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TALLER DE TITULACIÓN
MEMORIA PARA OPTAR AL TÍTULO DE INGENIERO CIVIL MECÁNICO
“OPTIMIZACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE SOLDADURA PARA LA
REALIZACIÓN DE LAS UNIONES SOLDADAS DEL ACERO
A 514 GRADO B. “
DPTO. DE PRODUCCIÓN
GRUPO INSAMIN
MAESTRANZA INSAMIN E.I.R.L
PROFESOR PATROCINANTE:
Msc. Ing. Sr. Damián Gatica Moreno
COMISION REVISORA:
Dr. Ing. Sr. Víctor Bermont Ocampo
Ing. Sr. Mario Cáceres Valenzuela
SR. ALEJANDRO ESTEBAN CHELÉN PARRA
UNIVERSIDAD DE LA SERENA
FACULTAD DE INGENIERÍA
DEPTO. DE INGENIERÍA MECÁNICA
2
SR. VÍCTOR RAÚL ANDRÉS GALLEGUILLOS BUGUEÑO
“OPTIMIZACIÓN DE LOS PARÁMETROS DE SOLDADURA PARA LA
REALIZACIÓN DE LAS UNIONES SOLDADAS DEL ACERO
A 514 GRADO B. “
DPTO. DE PRODUCCIÓN
GRUPO INSAMIN
MAESTRANZA INSAMIN E.I.R.L
DATOS DE LOS ALUMNOS:
Alejandro Esteban Chelén Parra
51- 282117
97153586
Víctor Raúl Andrés Galleguillos Bugueño
53-621481 94396459
PROFESOR PATROCINANTE:
Msc. Ing. Sr. Damián Gatica Moreno
PROFESIONAL GUÍA:
UNIVERSIDAD DE LA SERENA
FACULTAD DE INGENIERÍA
DEPTO. DE INGENIERÍA MECÁNICA
3
Ing. Sr. Luis Rojas Valdivia
Agradecimientos
4
Dedicatorias
5
ÍNDICE GENERAL
ÍNDICE DE FIGURAS..............................................................................................7
ÍNDICE DE TABLAS................................................................................................8
RESUMEN...............................................................................................................8
ABSTRAC................................................................................................................8
CAPÍTULO I............................................................................................................8
INTRODUCCIÓN.....................................................................................................8
1.1 Antecedentes generales.................................................................................91.1.1 Descripción de la empresa.......................................................................101.1.2 Ubicación geográfica de la empresa........................................................131.1.3 Lay-out INSAMIN.....................................................................................141.1.4 Organización............................................................................................14
1.2 Trabajo propuesto.........................................................................................161.2.1 Exposición general del problema.............................................................161.2.2 Estado del arte.........................................................................................171.2.3 Límite de batería......................................................................................181.2.4 Aporte a la ingeniería...............................................................................181.2.5 Beneficios esperados...............................................................................18
1.3 Objetivos........................................................................................................191.3.1 Objetivo general.......................................................................................191.3.2 Objetivos específicos...............................................................................19
1.4 Metodología del trabajo................................................................................19
CAPÍTULO II.........................................................................................................21
REVISIÓN BIBLIOGRÁFICA.................................................................................21
2.1 Soldabilidad de los aceros...........................................................................21
6
2.2 Soldadura.......................................................................................................212.2.1 Soldadura tungsten inert gas (TIG)..........................................................212.2.2 Soldadura con hilos tubulares (FCAW)....................................................22
2.3 Características de los materiales................................................................23
2.4 Caracterización.............................................................................................24
2.5 Aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA)....................................252.5.1 Acero ASTM A 514..................................................................................26
2.6 Metalografía de la unión soldada.................................................................262.6.1 Zona fundida no mezclada.......................................................................272.6.2 Zona parcialmente fundida.......................................................................282.6.3 Zona afectada térmicamente (ZAT).........................................................282.6.4 Zona compuesta......................................................................................292.6.5 Línea de transformación (interfaz de la soldadura)..................................292.6.6 Metal base...............................................................................................29
2.7 Defectos en la soldadura..............................................................................292.7.1 Fisuración por hidrógeno.........................................................................292.7.2 Fisuración en frío.....................................................................................302.7.3 Fisuración en caliente..............................................................................30
2.8 Carbono equivalente.....................................................................................30
2.9 Velocidad de enfriamiento............................................................................41
2.10 Energía de arco..........................................................................................41
2.11 Embridamiento..........................................................................................42
CAPÍTULO III........................................................................................................43
3.1 Introducción..................................................................................................43
3.2 Temperatura de precalentamiento...............................................................473.2.1 AWS.........................................................................................................483.2.2 Control de Dureza en la ZAT...................................................................483.2.3 Método de Control de Hidrógeno.............................................................503.2.4 Selección del Método...............................................................................513.2.5 Sujeción...................................................................................................553.2.6 WRA.........................................................................................................613.2.7 Nomograma de COE...............................................................................653.2.8 Método de SEFERIAN.............................................................................673.2.9 Criterio de Y. ITO Y K. BESSYO..............................................................693.2.10 Criterio de SUZUKI Y YURIOKA..........................................................693.2.11 Criterio de YURIOKA............................................................................71
7
3.2.12 Método de la SULZER..........................................................................723.2.13 Método ALEMÁN..................................................................................73
CAPITULO IV.........................................................................................................76
CÁLCULOS...........................................................................................................76
4.1 Cálculo de la Temperatura de Precalentamiento.......................................764.1.1 Método de la AWS D1.1...........................................................................764.1.2 Método de la WRA...................................................................................794.1.3 Nomograma de COE...............................................................................814.1.4 Método de Seferian..................................................................................824.1.5 Método de Ito y Bessyo............................................................................824.1.6 Método de Suzuki y Yurioka....................................................................834.1.7 Metodo de Yurioka...................................................................................854.1.8 Método de la Sulzer.................................................................................864.1.9 Método Alemán........................................................................................884.1.10 Método de Control de Temperatura.....................................................90
DESARROLLO EXPERIMENTAL.........................................................................92
5.1 Material seleccionado...................................................................................92
5.2 Análisis de la composición química............................................................92
5.3 Ensayos mecánicos y ensayo metalográfico.............................................925.3.1 Ensayo de tracción..................................................................................925.3.2 Ensayo de dureza (Vickers ) al metal base..............................................955.3.3 Ensayo metalográfico..............................................................................98
Índice de figuras
Figura 1; Ubicación geográfica INSAMIN E.I.R.L...................................................13
Figura 2; Lay-out INSAMIN E.I.R.L........................................................................14
8
Figura 3; Organigrama INSAMIN E.I.R.L...............................................................15
Figura 4; Esquema proceso de soldadura TIG.......................................................21
Figura 5; Proceso de soldadura con hilos tubulares..............................................22
Figura 6; Zonas afectadas térmicamente...............................................................26
Figura 7; Dimensión probeta para ensayo de tracción...........................................35
Índice de tablas
Resumen
Abstrac
9
CAPÍTULO I
Introducción
En este primer capítulo de la memoria de título se pretende dar un
planteamiento general del problema que se desarrolla en la empresa maestranza
INSAMIN E.I.R.L así como también dar a conocer los objetivos que se pretenden
lograr con este trabajo.
