Agrietamiento Por Hidrogeno en Acero HSLA

Uso del ensayo de implante y la tcnica de emisin acstica para estudiar

el agrietamiento asistido por hidrgeno en la zona fundida en la soldadura de un acero

HSLA-80(#)

H.C. Fals

H.C. Fals et al. / Uso del ensayo de implante y la tcnica de emisin acstica .,

1. INTRODUCCIN Los aceros de alta resistencia y baja aleacin han alcanzado en las ltimas dcadas una creciente apli-cacin industrial debido a su excelente combina-cin de altas propiedades mecnicas y soldabilidad. No obstante, el fenmeno de agrietamiento asistido por hidrgeno causado en las uniones soldadas de este material contina ocupando un lugar destaca-do, en los problemas metalrgicos, en la soldadura de estos aceros.

El agrietamiento en fro, como tambin es cono-cido, ha dejado de ocurrir con mayor frecuencia en la zona afectada trmicamente (ZAT) de la unin soldada y cada vez ms es tpico de la zona fundida (1), presentando por tanto nuevas caractersticas que deben analizarse para entender correctamente el problema.

Adems de la tensin de restriccin, la microes-tructura y el nivel de hidrgeno, el aumento del agrietamiento causado por hidrgeno en la zona fun-dida (ZF) se debe, fundamentalmente, al incremento de la temperatura de transformacin de los aceros de baja aleacin, provocado por el bajo contenido de carbono y elementos aleantes (2). Esto, a su vez, trae como consecuencia que la transformacin austenita-ferrita de la ZAT, ocurra antes de la transformacin de la ZF y, por tanto, aumenta en concentracin de hidrgeno en la regin, debido a que la difusin de hidrgeno de la ZF hacia la ZAT disminuye.

El anlisis de la forma de propagacin de las grietas es importante para entender las caracters-ticas del fenmeno. Beachem (3) expuso la teora de la microplasticidad para explicar el fenmeno del agrietamiento por hidrgeno y propuso un dia-grama que relaciona los modos de fractura con el coeficiente de concentracin de tensin en el modo I (*!).

Este diagrama fue usado por Yurioka et al. (4) para analizar los resultados de ensayos de implante, lo que les llev a ponerse de acuerdo en explicar que el modo de fractura por microcoalescencia de vacos (MCV), acta, predominantemente, para ele-vados valores de tensiones aplicadas, y en la medi-da que la tensin disminuye, aparecen los modos por cuasiclivage (CC) e intergranular (IG). No obs-tante, se observ en el trabajo publicado por Gede-on et al (5), que para mayores niveles de hidrgeno que los usados para obtener el modelo de Beachem, los modos IG y CC estuvieron presentes con altos niveles de tensin aplicada.

Debido a la importancia del agrietamiento y fallas en las uniones soldadas, se han utilizado varias tcnicas para su deteccin; no obstante, la tcnica de emisin acstica (EA) ha tenido gran aceptacin por su versatilidad, bajo costo y viabili-dad para la determinacin de fenmenos en tiempo real.

Esta tcnica viene estudindose desde los aos 60, y se utiliza, principalmente, como herramienta de monitorizacin de estructuras mecnicas en ensayos no destructivos (crecimiento de grietas). Se han realizado varias investigaciones para detectar la formacin y crecimiento de grietas durante y des-pus de la soldadura, o en piezas en servicio, usan-do la tcnica de EA (6).

Como la EA se genera como producto de los cambios en el material, en el dominio de la defor-macin y tensin, el anlisis de la forma de onda de la EA facilita la obtencin de informacin sobre el aspecto dinmico del fenmeno que la origina (7). Las caractersticas de la seal elctrica de la EA dependen del mecanismo que la produjo, del mate-rial por donde se propaga y del sensor usado.

