tB

.1 0,S% o 5,0%

1 I i ! I 1 1 1

I

10

'8

» 6 CfN' 16111 4946 GW 206T-700' 19 5 x 2 5 m m (do x lo)

! Mi

Tiempo (hi

Fig 14 Tiempo paro olcanzar determinados olorgomientos y tiempos de rotura

103

I I

22

0

10'

8

06

T I I I i i I T

X 0,1% »1,0%O 0,2% Ü 2,0% » l a

a 0,5% 05,0%

I I I I l | l

X6 Cr Ni IBM _

14948 GW2O6

T .750'

»5i25mm (doxlo)

200

HI50

Fig 15 _Tiempo para alconzor determinados olargamientos y tiempo de roturo

10"Tiempo d« ensayo (h)

Fig. 16._ Alorgomiento a lo roturo en funcion del tiempo de ensayo

.„TOO-

T i e m p o ( h )

Fig. 1 7 _ Estricciön en funciön del Icempo de ensayo

90

80

70

60

O 50

40

30

10

(dailamm) (d,«l,mm) dtxltmm!• 550" *8«50 I 550" 8,6x21 • 5 5 0 ' *6 i30* 600" • no 600" • ^ 600*

0 650" " (1.-3-5 id.)5 TOO*

- S 750"

I I I I

X6 CrNi 1911(1.4948)

Molffiol bo«» GW206

550"

750",1 Gg/10'lid

20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260 280 300 320

Tenuön d« ensoyo MPa

Fig 18 -Alargomiento en funciün de la tension del ensayo

Fig. 19 Representation esquematica de diferentes tipos de curvas de

Fluencia.

X6 CrNi 1811 (t.4948)

Material base GW 206Final de la fluencio primoria

MPa

300

200

100

50

4 6 8 102 2 4 6 8 103 2 4 6 8 104 2 4 6 8 10s

Tiempo (h)

Fig.20.-Tiempos correspondientes a la fluencio. primaria en relacion con el tiempo para alcanzar el alargamiento

del \% en funcion de la tension del ensayo.

- 2 0

• I I I I I I I I• 550° 08x5Omm n 550° 05x25mmA 600" 08x5Omm G 650°• 650° 0 8x5Omm ^ 700"

« 750° "x550° 600° 08,8 x 21mm.

"IX6 Cr Ni 18)1

14948

Mateial base GW 206

°0,2 550°

60Ö'

MPo400

300

200

100

80

60

40

20

IO"6 • 10-5 10"** 10"£abs/s1d

FIG._21: Veiocidad minima de fluencia en funcion de IÜ tension del ensayo

• 550°A 600°

• 650° »

O550° <*88x2lmmA 600° "

40

Fig. 22 Velocidad minima de fluencia en funcion de la tension dei ensayo.

I

U9/.0

Material base GW 206

10 10 10-2

MPa

400

200

100

80

60

20

1010 ' 10

Cahs/std

Fin 97> Trnmn riß vplnr.irinri dß flußnr.in lineal corresoondLente a! alaraamiento del(O.I al 10%) y velocidad min de f luencia

10"

JSo

•ui

10 Tiempo •1

FIG._24:Tiempo de rotura en funcidn de la velocidad minima de fluencia.

10-1

10-2

10

ras

o.c£ 10-4ouu

10-5

1 0 °

10-7

I II !

\

\

X

- - -

T »C (dDxl.)

• 550° 0

A 600°

• 650°

* 550" 0+ 600°

8x50mm.

8,8 x 21mm.

1

1

A a

. . . x\

\

V

1X6 Cr Ni 1611

1.4948So

A

\ "A\ •

\

\ *

\ *

\

dadas

——

A

\

•

10tB(std)

I0 3 IO5

FIG — 25:Tiempo de rotura en funciön de la velocidod minima de fluencia.

X6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Flg. 26

34327

34331

x 15

32569

550° 27 kp/mm?

146 horos

( * 5 x «?y

550° 18 kp/mm2

1080 horas

550° 18 kp/mm*

18414 horas

( '8 ,8x21)

X6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Fig. 27

600° 13,5 kp/mm2 5.360 horas

EP 26 x 5 0

650° 7kp/mm2 10.338 horas 750° 3kp/mm2 5,268 horas

38989 x 15 38985 x 15

X6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Fig. 28

• ;

34328

550° 27kp/mmz

146 horos

550° 23 kp/mm2

1080 horas

550° 18 kp/mm*

18 414 horas

X6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Fig. 29

600°"7

Zono de roturo

13,5 kp/mm2 5360 horas 7 kp/mm210338 horas

t - .