Dentro de este capítulo se define el contexto de los antecedentes generales
referentes a la empresa tales como sus trabajos, equipos y su organización.
También se muestra el planteamiento del problema para luego dar paso a la
situación esperada y a continuación mostrar los objetivos del trabajo, finalizando
con las posibles soluciones del problema, eligiendo la que sea más factible para
lograr buenos resultados en este trabajo.
1.1 Antecedentes generales.
El Grupo de empresas INSAMIN está actualmente compuesto por 3
empresas. La primera es INSAMIN E.I.R.L, empresa dedicada exclusivamente a la
soldadura industrial en su taller de soldadura y reparación de componentes
mineros e industriales. Por otra parte está la empresa E.S.T INSAMIN LTDA. ,
dedicada a la prestación de servicios transitorios en faenas del segmento minero,
vendiendo horas hombre con personal calificado en soldadura industrial,
mecánica, electricidad y electromecánica orientada a satisfacer las necesidades
de plantas de procesos industriales y por último se encuentra la SOCIEDAD
COMERCIAL E INDUSTRIAL INSAMIN LTDA. , la cual desarrolla su negocio de
barrenado en terreno, tornería, personal para mantención, desarme, armado y
trabajos varios en equipos pesados de la gran minería. Las tres empresas son
administradas centralizadamente cubriendo las áreas fundamentales de gerencia
general, gerencia técnica, gerencia de servicios y jefaturas de finanzas,
prevención de riesgos, comercial y servicios, a ellas se les agregan las áreas
asesoras externas como lo son el área jurídica y auditoría. En todas las empresas
10
existen jefaturas de producción, ingeniería, diseño CAD/CAM y líderes de equipo
que administran y controlan la producción propiamente tal, la calidad y la
seguridad de las operaciones. Esta forma de administración entrega ventajas
competitivas en términos de calidad del servicio, soporte técnico, toma de
decisiones, abastecimiento, respuesta al cliente y mejor relación entre calidad y
costo.
El Grupo de empresas INSAMIN nace en el año 2006 con el claro objetivo de
ser los mejores en sus respectivas áreas de negocio. “No queremos liderar el
mercado, queremos ser los mejores”, esta fue la frase célebre que impulsó a sus
socios a centrarse en las necesidades del segmento y desarrollar un plan de
negocio orientado a cumplir con las verdaderas expectativas del cliente,
procurando innovar, trabajar profesionalmente, potenciar diariamente la calidad,
entregar estabilidad laboral a sus trabajadores, desarrollar programas de gestión
de seguridad y medioambiente acorde a sus necesidades específicas y finalmente
lograr relaciones con sus clientes duraderas y de largo plazo.
1.1.1 Descripción de la empresa.
INSAMIN E.I.R.L. genera dentro de sus operaciones, servicios que
proporcionen la mayor cantidad posible de valor a la empresa, tales servicios se
detallan a continuación:
Reparación de equipos mineros.
Las principales actividades desarrolladas por INSAMIN EIRL son reparaciones y
recuperaciones de:
• Baldes (PC 5500, WA 1200).
• Componentes estructurales (Chasis bulldózer, dozers, mangos,
rueda motriz y zapatas, cajas de aire de camiones Komatsu).
Desarrollo de proyectos e ingeniería:
Contempla el estudio, elaboración, planificación de trabajos o proyectos de
11
fabricación, para cubrir las necesidades de los clientes, evaluándose en terreno
los distintos requerimientos que éstos tengan. Además, analizan los diseños del
cliente, desarrollando modelamiento por elementos finitos asistidos por
computador.
Trabajos de soldadura:
Esta prestación está destinada a la ejecución de trabajos varios de
soldadura en talleres de INSAMIN EIRL, instalaciones que cuentan con la
capacidad de desarrollar procesos de soldadura como:
• Arco manual.
• MIG.
• Alambre tubular.
• Corte manual con plasma.
• TIG.
• Oxicorte automático y manual.
Trabajos de tornería y barrenado móvil:
Esta prestación está destinada a la ejecución de trabajos varios de
reparación de alojamientos y barrenado en los componentes que así lo
requieran. Además, este servicio se vende tanto para los componentes
reparados como externos.
Ingeniería y soldadura.
El grupo INSAMIN por medio de su taller de soldadura especializada ofrece
las reparaciones en sus instalaciones de componentes de equipos mineros, para
ello cuentan con carpas de tipo mecano de 8 metros de frente por 10 metros de
fondo, una altura de 4 metros al hombro y al eje central de 5 metros. Con ello
aseguran que los procesos de soldeo sean controlados eficientemente y que los
agentes climáticos como viento, frío y agua no ocasionen perjuicios y/o demoras a
12
las operaciones. Por otra parte en sus instalaciones ofrece las reparaciones de
componentes industriales como chancadoras de cono, chancadoras de mandíbula,
harneros vibratorios, chutes, plataformas, etc.