A pesar de la amplia aplicacin de la tcnica de EA, se encontraron pocos trabajos que relacionen la extensin y el tipo de modo de fractura que ocurren en el agrietamiento asistido por hidrgeno con la amplitud RMS, energa y nmero de ciclos medidos de la seal (8 y 9). Esta correlacin puede ser importante para conocer, a travs del anlisis de la seal de EA, el tipo de micromecanismo que est actuando en la fractura de un material, y de cierta forma adecuar correctamente las medidas a tomar para evitar fallas catastrficas.

Este trabajo estudia el agrietamiento asistido por hidrgeno en la ZF de las uniones soldadas de un acero microaleado, empleando el ensayo de implan-te modificado, adems de emplear la tcnica de EA para caracterizar los modos de fractura que actan durante el agrietamiento de las probetas

2. MATERIALES Y MTODO EXPERIMENTAL

Para el desarrollo del trabajo se utiliz un acero microaleado, con la composicin qumica y propie-dades mecnicas que se muestran en la tabla I. El proceso de soldadura con alambre tubular {Flux cored are welding-FCAW), se us con aporte trmi-co constante, equivalente a 0,659 kJ/mm. Los alam-bres fueron del tipo AWS E 70T-5 (T-75) y E 120 T5-K4 (T-120). Las composiciones qumicas de los depsitos obtenidos con cada alambre se muestran en la tabla II. Al C02 usado como gas de protec-cin, se le aadi 5 % H2 para inducir altos valores de hidrgeno difusible en la unin soldada.

Para determinar el nivel de hidrgeno difusible, se emple la tcnica de cromatografa gaseosa, de acuerdo con la norma ANS/AWS A4.3-86 (10). Los resultados mostraron que el nivel de hidrgeno fue diferente para cada alambre usado, siendo como media 22,37 ml/100 g del metal depositado (MD), para el alambre T-120 y 18,02 ml/100 g MD para el alambre T-75.

234

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TABLA L- Composicin qumica (% en peso) y propiedades mecnicas del acero usado TABLE / . - Chemical composition (wt %) and mechanical properties ofthe steel

c 0,12

Mn

0,99

Ni

0,015

Lmite elstico convencional (Re 0 2)

MPa

750

Cr

0,52

Si

0,20

Cu

0,26

Mxima resistencia a la traccin (Rm),

MPa

805

P

0,03

S

0,007

Mo

0,34

Alargamiento (Ar), %

19,06

V

0,029

Ti

0,007

Al

0,026

Dureza (HV10)

275

TABLA II.- Composicin qumica (% en peso) en los depsitos de los alambres tubulares TABLE II.- Chemical composition (wt %) ofweld deposit

Alambre

E 70T-5 E120 T5-K4 Alambre

E 70T-5 E120T5-K4

C 0,07 0,07 Ti

0,01

0,01

Mn

1,42-1,66 1,73 V

H.C. Fals et al. / Uso del ensayo de implante y la tcnica de emisin acstica ...

Cordn de Soldadura

Chapa de Ensayo

Clula de Carga * x ,_

Estructura- L

Sensor de EA Filtro-Preamplificador

RMS Implante

PlacaAdquisicin de Datos

Voltmetro

Qsciloscopio

Microcomputador PlacaAdquisicin

de Datos

Sistema Hidrulico

O Microcomputadoi

FIG. 1. Representacin de la instalacin de ensayo de implante con los sistemas de monitorizacin de fuerza y EA.

FIG. 1. Experimental set-upfor monitoring AE and forc signal in implant test.

- Software RUPTURA para la adquisicin de los datos de emisin acstica con frecuencia de adquisicin de 50 kHz.

A travs del anlisis de la forma de las ondas de EA, se midieron los siguientes parmetros: nmero de ciclos, energa y amplitud RMS de la seal de EA. El sumatorio de los tres parmetros fueron relacionados con los modos de fractura para cada caso.

