¿Por qué se agrietan los depósitos de almacenamiento de álcalis de acero inoxidable austenítico 316L? A pesar de ser conocido por su durabilidad, el acero 316L puede agrietarse en determinadas condiciones. Este artículo explora los sorprendentes factores que subyacen a estos fallos, como el agrietamiento por corrosión bajo tensión en ambientes alcalinos, la influencia de las tensiones residuales de la soldadura y el trabajo en frío y los factores ambientales. Comprender estas razones es crucial para prevenir futuros problemas y garantizar la longevidad de estos depósitos. Sumérjase para conocer el análisis detallado y las soluciones prácticas para este desafío crítico de ingeniería.
El agrietamiento por corrosión bajo tensión inducido por álcalis, también conocido como "fragilización alcalina" o "agrietamiento alcalino", se ha documentado en numerosas fuentes bibliográficas. Sin embargo, la mayor parte de la investigación se centra en condiciones de alta temperatura, mientras que hay relativamente menos investigación sobre la fragilización alcalina del acero inoxidable a temperaturas medias y bajas.
Aunque pueden producirse fallos debidos a la fragilización por álcalis en entornos de alta temperatura, estos fallos a temperaturas medias y bajas son relativamente infrecuentes.
En una central nuclear nacional, el depósito de almacenamiento del generador de hidrógeno era de acero inoxidable austenítico 316L y contenía solución de KOH, con una presión de trabajo de 700-800 kPa. Tras ocho años de servicio, el cabezal inferior del depósito se agrietó.
Para determinar la causa del agrietamiento se llevó a cabo una minuciosa inspección física y química y un análisis del estado de tensiones en distintas zonas del tanque. A partir de los resultados, se propusieron sugerencias de mejora.
El depósito de fugas se compone de un cilindro y un cabezal elíptico soldados entre sí. El cabezal puede dividirse en una sección de borde recto y una sección curva, como se representa en la figura 1a.
En la pared exterior de la cabeza hay una grieta pasante situada en el borde recto. El extremo superior de la grieta está aproximadamente a 8 mm de la línea de soldadura, mientras que el extremo inferior está a unos 13 mm de la línea de soldadura. La longitud total de la grieta es de unos 5 mm.
Se realizaron pruebas con líquidos penetrantes en el depósito, que revelaron que no había grietas adicionales en la pared exterior del depósito, aparte de la grieta pasante. Sin embargo, se descubrieron múltiples grietas a ambos lados de la pared interior, cerca de la soldadura. Estas grietas incluían grietas axiales perpendiculares a la soldadura y grietas circunferenciales paralelas a la soldadura, como se muestra en la figura 1b.
Las grietas axiales sólo estaban presentes en la sección de borde recto de la cabeza, a menos de 13 mm de la línea de soldadura. Tenían una distribución circunferencial uniforme y diferentes longitudes. El extremo superior de la grieta más larga estaba a 1-2 mm de la línea de soldadura, mientras que el extremo inferior se encontraba aproximadamente a 13 mm. El extremo superior de la grieta más corta estaba a unos 4 mm de la línea de soldadura, y el extremo inferior a unos 10 mm. Esta grieta se clasificó como grieta de tipo A, mientras que la grieta pasante también se clasificó como grieta de tipo A.
Las grietas circunferenciales estaban situadas a ambos lados de la soldadura, a 1-3 mm de la línea de soldadura. Las grietas del lado del cilindro se clasificaron como grietas de clase B1, y las grietas del lado de la cabeza como grietas de clase B2.
En la figura 2 se muestra el diagrama macroscópico de la distribución de grietas en el depósito con fugas.
La composición química del metal base tanto del cilindro como de la culata se analizó utilizando un espectrómetro de lectura directa de chispa. Los resultados mostraron que ambas composiciones químicas cumplen los requisitos especificados en la norma ASTM A473-2017.
Se tomaron muestras del metal base del cañón y del cabezal y se sometieron a inspección metalográfica con un microscopio óptico. La microestructura del metal base del depósito se representa en la figura 3.
La microestructura del metal base del cañón estaba formada por austenita con una pequeña cantidad de maclas de recocido, y tenía un tamaño de grano de grado 6. Mientras tanto, la microestructura del metal base de la cabeza estaba compuesta por austenita con una cantidad significativa de gemelos de deformación y bandas de deslizamiento, y tenía un tamaño de grano de 3,5.
Se utilizó un durómetro digital Vickers para medir la dureza de varias partes del tanque. Los resultados mostraron que la dureza del metal base del cañón y del cabezal era de 165 HV y 248 HV, respectivamente.
La dureza de la soldadura, lado del cilindro zona afectada por el calory la zona afectada por el calor del lado de la culata era de 171 HV, 188 HV y 165 HV, respectivamente. El espesor medio del lado del cilindro y del lado de la culata era de 3,71 mm y 4,24 mm, respectivamente.