Esta empresa, por medio de la Gerencia Técnica y el Departamento de
Producción e Ingeniería, posee el equipamiento necesario para
desarrollar inspecciones de tintas penetrantes y partículas magnéticas a las
reparaciones de equipos y las uniones soldadas desarrolladas. De esta manera se
asegura un proceso limpio, libre de fallas y disminuye la probabilidad de que estas
fallas se puedan multiplicar y generar fallas mayores mientras éstas no sean
detectadas.
Además, el Departamento de Producción e Ingeniería desarrolla sus diseños
de partes y piezas por medio de softwares especializados (Inventor y Autocad), se
desarrollan análisis por elementos finitos, a fin de determinar en forma eficiente los
puntos de concentración de esfuerzos y corregir antes de la construcción cualquier
falla.
El diseño y confección de herramientas se desarrolla en base a las normas
AWS D1.1/D1.1M:2004, además de ello el taller de soldadura ha confeccionado un
procedimiento para la construcción de herramientas, las cuales son certificadas
por un tercero, en este caso CESMEC. Todas las herramientas poseen una placa
identificadora de registro más un certificado original del organismo técnico
inspector y certificador.
Finalmente se cuenta con tornería fija y móvil para trabajos en terreno.
Políticas de calidad
Para orientar con éxito la gestión hacia la calidad, la empresa INSAMIN
define como política general alcanzar la plena satisfacción de los clientes,
diferenciándose en su segmento por la calidad, tecnología y fiabilidad de los
13
servicios que prestan, así como por la calidad del propio servicio de ingeniería que
se entrega.
Las directrices que emanan de esta política se pueden resumir en los siguientes
principios básicos:
Orientación al cliente.
Los clientes de INSAMIN EIRL son su razón de ser, por lo que no solamente
atienden y satisfacen sus necesidades manifestadas sino, que deben ser capaces
de adelantarse a sus expectativas mediante un contacto permanente que les
permita evaluar la percepción que los clientes tienen sobre sus servicios.
Profesionalismo.
Deben mantener y hacer crecer el compromiso de obtener y mantener el
conocimiento y destrezas requeridos en su área y negocio y utilizar ese
conocimiento y destrezas para proveer la más alta calidad de los servicios para
la confección y reparación de componentes mineros e industriales.
Tecnología.
Para INSAMIN es primordial poseer equipos de última generación en las
áreas de soldadura y barrenado móvil, entendiendo que esto mejora los tiempos
de entrega, la seguridad, el cuidado del ambiente y la satisfacción del cliente.
Compromiso.
Su compromiso está orientado a cumplir con sus metas y objetivos de
calidad, a mantener su sistema, a cumplir con la legislación aplicable y ser los
mejores en su segmento.
1.1.2 Ubicación geográfica de la empresa
La oficina central e infraestructura, se encuentran ubicada en el sector de
Tierras Blancas, comuna de Coquimbo, Calle El Molino #1265, barrio industrial.
14
Figura 1; Ubicación geográfica INSAMIN E.I.R.L.
1.1.3 Lay-out INSAMIN
Distribución física de la planta
Figura 2; Lay-out INSAMIN E.I.R.L.
1.1.4 Organización
Dentro de su staff directivo, los principales cargos están actualmente servidos por:
15
Luis Rojas Valdivia, Gerente General Corporativo.
Nicolás Beros Fernández, Gerente Técnico Maestranza.
José Alvarez Ruiz, Gerente de Servicios a la Minería.
Jorge Fuentes Correa, Director, Jefe de Producción Maestranza.
Daniela Bravo Navarrete, Jefe de Departamento de Prevención de
Riesgos y Medioambiente Grupo INSAMIN.
Figura 3; Organigrama INSAMIN E.I.R.L
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1.2 Trabajo propuesto
El proyecto de memoria está enfocado en la caracterización del acero A 514
Grado B y de sus uniones soldadas con el fin de optimizar los parámetros de
soldadura y determinar los aportes de soldadura más convenientes.
Este estudio se realizará a través del análisis sobre las propiedades mecánicas y
soldabilidad de este acero de alta resistencia y baja aleación.
Para la caracterización de este tipo de acero se deberán determinar los
parámetros de soldadura y procedimiento de soldeo de la unión a realizar, y
registrar todos los parámetros de soldadura de una unión soldada que realizará
un soldador calificado.
Con los datos obtenidos deberá determinarse la energía de arco con la que
se hicieron cada uno de los cordones (raíz y relleno) de soldadura de la unión.
Se deberá cortar la zona de la unión soldada para obtener las probetas para los
ensayos correspondientes (ensayos de tracción, ensayo de dureza, metalografía y
dilucion).
El éxito de la soldadura en este acero A 514 Grado B dependerá
específicamente de la correcta selección del metal de aporte, del pre y/o post
calentamiento, del necesario aporte térmico y del adecuado diseño de la unión
soldada. La adecuada selección y determinación de estas condiciones permitirá
lograr uniones muy confiables, pues de otra manera, pueden aparecer defectos en
la soldadura.
1.2.1 Exposición general del problema.
El problema a solucionar está basado en la utilización del acero A 514 Grado
B, el cual es usado por la empresa INSAMIN E.I.R.L. Los trabajos realizados con
este tipo de acero son: reforzamientos de brazos de Bulldozer, blindaje de baldes,
porta calzas y otros trabajos de reparación. El problema presentado es que al
generar la soldadura, ésta presenta serios problemas, ya sean fisuras, malas
uniones, etc. La principal causa de estos problemas es que se desconocen los
parámetros más convenientes debido a la falta de información sobre los
17
parámetros a utilizar y procedimientos a seguir en una unión soldada de este tipo
de acero.
Los problemas de fragilidad en uniones soldadas de aceros de alta resistencia se
materializan generalmente mediante fisuración en la zona afectada térmicamente
(ZAT) o en el cordón de soldadura. Una de las causas principales de estas fallas
es debido a la presencia de hidrógeno. Para prevenir este tipo de fallas se debe
evitar la presencia del hidrógeno o en su defecto lograr la difusión de éste, esto se
puede lograr con un adecuado aporte térmico y/o pre y post calentamiento.