Las tcnicas de microscopa ptica, microscopa electrnica de barrido y anlisis de imagen, se usa-ron tambin para estudiar la microestructura, los lugares de formacin y propagacin de las grietas, as como para medir las reas correspondientes a cada micromecanismo de fractura.

direccin de la zona de crecimiento de grano de la ZAT (CGZAT), como se observa en la figura 2.

En esta zona, como resultado del ciclo trmico impuesto en la soldadura, la austenita primaria sufri un gran crecimiento de grano y se form martensita (dureza media: 30 HRc), susceptible a la propagacin de las grietas.

Adems del aumento de la fragilidad que ocurre en la CGZAT, el depsito obtenido con el alambre T-75, tambin desempe un papel importante en la determinacin de la direccin de propagacin de las grietas, ya que este depsito tuvo como caractersti-ca fundamental una dureza inferior (24 HRc) a la dureza de la CGZAT. Es importante sealar que la ZF obtenida con este alambre estaba compuesta por

3. RESULTADOS Y DISCUSIN En los ensayos de implante realizados, indepen-dientemente del tipo de alambre, las grietas asisti-das por hidrgeno siempre se formaron en la regin de alta concentracin de tensiones, localizada apro-ximadamente en la lnea de fusin, exactamente en el lugar donde fue provocado (en la nueva propues-ta de ensayo) un cambio brusco de seccin por causa del aumento de la tolerancia entre el implante y la chapa base.

No obstante, se observ que el sentido de propa-gacin de las grietas dependi directamente del tipo de alambre usado en cada ensayo. Esto significa que las grietas crecieron en diferentes direcciones de la unin soldada, de acuerdo con las propiedades mecnicas y microestructurales de la zona fundida.

En los ensayos realizados con el alambre T-75, se observ que, de forma general, las grietas se pro-pagaron transgranular e intergranularmente en la

FIG. 2. Propagacin de las grietas intergranular y transgranularmente en la CGZAT. Alambre T-75.

Nital 2 %. x800. FIG. 2. Intergranular and transgranular crack propagation in the CGHAZ. T-75 wire. Nital 2 %.

800x.

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microestructuras de ferrita con diferentes morfolo-gas tales como: ferrita de contornos de grano (PF[G]), ferrita poligonal intragranular (PF[IFTI]), ferrita de segunda fase alineada (FS[A]) y ferrita acicular (AF), las cuales provocan la formacin de una regin tenaz ms resistente al crecimiento de las grietas. En la figura 3 se muestra esta composi-cin microestructural.

En los ensayos realizados usando el alambre T-120, las grietas se propagaron verticalmente en la direccin de la zona fundida, siendo transgranulares e intergranulares en el sentido de los grandes granos columnares, caractersticos de la regin. Los dep-sitos obtenidos con el alambre T-120 se compusie-ron por microestructuras de martensitas y bainitas finas con dureza media de 35 HRc, superior a la dureza de la CGZAT. Las caractersticas microes-tructurales y la dureza de la zona fueron favorables para la propagacin vertical de las grietas en los ensayos realizados con este alambre.

3.1. Tiempos de falla (Tf) y tensin crtica de falla (ac)

Los ensayos de implante realizados con el alambre T-75 presentan una rotura para a = 330 MPa, equi-valente al 66 % del lmite elstico (Re 02) del dep-sito, o sea, la mxima tensin aplicada en los ensa-yos para esta condicin. El tiempo medio de falla (Tf), en esta condicin experimental fue de 28 min.

En los ensayos realizados con el alambre T-120, las probetas fallaron siguiendo la representacin grfica de la figura 4. Puede observarse que los Tf aumentaron en la medida que la tensin aplicada fue menor, como era esperado y presentado por diversos trabajos en este campo.

FIG. 3. Microestructura de la zona fundida. Alam-bre T-75. Nital 2 %. x 1.000.

FIG. 3. Fusin zone microstructure obtained with T-75 wire. Nital 2 %. l.OOOx.