El cilindro estaba hecho de Acero 316L en el estado normal de recocido por disolución. La dureza del acero 316L no se especifica en la norma ASTM A473-2017. Sin embargo, según la norma Placas y tiras de acero inoxidable laminadas en frío (GB/T 3280-2015), la dureza del acero 316L no debe superar los 220 HV.
La elevada dureza de la cabeza, que está relacionada con la presencia de una cantidad significativa de gemelos de deformación y bandas de deslizamiento en la estructura, puede atribuirse al hecho de que se trata de acero 316L en estado endurecido por trabajo en frío.
1.5.1 Análisis de la superficie de la grieta
En la pared interior del depósito, se tomarán muestras para análisis de las grietas de la superficie de clase A y clase B. La ubicación de la muestra se representa en la figura 4.
Después de aplanar, pulir y grabar la muestra con un método de superficie de arco, se examina con un microscopio óptico. La morfología microscópica se ilustra en la figura 5.
Es evidente que ambos tipos de grietas se extienden en la dirección de la estructura cristalina de la superficie.
La parte central de la grieta de tipo A es ancha, mientras que sus dos extremos son estrechos.
La zona afectada por el calor en el lado de la cabeza presenta una zona de grano grueso y otra de grano fino, con una longitud total de aproximadamente 4 mm.
La zona afectada por el calor en el lado del cilindro sólo muestra una zona de grano grueso, de aproximadamente 0,8 mm de longitud, sin presencia de zona de grano fino.
El metal base del lado de la cabeza muestra un número significativo de maclas de deformación y bandas de deslizamiento, caracterizadas por una elevada deformación y distorsión. La recristalización estática se produce durante la proceso de soldadura debido al calentamiento.
Como resultado de la alta temperatura cerca de la soldadura, se produce un crecimiento del grano tras la recristalización y se forma una zona de grano grueso.
Sólo se produce recristalización estática en la zona distante de la soldadura, y el grano no crece, dando lugar a una zona de grano fino.
El metal base del lado del cilindro se encuentra en un estado de recocido en solución, con una deformación y distorsión limitadas, y una fuerza motriz de recristalización insuficiente.
Debido a la alta temperatura cerca de la soldadura, el crecimiento del grano tiene lugar directamente, formando una zona de grano grueso.
Como la temperatura en la zona alejada de la soldadura es inferior a la temperatura de crecimiento del grano, sólo se produce recuperación sin recristalización, y no hay una zona de grano fino similar a la del lado de la cabeza. En consecuencia, no es posible determinar directamente la extensión de la zona afectada por el calor.
Tanto el cañón como el cabezal están hechos de Acero inoxidable 316Lcon una conductividad térmica similar. La extensión de las zonas afectadas por el calor a ambos lados de la soldadura es aproximadamente la misma.
Basándose en la extensión de la zona afectada por el calor en el lado de la cabeza, se deduce que la anchura de la zona afectada por el calor en el cañón es de aproximadamente 4 mm.
Se observa que un extremo de algunas grietas de tipo A está situado en la zona afectada por el calor, mientras que el otro extremo está situado en la sección de borde recto de la cabeza, con el centro situado en la sección de borde recto de la cabeza.
La parte restante de las grietas de tipo A se encuentra en el borde recto de la cabeza.
Todas las grietas de tipo B están situadas en las zonas afectadas por el calor a ambos lados de la soldadura.
1.5.2 Análisis de la sección de fisura
Las figuras 6 y 7 muestran las microestructuras de los dos tipos de grietas en la dirección del espesor de la pared.
Las grietas de tipo A se extienden desde la pared interior a la exterior del depósito, siguiendo el cristal, con profundidades variables. Las partes graves de estas grietas abarcan casi todo el espesor de la pared del depósito, con una punta de grieta bifurcada y un límite de grano que no está sensibilizado. Poseen las características típicas del agrietamiento intergranular por corrosión bajo tensión.
Las grietas de tipo B1 y B2 se encuentran principalmente en las zonas afectadas por el calor a ambos lados de la soldadura. Estas grietas se extienden a lo largo del grano, con una punta de grieta bifurcada y un límite de grano que no está sensibilizado, mostrando las características típicas del agrietamiento por corrosión bajo tensión intergranular.
La microdureza de las grietas de tipo A, B1 y B2 es de 242 HV, 171 HV y 157 HV, respectivamente.
La fuerte disminución de la dureza en la zona de la grieta de tipo B2 se debe a la aparición de recristalización estática después de la proceso de soldaduraque transforma los granos de austenita deformados originales.
Para obtener más información sobre la posición de origen de la grieta de tipo A en la pared interior del tanque, se diseccionó la profundidad de la grieta y se midió en el centro y en ambos lados a lo largo de su longitud. Los resultados se presentan en la figura 8.