x 400 38990 x 100

700c 5 kp/mm2 6035.horas 750° 3 kp/mm2 5286 horas

35760 38986 x 100

X 6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Fig. 30

Cabeza Cobcza

550c 21 kp/mm2 2770 horas 550

\*1

N

'738015

18 kp/mm2 18 414 horas

Longitud ensoyuda

~1I

fe: • \ 1w ••K

• '<< * • -

•'•frI. '••'

vtr, '-ax •#. i

$

in

/

32571 x500

X6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Fig. 7,\

Cobezo de probeto

600° 22 kp/mm2 600° 18 kp/mm2

EP4 EP8

600« 15kp/mm2 2165 horas 600c

• . / . • • : . • ; • . . • . *

13,5 kp/mmz 5360 horas

EP 26 X400

X 6 CrNl 1811 1.4948 GW 206

jCobezo de probeto

650° 19 kp/mm2 16 horas 650°

Fig. 32

12 kp/mm2 527 horos

\

\

\

34338 34346

650 10 kp/mm2 1923 horas 650° 7 kp/mm2 10338 horas

:'f!; •

34350

. • * *« *

.

/• i

^

• • • • / '

38992 • x 500

X6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Fig. 33

Cabezo de probeto

700° 13 kp/mm2 24 horas 700° 8 kp/mm2 407 horas

V

38035 3436ii

2023 horos 700° 5 kp/mm2 6035 horas

34366

X 6 CrMi 1811 1.4948 GW 206

Cabeza de probeta

Fig. 34

11 kp/mm2 7,3 horas 750' 10 kp/mm2

: - \ N -\16 horas

38047 34374

750' 5 kp/mm2 440 horas 3 kp/mm2 5268 horas

34382 38988 X50CI-

X 6 CrNi 1811 1.4948 GW 206 Fig- 35

Longitud ensoyodo

750c 1 I kp/mm 7.3 horas

- \

V-/

' / • ; . -

• i •

38046

750 5 kp/mm 2 440 horas

750c 10 kp/mm2 16 horas

34373

750« 3 kp/mm2 5 268 horas

3438! 38987 x 500

X6 CrNi 1811 (1 .4948)

GW 206- Union Soldoda Locolizocion de la rotura

remp.Ensoyo. Tens.on. T i e m p o de r o f u r a

^oldadura

L2.Estriccion

550° 24Kp/mm2 860 h.

LEE600° l2Kp/mm2 10600 h.

550° 22 2346

JH550° 20 2950

EDI550 0

J9 8730

li;—h

550° 18

600c

JI

600° 10

:i i650° l3Kp/mm2 390 h.

650' 3 6 0

7 9180

L ( II 1600° 20Kp/ mm2 194 h.

600° 17

600" 15

1060

rI960

600° 13 4640

i . l 1

650 0 9 4 ! 8 0

L=—LJ—A4ILL650° 8 7976

650° 7

!6 5 0 0 6 12000

55 0o

115

I G . _ 3 6 .

220

200 -

v 8,8x2105x25mm

550°O 550°A 650°D 700°V750°

• *>8x50 550°T 600°A 650° X 6 C r N i l 8 l 1

1.4948Material de partida GW 206

Tiempo (h)

Fig.37 Dureza en funcion del tiempo de ensayo

10°

I I I I I I -X 6 Cr Ni IB1I~ .

I 4948Materiol base GW 206

Bando de Dispersion VDEH3 Colo dos 5 0 0 - 8 0 0 '

550" *8x5Oimn(d.xl.)

0 550* >5x25mm(d.xl.2 650' i

x 550' *8,8x21mm (d.xl.)(KFK) [ i

" i i i : ' ! ! i I I I I I I I• - - - - 1 7 24 25

P • T. K ( 2 0 + logtg ) 10-3

00

4 5 0

550

\

600

' \

\

650

\

\

700 750 800 850

^ ^ ^ ^ 1073

\ ^

723 773 823 873 923

100 h

1000 h

10000 h

30000h

ßOOOOh(11,4 anos)

300000 h(34,3anos)

Fig 38 Curvas de Fluenao (Pordmetro Larson—Miller)

10080

60

I > I I

40i/8,8x 21min 4,6)

! I i I !X S Cf Ni IBM

I 4948GW soldodo 'M Po

-400

20

•300

• 200

5 IOC

£ a

100

so

600-*

Banda de disoeraon VDEH7'-

~2Colaaas 500-800 '

's» .; VTS

• • 5 5 0 ' 4 8x50mm_A600*

• 650« "