600 r

580 560 540 520 500 480 460 440 420

0

## #

# #

4-+~-

1-120T5-K4 22,37 ml/100g

# # #~. #

- l ~+~ + - H

5 10 15 20 Tiempo de falla (min)

25

FIG. 4. Tensin frente a tiempos de falla. Alambre T-120.

FIG. 4. Stress vs time tofailure. T-120 wire.

Analizando la figura 4, observamos claramente que los Tf siempre fueron menores cuando se com-paran con los resultados obtenidos en los experi-mentos realizados con el alambre T-75. Esto se ori-gina fundamentalmente por dos factores importantes: la microestructura martenstica, ms frgil, y el mayor nivel de hidrgeno difusible obte-nido en el depsito del alambre T-120.

Como establece la norma NF 89-100, la tensin para la cual no ocurre la falla en el ensayo de implante durante 16 h se denomina tensin crtica de falla (crc), valor que fue determinado para los alambres usados. En los ensayos realizados con el alambre T-75, la ac fue de 285 MPa, equivalente al 57 % del lmite elstico del depsito; ya en los ensayos realizados con el alambre T-120, este valor fue de 327 MPa (33 % del lmite elstico). De esta forma, se comprob que el alambre T-120 fue ms susceptible al fenmeno de agrietamiento asistido por el hidrgeno.

3.2. Micromecanismos o modos de fractura

A travs de la tcnica de microscopa electrnica de barrido, se observ que todas las superficies de fractura presentaron una morfologa de fractura compleja, caracterizada por la coexistencia de los modos de fractura intergranular (IG), microcoales-cencia de vacos (MCV) y cuasiclivage (CC), y que estos variaron su extensin dependiendo de la microestructura presente en la zona de propagacin de la grieta y de la tensin aplicada en los ensayos.

En los ensayos realizados con el alambre T-75, donde las grietas se propagaron en la CGZAT, fue predominante el modo CC, como puede observarse en la tabla III, ocupando como media el 64,6 % del rea total de la superficie de fractura; el modo

Rev. Metal. Madrid, 35 (4), 1999 237




TABLA IIL- Correlacin entre los modos de fractura que actan en la zona fundida y la tensin aplicada TABLA IIL- Relation between stress and fracture modes in the fusin zone

rea media de fractura (%) T-120 Tensin MPa % Re02

580 (66) 501 (57) 457 (52)

MCV

15,7 22,4

35,4

Mixta

73,6 70,7

60,2

rea media de fractura (%) T-75 Tensin, MPa (% Re02)

330 (66) 285 (57) 260 (52)

CC

64,6

MCV

11,4

Mixta

23,9

Composicin media del rea de fractura mixta (%). Alambre T-120 Tensin MPa (% Reoa)

580 (66) 501 (57) 457 (52)

MCV+CQ 2,9

IG+MCV+CQ 15,0 7,8

IG+MCV

22,1

24,4

IG+CQ 55,7 40,8

35,8

MCV alcanz 11,4 % y tambin fue verificada la formacin de zonas de fractura con morfologa mixta, compuesta por los modos MCV, CC e IG, 23,9 %, los cuales actuaron en regiones muy peque-as, imposibles de cuantificar separadamente.

La gran rea del modo CC, en la superficie de fractura de los ensayos realizados con el alambre T-75, fue causada por la formacin martensitica aso-ciada a la CGZAT, donde las grietas se propagaron, y tambin por la elevada concentracin de hidrge-no difusible usada en los experimentos para inducir el agrietamiento.

Los experimentos realizados con el alambre T-120 permitieron establecer una correlacin entre los modos de fractura que actuaron en la zona fun-dida y la tensin aplicada en los ensayos. Como se observa en la tabla III, cuando la tensin fue aumentada en los ensayos, las reas correspondien-tes al modo de fractura por MCV disminuyen, este resultado entra en contradiccin con el modelo de microplasticidad de Beachen (3), usado para explicar el desarrollo del fenmeno de agrietamien-to asistido por hidrgeno.