Las propiedades que desarrolla este acero soldado no dependen solamente
de sus propias características de transformación, sino que están fuertemente
influenciadas por variables del proceso de soldadura, como:
El tipo de electrodo utilizado.
El aporte térmico.
La geometría de la pieza soldada.
Las restricciones mecánicas que se imponen sobre la pieza durante la
operación.
La tarea solicitada es optimizar los parámetros de soldadura para la
realización de las uniones soldadas del acero A 514 Grado B, para que así no se
presenten los problemas antes señalados.
Es por esto que no tan sólo se realizarán pruebas al metal base (acero A 514
Grado B) sino que también en el cordón de soldadura (de forma longitudinal y
transversal) y la ZAT, para así resolver el problema que se presenta.
1.2.2 Estado del arte
En los últimos años el diseño, así como la exigencia de estructuras soldadas,
han experimentado cambios notables con el incremento en la utilización de aceros
microaleados con laminación controlada, templados y revenidos. Desde el punto
de vista de la soldadura los procesos han experimentado mejoras importantes; no
obstante la abundante información disponible sobre la influencia en la
18
microestructura y propiedades tanto en el metal de soldadura como sobre la zona
afectada térmicamente, del proceso y consumibles Flux-cored arc welding
(soldadura con hilos tubulares, FCAW), en una amplia variedad de aceros de muy
bajo contenido de carbono (TM) y de baja aleación y alto limite elástico (HSLA),
aun quedan bastantes interrogantes, en particular para aceros de alta resistencia,
como el acero A 514 Grado B, respecto de la aplicación de las variables de los
procedimientos de soldadura. Existen estudios que permiten determinar la
temperatura de precalentamiento para prevenir la fisuración en frío, datos muy
importantes a considerar en este proyecto para sí obtener una mejor solución al
problema presentado.
1.2.3 Límite de batería
El límite de batería será realizar la caracterización del acero A 514 Grado B a
nivel de ingeniería conceptual, básica y de detalles realizando ensayos de
tracción, dilución, metalografía y dureza.
1.2.4 Aporte a la ingeniería
Este proyecto, además de ser un aporte para INSAMIN E.I.R.L, será un
aporte a la ingeniería, ya que en muchos lugares se están realizando procesos de
soldadura con este tipo de acero, por lo que será de gran ayuda apoyarse en los
parámetros de soldadura que se obtendrán en esta memoria.
1.2.5 Beneficios esperados
Los beneficios que se obtendrán a partir de la caracterización del acero A
514 Grado B y sus uniones soldadas son mejorar la unión soldada de los
reforzamientos de brazos de Bulldozer, blindaje de baldes, porta calzas y otros
trabajos de reparación en donde se presentan fisuras en sus uniones soldadas
debido a una mala elección de los parámetros de soldeo (materiales de aporte, el
método de soldeo, etc.).
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Un beneficio importante será aumentar la vida útil de las uniones
efectuadas con este tipo de acero, lo que permitirá un mayor número de horas
operativas de los equipos.
1.3 Objetivos
1.3.1 Objetivo general
Optimización de los parámetros de soldadura para la realización de las uniones
soldadas del acero A 514 Grado B.
1.3.2 Objetivos específicos
Realizar ensayos de laboratorios existentes con el fin de caracterizar el
material y sus uniones soldadas.
Evaluar diferentes métodos de soldeo, con el fin de dar solución al problema
presentado por la empresa INSAMIN E.I.R.L.
Aumentar la vida útil de las uniones soldadas por INSAMIN E.I.R.L.
Sensibilizar al trabajador, para que tenga conocimiento de las técnicas y
procesos de soldaduras descritos para así obtener un mejor desempeño en los
trabajos.
1.4 Metodología del trabajo.
Al generar una unión soldada con el acero A 514 Grado B ésta presenta
serios problemas, ya sean fisuras, malas uniones, etc. La principal causa de estos
problemas es que se desconocen los parámetros más convenientes debido a la
falta de información sobre los parámetros a seguir en una unión soldada de este
tipo de acero.
Por este motivo se buscará una solución al problema, la cual satisfaga a la
empresa y permita defender este tema de memoria. Se establecerá la siguiente
metodología:
Estudiar el problema e identificar la información con la que hoy se cuenta y
lo que se debería obtener.
20
Especificar claramente el problema.
Presentar proyecto de memoria.
Realizar una visita a la empresa INSAMIN E.I.R.L.
Estudiar las distintas alternativas para dar solución al problema.
Definir el tipo de bisel a ocupar.
Realizar la ingeniería conceptual y básica.
Construir probetas con la unión soldada según la norma ASTM A 395-56T y
realizar ensayos de laboratorios con el fin de caracterizar el material y sus
uniones soldadas.
Realizar la ingeniería de detalles.
Presentar las distintas soluciones a la empresa, para así evaluar la más
conveniente.
Defender el tema de memoria frente a la comisión establecida.
21
CAPÍTULO II
Revisión bibliográfica.
1.5 Soldabilidad de los aceros.
Para realizar una buena soldadura es imprescindible conocer los efectos del
calor sobre los materiales.
Las dilataciones, contracciones experimentadas por los materiales en el
proceso de soldeo, pueden producir una serie de fenómenos como las tensiones,
que al final determinarán una importante deformación en el material.
1.6 Soldadura.
La soldadura se refiere básicamente a la unión íntima de uno o dos
materiales mediante un sin número de métodos y técnicas existentes, tales como
la soldadura al arco (sistemas SMAW, MIG, alambre tubular, arco sumergido, TIG
y MAG), la soldadura oxiacetileno y soldadura con LASER. Un acero se considera
soldable en un grado prefijado, por un procedimiento determinado y para una
aplicación específica, cuando mediante una técnica adecuada se puede conseguir
la continuidad metálica de la unión, de tal manera que ésta cumpla con las
exigencias prescritas con respecto a sus propiedades locales y a su influencia en
la construcción de que forma parte integrante.