La parte más profunda de la grieta a lo largo de la dirección del espesor de la pared se encuentra en el centro, lo que indica que el origen de la grieta de tipo A se encuentra en el centro de su dirección longitudinal y se extiende desde la superficie interior de la pared hacia ambos lados.
En Tensión residual para evaluar la tensión residual del cilindro y la culata, con la soldadura como límite. Las pruebas se realizan en dos direcciones, 0° (paralela a la dirección de la soldadura) y 90° (perpendicular a la dirección de la soldadura), y los resultados se muestran en la figura 9.
Las zonas de tensión de tracción residual en el lado del cilindro a 0° y 90° están aproximadamente a 20 mm y 12 mm, respectivamente, de la línea central de la soldadura. En el lado del cabezal, las zonas de tensión de tracción residual en las direcciones de 0° y 90° están aproximadamente a 17 mm y 15 mm, respectivamente, de la línea central de la soldadura.
Las grietas de tipo A y de tipo B se sitúan en las zonas de tensión de tracción residual.
Las grietas de tipo A y de tipo B se encuentran en la zona de tensión de tracción residual del depósito, y ambas discurren a lo largo del grosor de la pared, desde la pared interior a la exterior, en la dirección del cristal.
Las grietas de tipo A comienzan en la zona del metal base de la cabeza y se extienden a lo largo de la superficie perpendicular a la soldadura en ambos lados.
Las grietas de tipo B se sitúan en la zona afectada por el calor a ambos lados de la soldadura y se extienden paralelas a la soldadura a lo largo de la superficie.
El cabezal se fabrica mediante un proceso de estampación en frío.
El borde recto de la cabeza está formado por rebordear el borde de la chapa original hacia el interior, lo que da lugar a una deformación plástica importante y a una tensión de tracción residual.
Bajo la influencia prolongada de la tensión residual inicial de trabajo en frío, una temperatura de 65-70℃, y las condiciones de servicio de una solución alcalina de KOH, se genera el agrietamiento intergranular por corrosión bajo tensión perpendicular a la soldadura.
La tensión residual original desaparece debido a la recuperación y recristalización de los granos de austenita tras la soldadura en la zona afectada por el calor.
La tensión de tracción residual de la soldadura se produce en la zona afectada por el calor debido a la contracción por enfriamiento de los granos de austenita. Esta tensión es principalmente perpendicular a la soldadura, y bajo el efecto prolongado de las condiciones de servicio de la solución alcalina KOH a 65-70℃, se generan grietas intergranulares por corrosión bajo tensión paralelas a la soldadura.
El mecanismo de agrietamiento del depósito puede explicarse mediante la teoría del agrietamiento de membrana por corrosión bajo tensión inducida por álcalis.
En el entorno de la solución alcalina KOH, se forma una película pasiva en la superficie de la pared interior del depósito, pero se rompe bajo la elevada tensión de tracción residual.
Una vez que la película de pasivación se rompe, no se vuelve a formar inmediatamente sobre la superficie del metal en la zona de la fractura.
A continuación, el metal desnudo entra en contacto con la lejía KOH y el OH- se concentra en la zona de fractura de la superficie, lo que provoca una reacción con el metal desnudo.
El metal desnudo reacciona con la lejía concentrada para formar una película de óxido metálico, pero esta película se rompe de nuevo bajo tensión, repitiendo el ciclo de pasivación-fractura, lo que hace que la grieta siga expandiéndose y extendiéndose. Al final, el depósito se agrieta y tiene fugas.
(1) Las grietas circunferenciales y axiales en la pared interior del tanque de almacenamiento están causadas por el agrietamiento por corrosión bajo tensión inducido por álcalis.
Las grietas circunferenciales se deben principalmente a la tensión de tracción residual de la soldadura, mientras que las grietas axiales se deben principalmente a la tensión de tracción residual del trabajo en frío en el borde recto de la cabeza.
(2) Para evitar grietas circunferenciales, es importante controlar calor de soldadura y reducir la tensión residual de soldadura.
Para evitar grietas axiales, debe añadirse un proceso de alivio de tensiones después de la conformado en frío de la cabeza para reducir la tensión residual del trabajo en frío.
(3) Para garantizar el funcionamiento seguro de los equipos, deben reforzarse las medidas de pruebas no destructivas, como las pruebas con líquidos penetrantes, durante el funcionamiento para una mayor protección.
Como fundador de MachineMFG, he dedicado más de una década de mi carrera a la industria metalúrgica. Mi amplia experiencia me ha permitido convertirme en un experto en los campos de la fabricación de chapa metálica, mecanizado, ingeniería mecánica y máquinas herramienta para metales. Estoy constantemente pensando, leyendo y escribiendo sobre estos temas, esforzándome constantemente por mantenerme a la vanguardia de mi campo. Deje que mis conocimientos y experiencia sean un activo para su empresa.
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