Este resultado fue originado por el elevado nivel de hidrgeno usado en los experimentos y por las caractersticas de solidificacin y microestructura-les de la ZR Gedeon et al. (5) observaron resulta-dos semejantes, proponiendo una nueva modifica-cin al modelo de microplasticidad para niveles de hidrgeno mayores a los utilizados por Beachem (3). El trabajo reflej que los modos de fractura IG y CC actan, para altos valores de tensiones aplica-das, inhibiendo la formacin del modo MCV.

En realidad, el alto nivel de hidrgeno usado provoca que la zona plstica en la punta de la grieta disminuya de tamao, ya que los tomos de hidr-

geno actan como lugares de concentracin de dis-locaciones (12) impidiendo el crecimiento de la deformacin plstica y con ello la coalescencia de microvacos en la regin. Tambin la presencia de discontinuidades caractersticas de la ZF, como inclusiones, precipitados, microporosidades, etc. pueden actuar como zonas de concentracin de hidrgeno y generar la formacin de microgrietas que pueden dar origen a las zonas de fractura mixta, caracterizadas por modos con pequeos grados de deformacin plstica como CC e IG.

En la tabla III se observa que las reas de fractu-ra denominadas como mixtas tienen una marcada presencia en las superficies de fractura de los implantes ensayados con el alambre T-120 y estas aumentan en la medida que se incrementa la tensin aplicada. Pudo constatarse cmo fueron clasificadas las zonas de fractura mixtas y los modos presentes en cada rea, notndose que los modos que ms incidieron en el surgimiento de esta morfologa fue-ron CC e IG, corroborando la incidencia de la microestructura y las discontinuidades en la forma-cin de las reas de fractura mixta.

3.3. Anlisis de las seales de EA

Los resultados del anlisis de las seales de EA per-mitieron establecer una importante correlacin entre los principales parmetros de la seal (nmero de ciclos, energa y amplitud RMS) y los modos de fractura que operaron durante la propagacin de las grietas, en cada condicin experimental.

Todas las seales de EA analizadas presentaron como caracterstica general la formacin de varios ciclos de pequea amplitud, antes de la fractura

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final de las probetas, indicando la existencia de alguna deformacin plstica durante el proceso de fractura. Este fenmeno es tpico del agrietamiento asistido por hidrgeno en uniones soldadas, donde la fractura ocurre a travs de la combinacin de los modos IG, CC y MCV.

En los experimentos realizados con el alambre T-75, se verific que el nmero de ciclos, la energa y la amplitud RMS de la seal de EA fueron meno-res que en los experimentos realizados con el alam-bre T-120, independiente de la tensin aplicada, como se observa en la tabla IV. Este resultado fue debido a la diferencia entre los micromecanismos de fractura que actuaron en cada condicin experi-mental.

La fractura tuvo como caracterstica principal mayor incidencia del modo CC, lo que provoc menor cantidad de ciclos en la seal de EA. Este modo de fractura envuelve poca deformacin pls-tica en el material, la cual es la fuente principal de EA.

El aumento de los parmetros de la seal de EA, en los experimentos realizados con el alambre T-120, probablemente se debi a la formacin de las zonas de fractura mixtas, caractersticas de la regin fundida. Estas zonas de fractura fueron ori-ginadas, entre otras causas, por la formacin de varias microgrietas formadas en las zonas de con-centracin de hidrgeno, provocando el aumento del nmero de ciclos de la seal.

En los experimentos realizados con el alambre T-120, se constat un aumento de la actividad acs-tica de acuerdo con la disminucin de la tensin aplicada. Este resultado puede ser verificado mediante el anlisis de los resultados presentados en la tabla IV

Con el objetivo de facilitar la comprensin del efecto de la tensin aplicada en los parmetros de la seal de EA, se realizar un anlisis comparativo entre los resultados de dos de las condiciones expe-rimentales estudiadas.