1.6.1 Soldadura tungsten inert gas (TIG).
La soldadura TIG es un proceso en el que se utiliza un electrodo de
tungsteno, no consumible. El electrodo, el arco y el área que rodea al baño de
fusión, están protegidos de la atmósfera por un gas inerte. Si es necesario aportar
material de relleno, debe de hacerse desde un lado del baño de fusión.
22
Figura 4; Esquema proceso de soldadura TIG
La soldadura TIG, proporciona unas soldaduras excepcionalmente limpias y
de gran calidad, debido a que no produce escoria. De este modo, se elimina la
posibilidad de inclusiones en el metal depositado y no necesita limpieza final. La
soldadura TIG puede ser utilizada para soldar casi todo tipo de metales y puede
hacerse tanto de forma manual como automática. La soldadura TIG se utiliza
principalmente para soldar aluminio y aceros inoxidables, donde lo más importante
es una buena calidad de soldadura. Principalmente, es utilizada en unión de juntas
de alta calidad en centrales nucleares, industrias químicas, construcción
aeronáutica e industrias de alimentación.
1.6.2 Soldadura con hilos tubulares (FCAW).
La soldadura con hilos tubulares es muy parecida a la soldadura MIG/MAG
(Metal Inert Gas / Metal Active Gas) en cuanto al manejo y equipamiento se
refiere. Sin embargo, el electrodo continuo no es sólido sino que está constituido
por un tubo metálico hueco que rodea al núcleo, relleno de flux (fundente). El
electrodo se forma a partir de una banda metálica que es conformada en forma de
U en una primera fase, en cuyo interior se deposita a continuación el fundente y
los elementos aleantes, cerrándose después mediante una serie de rodillos de
conformado.
23
Figura 5; Proceso de soldadura con hilos tubulares.
En la soldadura con hilos tubulares se puede usar un gas de protección para
proteger la zona soldada de la contaminación atmosférica. El gas puede ser
aplicado ó bien de forma separada, en cuyo caso el hilo tubular se denomina de
protección gaseosa, o bien, se genera por la descomposición de los elementos
contenidos en el fundente, en cuyo caso se habla de hilos tubulares
autoprotegidos. Además del gas de protección, el núcleo de fundente produce una
escoria que protege al metal depositado en el enfriamiento. Posteriormente se
elimina la escoria.
1.7 Características de los materiales.
Las características químicas influyen en los fenómenos de corrosión, es
decir, destrucción del material por efectos atmosféricos. La oxidación es el
fenómeno por el cual se producen óxidos metálicos, es decir, combinación de
oxígeno y metal. La reducción consiste en eliminar oxígeno mientras se realiza el
baño de fusión, en las inmediaciones de la soldadura. Las características físicas
definen el comportamiento del metal al realizar la soldadura. Al aplicar calor a un
material la conductividad térmica y la estructura granular pueden variar. Las
características mecánicas son las que determinan el comportamiento del metal al
aplicarle distintos tipos de cargas. Resistencia a la tracción, fragilidad, etc., tienen
una gran importancia en relación con la soldadura.
24
1.8 Caracterización.
La caracterización se refiere a la determinación del conjunto de propiedades
mecánicas, químicas, metalúrgicas, etc. del material base y de sus uniones
soldadas. Para estudiar dichas propiedades se toman muestras de los aceros, con
las cuales se construyen distintos tipos de probetas que posteriormente son
ensayadas en laboratorios, tratando de simular las condiciones de trabajo y
esfuerzos a los cuales se ven sometidas en servicio.
Las propiedades mecánicas son aquellas respuestas que un material tiene al
aplicársele fuerzas mecánicas. Para poder conocer las propiedades mecánicas de
un determinado metal, se le extraen pequeñas muestras para someterlas a
diversos ensayos. Las muestras a ensayar se denominan probetas.
Los ensayos se clasifican en dos tipos, los destructivos y no destructivos. En los
ensayos destructivos, las muestras del material se deforman hasta romperse o ser
destruida bajo condiciones de carga controlada, la cual se aplica en forma lenta
(carga estática) o de golpe (carga súbita), y también variando a través del tiempo
(carga dinámica). En los ensayos no destructivos, no se llega a la destrucción de
la probeta del metal ensayado.
Las cargas de prueba, excepto en casos especiales, no entregan con
exactitud las cargas reales de servicio que experimentan los elementos de las
máquinas. Además, no hay ninguna garantía de que una pieza en particular que
se compre ofrezca las mismas propiedades de resistencia que las muestras de
material similar anteriormente probadas.
Habrá alguna variación estadística en cuanto a la resistencia de cualquier
muestra en particular, en comparación con las propiedades promedio probadas
para el material de que esté hecha. Por esta razón, gran parte de los datos
publicados de resistencia se dan como valores mínimos. Por medio de los
parámetros de las propiedades mecánicas se determinan las cargas de trabajo a
que puede ser sometida una determinada pieza, por lo que es de vital importancia
25
conocer los parámetros de resistencia. Cabe señalar que las propiedades
mecánicas de un metal provienen de la estructura interna del material.
Las principales propiedades mecánicas son:
Resistencias (a la tensión, máxima a la tensión, a la fatiga, a la torsión).
Ductilidad.
Tenacidad (Resistencia al golpe).
Dureza (Resistencia a la penetración).
1.9 Aceros de alta resistencia y baja aleación (HSLA).
Los aceros microaleados, también conocidos como aceros de alta
resistencia, baja aleación y alto límite elástico (HSLA), son aceros de bajo o medio
contenido en carbono con pequeñas cantidades de elementos de aleación. Se
caracterizan por poseer una elevada ductilidad, estructura de grano fino y bajo
contenido en carbono, además de combinar unas excelentes propiedades
mecánicas con una buena conformabilidad y soldabilidad. Se emplean para la
fabricación de estos aceros: Cr, Ni, Mo, V, Zr, Cu, Ti, Nb, N y P. La función
principal de estos microaleantes es contribuir al endurecimiento de la ferrita por
medio del afino de grano, endurecimiento por precipitación y endurecimiento por
formación de solución sólida.