X 5 5 0 ' f 8,6x 2lmm (KFK)! I i i ' I i i | I I I i I

, 20

11018 20 22 23 24

P *

•c500 550 600 650

(20 -flog t g ) 10

700

-3 -

750 800

25

850100 n

-1000 n

450

1073

-10000 n

-30000 n

.100000 h11,4 aflos

•K 723 773 823 873

Fig.39 Curvas de fluencia (Pardmetro Larson-Miller)

923 973 34,3dnos

30

20

ia.

c 1 0

•gc 80)

65

4

3

c

30

20

£

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I 8

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3

2

F

1 | -1 1

Tiempo-olorgomiento0 ,2% 0,5%

——

V D

___

4 OO•A V3

0

. • 550* 9 8x50mm* 600 ' "• 650'o 550 ' 9 5x25mm

-D 650'7 700*

'& 750* "* 550* 9 8,8x2lmm •

6 17 IB 19i 1 I

16 17r i

P »T.K (20+log I) I0* 3

1 1 - i 1 1.

Tiempo-otorg omento

• X^ ^ .

> \

< 2£ 7«

201

18

161

I _

— 0,2% 0,5%• >

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• 550° a 8 x 50 mmA 600* "• 650'

1 I ! i i

6 17 18 19• i i

16 17r '

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16

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191

17

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21

19i

17i

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221

201

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161

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191

171

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19

17i

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241

221

20I

181

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241

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_[ , I•0,2%-Escolo

23

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19

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24122

1

20

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1

11 1 1 i

• i iX6Cr Ni 18111 ^QdA

Molerial bose GW 206

©

1 I

•0,5% -Escolo

23 24 •!%-Escolo

21 22 ? i 24 «

- , | , ) , , , , I

SV-Sddado

(b) — -

• \

X :

1 1 1 1• 0,2%-Escdo

23i

21I

191

Fig 40 ._ Diagrama Larson-Miller de Tiempo-Alargomiento

241

22

20i

M

«0,5 %-Escokj

23 2 4 «l%-Escoloi •

21 22 23 24i i i t

—

1vi Pa

300250

200

50

00

80

—)60!

4 0

5 n

5'/.- Escolo

—:•

MPo

300

2 5 0

200

150

100

8 0

6 0

40

2 0

5 %-Escolo

J . E . M. 447

Junta de Energía Nuclear. División de Metalurgia. Madrid."Tiempo de ro tu ra en fluencia y compor tamiento a la

fluencia lenta del ace ro X6 CrNi 1811 (1. 4948). P a r t e IIdel p r o g r a m a de ext rapolac ión" .

SOLANO, R . ; SCHIRRA, M.; DZ LAS RIVAS, H . ; BARROSO, S . ; SEITH, B. (1979) 50 p p . 40 f i g sSe efectúa el estudio del comportamiento a la fluencia lenta, en el margen de tempe-

raturas de 550 a 650, del acero Inoxidable austenítico X6 CrNi 1811 (DIN 1.4948) que esel material de estructura del reactor reproductor rápido alemán SNR-300. El objetivoprincipal de este programa (Prograna de Extrapolación) se centra en el estudio de laresistencia a la rotura y el comportamiento a la fluencia lenta hasta 3x10' horas a itemperaturas elevadas para poder extrapolar a tiempos 2J0-> horas y temperaturas deoperación.

Se efectúan también ensayos con el material base en el margen de temperaturas de

J.E.N. 447

Junta de Energía Nuclear. División de Metalurgia. Madrid."Tiempo de ro tu ra en fluencia y compor tamiento a la

fluencia lenta del ace ro X6 CrNi 1811 (1. 4948). P a r t e IIdel p r o g r a m a de ext rapolac ión" .

SOLANO, R.; SCHIRRA, M.; EE LAS RIVAS, H.; BARROSO, S.; SEITH, B.(1!)79) 53 pp. 40 figs,Se efectúa el estudio del comportamiento a la fluencia lenta, en el margen do tempe

roturas de 550 a 650, del acero inoxidable austenítico X6 M i l 1811 (DIN 1.49*8) qw> esel material de estructura del reactor reproductor rápido alemán SNR-100. El objetivoprincipal de este programa (Programa de Extrapolación) se centra en el estudio de laresistencia a la rotura y el comportamiento a la fluencia lenta hasta 3x1 Cr horas atemperaturas elevadas para poder extrapolar a tiempos >. 10^ horas y temperaturas deoperación.


J . E . N . 447

Junta de Energía Nuclear. División de Metalurgia. Madrid.