En la figura 5(a), se observa parte de la seal de EA instantes antes de la fractura final de la probeta;

en esta se constatan 4 ciclos de menor amplitud; la figura es representativa de un ensayo realizado con 580 MPa. En la figura 5(b) se muestra la superficie de fractura, mediante MEB, que gener la seal, observndose la formacin de una gran rea de fractura con morfologa mixta y un rea menor caracterizada como MCV.

En la figura 6(a), se muestra la parte de la seal de EA correspondiente al mismo instante de tiempo expuesto en la figura 5(a), con la diferencia de que en este caso se aplicaron 457 MPa de tensin. En esta figura puede observarse que el nmero de ciclos es mayor (9). Tambin, en correspondencia con el aumento del nmero de ciclos, existi un marcado aumento en el rea del modo de fractura por MCV, como se observa cuando se comparan las macrografas mostradas en las figura 6(b) y figura 5(b).

Este anlisis comparativo demuestra que existe una fuerte dependencia entre el nmero de ciclos de la seal de EA y la extensin en el rea del modo de fractura por MCV, o sea, se constat que en la medida que aumentaba el rea de fractura por MCV era mayor el nmero de ciclos, como consecuencia de la deformacin plstica que ocurre en el mate-rial, producto de la coalescencia de microvacos.

Como se observa en la figura 7 y en la tabla IV, la energa y amplitud RMS de la seal aumentaron cuando la tensin aplicada fue menor, es decir, cuando se increment el rea de fractura por MCV. Este resultado debe ser aclarado, ya que como se discute en la literatura consultada (3-5), los ciclos de EA caractersticos del modo de fractura MCV poseen baja amplitud y energa, lo que tambin se comprob en el desarrollo del trabajo. En este punto surge una contradiccin con respecto a los resultados mostrados en la figura 7.

No obstante, en este trabajo fueron determinados la amplitud RMS y energa total de la seal y no de los ciclos individuales; por tanto, los valores de estos parmetros de la seal que se exponen corres-poden al sumatorio de todos los ciclos que ocurren durante el proceso de fractura en los ensayos.

TABLA IV- Correlacin entre la tensin aplicada y los parmetros de la seal de EA TABLE IV- Relation between stress and AE parameters

Alambres

T-75 T-120 T-120 T-120

Tensin aplicada, MPa

330 (66) 580 (66) 501 (57) 457 (52)

Nmero medio de ciclos

3 9 12 19

Energa media (V2s)

0,069 0,108 0,113 0,126

Amplitud RMS media (V)

6,82 8,28 9,95

12,94

Rev. Metal. Madrid, 35 (4), 1999 239 (c) Consejo Superior de Investigaciones Cientficas Licencia Creative Commons 3.0 Espaa (by-nc)



o-

2 QL

Ampl

itud

013 -(A]

0 10 0.08 ~ Nmero de

i ciclos - 4 0.05

0.03 l

0.00 HjMy|||to||^ -0.03 - | flfflfflPfflllfl

1.70 1.80 1.90 2.00 2.10 2.20 Tiempo (s)

FIG. 5. (a) Seal de EA instantes antes de la fractura final del implante con tensin aplicada de 580 MPa. (b) Vista general en el MEB de la superficie del implante fracturado.

FIG. 5. (a) AE signal instant befare implant fracture (580 MPa). (b) SEM view of a fractured implant specimen.

m

"O 3 TEL

0.25 -

0.20 -

0.15 -

0.10 -

0.05

0.00

(A) Nmero de

ciclos - 9

1.70 1.80 1.90 2.00 2.10 2.20 Tiempo (s)

FIG. 6. (a) Seal de EA instantes antes de la fractura final del implante con tensin aplicada de 457 MPa. (b) Vista general en el MEB de la superficie del implante fracturado.

fIGm 6. (a) AE signal instant befare implant fracture (457 MPa). (b) SEM view of a fractured implant specimen.