Los aceros microaleados más usados poseen un límite elástico comprendido
entre 30 y 56[ kg
mm2 ]y cargas de rotura entre 42 y 63[ kg
mm2 ], valores que se pueden
superar con la adición de determinados elementos de aleación y con la aplicación
de tratamientos térmicos.
Los aceros HSLA de mayor aplicación se pueden clasificar en tres grupos:
Grupo A: aceros normalizados de alto límite elástico. Este grupo de aceros
se caracteriza por poseer una buena soldabilidad y su elevado límite
26
elástico se consigue por la adición de pequeñas cantidades de elementos
de aleación como el Nb.
Grupo B: aceros normalizados resistentes a la corrosión atmosférica. Los
elementos que se añaden como microaleantes a esta grupo de aceros son
Ni, Cr, Cu, Si y P. Son aceros que poseen unas cuatro veces más
resistencia a la corrosión y valores de resistencia superiores a los de los
aceros al carbono. Los aceros de este grupo más empleados son los ASTM
242 y 588.
Grupo C: aceros templados y revenidos de muy altas características
mecánicas. Son aceros que en función de la composición química,
espesores y tratamiento térmico, pueden llegar a alcanzar límites elásticos
de entre 35 y 205[ kg
mm2 ]. Estas elevadas propiedades mecánicas provienen
de la estructura martensítica que se consigue después de un tratamiento
térmico de temple y revenido. Para ello, las piezas de acero se calientan a
una temperatura a la cual se consigue una estructura martensítica con los
carburos de estos elementos en disolución. A continuación, la pieza se
enfría y la estructura martensítica se transforma en una estructura mixta de
martensita y bainita inferior.
1.9.1 Acero ASTM A 514
1.9.1.1 Descripción.
Producto de acero aleado con gran resistencia al desgaste por abrasión y
con altas propiedades mecánicas. Se le aplica un proceso de bonificado (Temple
Revenido) para incrementar su dureza.
1.9.1.2 Usos.
Elementos de equipos de movimientos de tierra, minerales, tolvas, brazos de
bulldozer, palas mecánicas, chancadoras.
27
1.10 Metalografía de la unión soldada.
El análisis metalográfico de una soldadura de acero mediante microscopía
óptica permite identificar:
Inclusiones no metálicas.
Número de pasadas.
Microestructura de los granos.
Defectos microscópicos.
Tamaño y estructura de la zona afectada térmicamente.
LÍNEA DE TRANSFORMACIÓN ZONA COMPUESTA
ZAT METAL BASE
ZONA PARCIALMENTE FUNDIDA ZONA FUNDIDA NO MEZCLADA
Figura 6; Zonas afectadas térmicamente.
1.10.1 Zona fundida no mezclada
Es la zona que corresponde al metal base fundido, que pertenece a la capa
laminar que no alcanzó a mezclarse con el baño formado por el metal de aporte y
metal base. Esta situación se presenta durante la agitación producida en la pileta
líquida y se debe en parte a la erosión que produce el baño en el metal base en la
medida que se va soldando. Esta zona puede presentar microfisuras en los
aceros templados y revenidos, debido a la generación de microsolutos durante el
proceso de solidificación. Frente a la presencia de microsolutos se genera un
28
campo de tensiones locales, que no hace sino acentuar las microfisuras
transformándolas en grietas.
1.10.2 Zona parcialmente fundida.
Comprende la zona entre la línea de fusión y la zona afectada térmicamente
(ZAT). Ella puede ser observada mediante técnicas metalográficas especiales.
Esta zona se considera también como parte de la ZAT.
Los siguientes problemas de inhomogeneidad química y cinética se
consideran promotores de la zona parcialmente fundida:
El metal base se funde localmente debido a que no es homogéneo
químicamente.
El mecanismo, el cual involucra condiciones fuera del equilibrio, es
denominado licuación constitucional. Se basa en que tanto durante el
calentamiento como en el enfriamiento de la ZAT, producto de los cortos
tiempos asociados con la soldadura, no permiten que opere completamente
la difusión. Es posible que partículas presentes en el metal base y los
bordes de granos sean rodeadas por una película líquida, aún a
temperaturas significativamente menores que las del equilibrio.
Debido a la existencia de esta zona es posible que se formen microfisuras, las que
son causantes de severos defectos.
1.10.3 Zona afectada térmicamente (ZAT).
Es la zona del metal base que no alcanza a ser fundida, pero sus
propiedades mecánicas y/o microestructurales han sido variadas, debido al calor
producido en la soldadura. Por lo tanto, se puede considerar la zona afectada
térmicamente como aquella comprendida entre el borde de la zona totalmente
fundida y algún punto donde no existan cambios detectables en la microestructura
del metal base por efecto de los ciclos térmicos asociados a la soldadura. El ancho
de la ZAT depende de la composición química del metal, del proceso de
29
soldadura, del aporte térmico, del espesor de la pieza a soldar y de la temperatura
de precalentamiento.
1.10.4 Zona compuesta.
Es la zona producida por la fusión entre el material de aporte (electrodo
revestido, alambre, varilla, etc.) y el material base. Se obtiene en ella una
composición química y estructura distinta a las del metal base y del material de
aporte.
1.10.5 Línea de transformación (interfaz de la soldadura)
Es aquella línea que divide o demarca las zonas parcialmente fundida y
fundida no mezclada, las cuales poseen las características mencionadas
anteriormente.
1.10.6 Metal base.
Es el metal a soldar o unir y cuyas características químicas iniciales no se
ven afectadas por el proceso de soldadura.
1.11 Defectos en la soldadura.
En una unión soldada pueden producirse defectos variados; éstos pueden
originarse por el tipo de electrodo utilizado o por las deformaciones producidas por
el intenso calor aportado y las anomalías o discontinuidades del cordón,
que pueden malograr el aspecto y configuración tanto interna como externa
de la soldadura.
1.11.1 Fisuración por hidrógeno.
La fisuración por hidrógeno (H) se produce a la temperatura ambiente,
cuando parte del H atómico generado en la superficie del acero, como
consecuencia de una reacción de corrosión penetra y se recombina en forma
molecular, en interfase entre la matriz metálica y partículas no metálicas,
30
alcanzando presiones suficientemente altas como para despegar las interfases y
producir fisuras.