"Tiempo de rotura en fluencia y comportamiento a lafluencia lenta del acero X6 CrNi 1811 (1.4948). Parte IIdel programa de extrapolación".SOLANO, R.;SCIIIRRA, M.; DE LAS RIVAS, M.; BARROSO, S.; SEITH, 8.(1979) 58 pp. 40 f igs.

Se efectúa el estudio del comportamiento a la fluencia lenta, ert el margen de tempe-raturas de 550 a 650, del acero inoxidable austenítico X6 CrNi 1811 (DIN 1.4948) que esel material de estructura del reactor reproductor rápido alemán SNR-300. El objetivoprincipal de este programa (Programa de Extrapolación) se centra en el estudio de laresistencia a la rotura y el comportamiento a la fluencia lenta-hasta 3x1ul horas atemperaturas elevadas para poder extrapolar a tiempos ¿10-> horas y temperaturas deoperación


J E . N. 447Jjnta de Energía Nuclear. División de Metalurgia. Madrid.

"Tiempo de rotura en fluencia y comportamiento a lafluencia lenta del acero X6 CrNi 1811 (1. 4948). Parte IIdel programa de extrapolación".

SOLANO, R.;SCHIRRA, M.; EE LAS RIVAS, M.; BARROSO, S . ; SEITH, 8 . (1979) 58 pp . 40 f i g s .Se efectúa el estudio del comportamiento a la fluencia lenta, en el margen de tempe-

raturas de 550 a 650, del acero inoxidable austenítico X6 CrNi 1811 (DIN 1.4948)que esel material de estructura del reactor reproductor rápido alemán SNR-300. El objetivoprincipal de este programa (Programa de Extrapolación) se centra en el estudio de laresistencia a la rotura y el comportamiento a la fluencia lenta hasta 3x1Cr horas a

temperaturas elevadas para poder extrapolar a tiempos ^105 horas y temperaturas deoperación.


550 a 750 °C para conocer la dependencia entre la tensión y la velocidad mínima defluencia.

El presente trabajo describe el estado actual del programa en curso, con tiemposde ensayo de hasta 16.000 horas y se toman en consideración resultados obtenidos hasta35.000 horas en otros programas realizados con el mismo acero. A partir del comporta-miento a la rotura por fluencia es posible hacer una interpretación cuantitativa delcomportamiento en fluencia, así como de la ductilidad. Un extenso estudio metalográfi-co permite comprobar el tipo de fractura y los cambios estructurales.

CLASIFICACIÓN INIS Y DESCRIPTORES: B25. Steel-XGCRNI1811. Austenitic steels. Creep:Ruptures. Materials testing. High temperature. Welding. SNR reactor.


El presento trabajo describe el estado actual del programa en curso, con tiemposde ensayo de hasta 16.000 horas y se toman en consideración resultados obtenidos hasta35.000 horas en otros programas realizados con el mismo acero. A partir del comporta-miento a la rotura por fluencia es posible hacer una interpretación cuantitativa delcomportamiento en fluencia, así como de la ductilidad. Un extenso estudio metalográfi-co permite comprobar el tipo de fractura y los cambios estructurales.

CLASIFICACIÓN INIS Y DESCRIPTORES: B25. Steel-X6CRNI1811. Austenitic steels. Creep.Ruptures. Materials testing. High temperature. Welding. SNR reactor.

550 a 750 °C para conocer la dependencia sntre la tensión y la velocidad mínima defluencia.

El presente trabajo describe el estado actual del programa en curso, con tiemposde ensayo de hasta 16.000 horas y se toman en consideración resultados obtmidos hasta35.000 horas en otros programas realizados con el mismo acero. A partir del comporta-miento a la rotura por fluencia es posible hacer una interpretación cuantitativa delcomportamiento en fluencia, así como de la ductilidad. Un extenso estudio metalográfi-co permite comprobar el tipo de fractura y los cambios estructurales.

CLASIFICACIÓN INIS Y DESCRIPTORES: B25. Steel-XGCRN 11811. Austenitic steels. Creep.Ruptures. Materials testing. High temperature. Welding. SHR reactor.


El presente trabajo describe el estado actual tfel programa en curso, con tiemposde ensayo de hasta 16.000 horas y se toman en consideración resultados obtenidos hasta35.000 horas en otros programas realizados con el mismo acero. A-partir del comporta-miento a la rotura por fluencia es posible hacer una interpretación cuantitativa delcomportamiento en fluencia, así como de la ductilidad. Un extenso estudio metalográfi-co permite comprobar el tipo de fractura y los cambios estructurales.

CLASIFICACIÓN INIS Y DESCRIPTORES: B25. Steel-X6CRNI1811. Austenitic steels. Creep-Ruptures. Materials testing. High temperature. Welding. SNR reactor.

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