4 CONCLUSIONES

Los resultados experimentales mostraron que:

- La modificacin producida para la realizacin del ensayo de implante en la zona fundida per-miti la obtencin de resultados coherentes, siendo de gran utilidad en el desarrollo de la investigacin.

- La mezcla de C0 2 + 5 % H2, usada como gas de proteccin, posibilit la obtencin de altos nive-les de hidrgeno difusible en la unin soldada.

El alambre tubular T-120 fue ms susceptible al agrietamiento por hidrgeno que el alambre T-75, lo que fue provocado por las caractersticas microestructurales y dureza del depsito. El modo de fractura mixto fue tpico de la frac-tura en la zona fundida de los experimentos rea-lizados con el alambre T-120. Se comprob que para elevados niveles de hidrgeno difusible, el modelo de microplasticidad de Beachem (3) debe ser analizado ms detalladamente. Los resultados experimentales mostraron que existe una importante dependencia entre los

240



0,125

cF '12 5- 0,115 .2 0,11 0,105

0,1

0,095

r"---

""-"., ! Energa ] A Amplitud RMS

V) O "O

"5. E <

457 501

Tensin (MPa)

FIG. 7. Correlacin entre la energa y amplitud RMS de la seal de EA y la tensin aplicada.

FIG. 7. RMS energy and amplitude as a function ofthe applied stress.

modos de fractura y las caractersticas de la seal de emisin acstica.

- Se determinaron los valores del nmero de ciclos, amplitud RMS y energa total de la seal de EA, caractersticas del fenmeno de agrieta-miento asistido por hidrgeno en la zona fundi-da, lo que puede ser de gran validez para futuras investigaciones y aplicaciones industriales.

Agradecimientos

Los autores de este trabajo agradecen a la Funda-cin de Amparo a Pesquisa del Estado de Sao Paulo (FAPESP), el soporte financiero para la realizacin del proyecto de investigacin.

REFERENCIAS

(1) VUICK, J., Weld. World, V31 (5), 1992: 308-321. (2) SVENSSON, L.E. Control of Microestrutures and Properties

in Steel are Welds. The ESAB Group. Esab AB. Gotherburg (Suecia). CRC Pres, Inc., 1994: 39-44.

(3) BEACHEM, C.D. Metall Trans., 3 (2), 1972: 437-451. (4) YURIOKA. N. y SUZUKI. H. Int. Mater. Rev., 35 (4), 1990:

217-249.

(5) GEDEON, S.A. y EAGAR, T.W; Weld. i., junio 1990: 213s. (6) FANG, C.K., KANNATEY-ASIBU Jr, E. y BARBER, J.R.

Weld. J., junio 1995: 177-184. (7) TREVISAN, R.E. y FERRARESI, A.V. Abstracts of Papers.

79th Am. Weld. Soc. Annual Meeting (EE.UU.), 26-30 abril 1998:151.

(8) CARPENTER, S.H. y SMITH Jr, D.R. Metall Trans. A, V 21 A, julio 1990: 1933-1938.

(9) FALS, H.C. y TREVISAN, R.E. Proceedings. 17th Int. Offshore, & Arctic Engineering Conference. Lisboa (Portugal), 5-9 julio, 1998.

(10) American National Standards Institute/American Welding Society. EU, ANSI/AWS A 4-3-86. Standard Methods for Determination of the Diffusible Hydrogen Content of Martensitic, Bainitic, and Ferritic Steel Weld Metal Produced by Are Welding, 1986: 17 p.

(11) NF A 89-100. Cold Cracking Test Methods Using Implants. Abril 1982: 10 p.

(12) MOTA, J.M.F y APPS, R.L, Weld. / .Julio 1982: 222s.

Rev. Metal. Madrid, 35 (4), 1999 241



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