1.11.2 Fisuración en frío.
La fisuración en frío, diferida o por hidrógeno es un mecanismo que ocurre
cuando existe conjuntamente presencia de hidrógeno disuelto, tensiones de
tracción actuando sobre el material soldado, microestructuras susceptibles o de
baja ductilidad y temperaturas cercanas a la ambiente. Esta forma de fisuración
suele presentarse tanto en la zona afectada térmicamente como en el material de
soldadura y puede ser transgranular, intergranular o mixta y estar orientada
longitudinal o transversal al cordón de soldadura.
1.11.3 Fisuración en caliente.
La fisuración en caliente o de solidificación está causada por impurezas de
bajo punto de fusión en el baño de fusión que permanecen líquidas cuando el
metal restante se está solidificando y, por lo tanto, contrayendo. Depende de:
Alta densidad de corriente.
Distribución de calor y tensiones.
Embridamiento y severidad térmica.
Dilución.
Impurezas (azufre, níquel, carbono).
Precalentamiento.
Alta velocidad soldeo y arco largo.
1.12 Carbono equivalente.
En una primera aproximación, la soldabilidad de un material depende
principalmente de su porcentaje de carbono y de otros componentes químicos,
elementos que más significativamente afectan la soldabilidad. El efecto de los
otros elementos puede expresarse en comparación al producido por el carbono.
Los efectos potencialmente dañinos del carbono y de otros elementos de aleación
31
sobre la soldabilidad de los aceros pueden ser de dos tipos: cambios en el rango
de enfriamientos y cambios en la templabilidad.
Las distintas expresiones incorporadas a lo largo de los años se basan en
distintos criterios como la dureza de la ZAT, temperatura de fin de transformación
o la tenacidad de la ZAT. Sin embargo, los índices desarrollados sobre la base de
diferentes ensayos de fisuración en frío son los que han encontrado mayor
aplicación. Estas ideas explican la necesidad de obtener expresiones de carbono
equivalente para aceros con alto contenido de carbono y para los que tienen una
baja concentración de dicho elemento. Del carbono equivalente existen tantas
expresiones distintas como metalúrgicos o asociaciones han investigado sobre el
tema.
Varias fórmulas basadas en el carbono equivalente se han desarrollado en
décadas pasadas para su uso en la determinación de la susceptibilidad al
agrietamiento en la ZAT; estas relaciones fueron desarrolladas casi en su totalidad
entre los años 1940 y 1980, y por lo tanto, se relacionan con el acero disponible
durante ese período. Todas estas fórmulas muestran que una reducción en el
contenido de carbono resulta en un mejoramiento de la soldabilidad de los aceros.
Sin embargo, no hay actualmente un parámetro eficaz para la susceptibilidad al
agrietamiento del metal de soldadura, particularmente en secciones gruesas
donde es más probable que ocurra el agrietamiento.
En el año 1940, Dearden y O' Neill desarrollaron la siguiente relación entre la
máxima Dureza Vickers (Hv) de la ZAT y la composición química del acero:
HV (max )=1200CEDEARDEN−200
CEDEARDEN=C+ Mn6
+Ni15
+Cr5
+ Mo4
+V5
+Cu13
+ P2
Según lo visto en la ecuación, el efecto de la composición química en la
máxima dureza de la ZAT está dado por la suma del contenido de cada elemento
de aleación. Éste es el origen del carbono equivalente para determinar la
32
soldabilidad del acero. Esta expresión de carbono equivalente posteriormente fue
modificada por el IIW (Instituto Internacional de Soldadura), CEIIW, y es la más
ampliamente utilizada en Europa y Estados Unidos, aplicable para aceros con un
contenido de carbono C>0,18% (elemento medido en porcentaje en peso). Esta
fórmula se muestra a continuación:
CE IIW=C+Mn6
+(Cr+Mo+V5 )+( Ni+Cu15 )
Esta ecuacion fue desarrollada para describir la templabilidad de aceros al
carbono y carbono-manganeso.
Comúnmente se requiere un límite de dureza máxima de 350 Hv en la ZAT.
Esto se remonta a las observaciones divulgadas por Dearden y O' Neill, quienes
observaron que no se producen grietas en la ZAT cuando la dureza es menor a
350 Hv. En otras palabras, un tiempo de enfriamiento mínimo, Δt8/5, debe ser
establecido con respecto a la composición química del acero base y de la
soldadura, para reducir al mínimo la cantidad de martensita en la ZAT.
La ecuación se desarrolló originalmente para aceros semi-calmados (el acero
semi-calmado es un acero que se desoxida parcialmente y contiene suficiente
oxígeno disuelto para reaccionar con el carbono en forma de monóxido de
carbono y así compensar la contracción durante la solidificación) y se ha
demostrado que, para aceros con C-Mn-Si, la templabilidad se describe mejor
incluyendo en la ecuación un término adicional, a saber Si/6. Sin embargo,
también se encuentra que aceros al C-Mn-Si muestran el mismo riesgo de
agrietamiento que el acero semi-calmado, cuando el riesgo se expresa como una
función de la velocidad de enfriamiento. Debe notarse que cuando la ecuación se
usa para aceros semi-calmados se relaciona la composición con la templabilidad,
y cuando se usa para aceros que contienen silicio se relaciona la composición a la
probabilidad de agrietamiento por templabilidad.
33
Esta fórmula simple no considera la influencia de cantidades pequeñas de
elementos de aleación altamente potentes, tales como Nb, B y N, que se utilizan
en aceros modernos.
Una gran cantidad de fórmulas de carbono equivalente se han propuesto de
vez en cuando. Estas fórmulas de carbono equivalente fueron utilizadas
normalmente para describir el agrietamiento por hidrógeno en la ZAT. La mayoría
de éstas no se han usado extensamente, debido a su desconocimiento, su
complejidad excesiva, o porque eran fórmulas muy parecidas a la utilizada por IIW,
pues no había ventaja significativa en su uso.
Sin embargo, una fórmula desarrollada por JSSC (Construcción de
Estructuras de Acero de Japón) para aceros de bajo contenido de carbono, cuyo
comportamiento con respecto al agrietamiento por hidrógeno no se describe bien
en la fórmula del Instituto Internacional de Soldadura, es la fórmula del Parámetro
de Composición, Pcm:
Pcm=C+ Si30
+(Mn+Cu+Cr20 )+ Ni
60+ Mo
15+ V
10+5 B
Esta fórmula fue propuesta por Ito y Bessyo en el año 1968 y es la más popular
para tuberías de acero.
El parámetro de composición se ha evaluado para aceros de alta resistencia
que tienen las siguientes composiciones químicas:
Carbono 0.07-0.22 Cromo Máx. 1.2 Níquel Máx. 1.2Silicio Máx. 0.6 Cobre Máx. 0.5 Vanadio Máx. 0.12Manganeso 0.4-1.4 Molibdeno Máx. 0.7 Boro Máx. 0.005
El parámetro de composición de divide en 3 niveles:
Pcm≤0,14 : Excelente soldabilidad, no se necesitan precauciones especiales.
34
0,14<Pcm≤0,45 :Probable formación de martensita, se debe utilizar una baja
temperatura de precalentamiento con electrodo de bajo contenido de hidrógeno.
Pcm>0,45:Grandes complicaciones, es probable que exista agrietamiento en la
soldadura, se requiere precalentamiento en el rango 100-400°C y electrodos de
bajo hidrógeno.
La fórmula del Instituto Internacional de Soldadura muestra una menor
tolerancia a los elementos de aleación substitucionales que la ecuación de Ito-
Bessyo, debido a que con concentraciones de carbono bajas la cinética de
transformación se vuelve tan rápida que permite un aumento en el contenido de
aleación sin que éste produzca un indebido aumento de la templabilidad.
La fórmula del parámetro de composición, Pcm, ha sido aceptada para
soldadura de aceros templados y revenidos con contenido de carbono no superior
al 0,11%. Los aceros de alta resistencia se caracterizan por un CEIIW alto, dando
por resultado una alta templabilidad. Por lo tanto, la fórmula del parámetro de
composición da más peso al contenido de C y B y es más apropiada para aceros
poco aleados, templados y revenidos que la fórmula de CE IIW. El parámetro de
composición es más apropiado para el control del agrietamiento por hidrógeno en
la ZAT de aceros modernos de bajo carbono equivalente que el carbono
equivalente del Instituto Internacional de Soldadura.
Los autores correlacionaron la susceptibilidad al agrietamiento en frío,
evaluando la cantidad de grietas en una sección transversal en una prueba de
agrietamiento con ranura en Y embridada, con el espesor de la placa y la cantidad
de hidrógeno difusible en el metal de soldadura. El valor del Pcm fue correlacionado
a esta prueba como se observa en la ecuación.
Pc=Pcm+Hd '60
+ th600
35
Donde th = espesor de la placa, en milímetros, y Hd’ = contenido de hidrógeno
difusible medido por el método de desplazamiento de glicerina, en ml/100g de
metal depositado. Posteriormente el método propuesto por Ito y Bessyo fue
modificado, para considerar el estado tensional de la unión, proponiendo la
siguiente expresión:
Pw=Pcm+Hd '60
+ K40000
donde Hd' es el contenido de hidrógeno difusible medido por el método de
desplazamiento de glicerina, en ml/100g de metal depositado y K [kgf/mm2] es la
intensidad del embridamiento, que varía entre 500 y 3000 [Kg/mm2].
Estas ecuaciones son válidas para espesores de 19 - 50 milímetros y un
contenido de hidrógeno difusible entre 1.0 y 5.0 ml/100g de metal depositado.
La intensidad del embridamiento, K, para pruebas de agrietamiento con
ranura en Y se puede calcular por la siguiente ecuación:
K=4899 {arctan (0 . 017h )−( h400 )
2}donde h es el espesor de la placa [mm].
El contenido de hidrógeno medido por el método de desplazamiento de
glicerina, Hd', se puede convertir a Hd, método de cromatografía gaseosa, por
medio de la siguiente ecuación:
Hd '=(Hd−2.191 .27 )
El método de cromatografía gaseosa tiene la misma velocidad de recolección
de hidrógeno difusible que el método de mercurio regularizado por IIW. Este
método (cromatografía gaseosa) es el más conveniente para una evaluación
exacta del contenido de hidrógeno difusible, sobre todo cuando el hidrógeno está
en niveles bajos.
36
Yurioka propuso, en el año 1981, el método CEN para el cálculo del carbono
equivalente. La fórmula propuesta es la siguiente:
CEN=C+A (C )[ Si24+Mn
6+Cu
15+ Ni
20+Cr+Mo+V +Nb
5+5B]
donde el valor del factor de acomodación, A(C), se determina mediante la
siguiente ecuación:
A(C )=0 .75+0.25∗tanh [20 (C−0 .12 ) ]
Posteriormente la ecuación fue modificada, incorporando el espesor y el
hidrógeno difusible. La siguiente ecuación muestra estos cambios:
CENMOD=C+A (C )[ Si24+ Mn
6+Cu
15+Ni
20+Cr+Mo+V +Nb
5+5B ]+Hd '
60+ th
600
Para el cálculo del carbono equivalente por el método CEN, Yurioka aplica
un factor de corrección a la ecuación:
CENCORREGIDO=CENMOD
1 .54
Esta ecuación se utiliza en aceros al carbono-manganeso y en tuberías de
acero microaleado, con un contenido de carbono máximo de 0.25%. El método
CEN no es apropiado para aceros templados o revenidos.
El método CEN combina las ecuaciones de carbono equivalente del IIW
(CEIIW) y del JSSC (Pcm). Yurioka ha dividido el carbono equivalente en dos grupos.
En el primer grupo el carbono tiene una mayor influencia que los otros elementos
sobre el carbono equivalente. El parámetro de composición, Pcm, pertenece a este
grupo. En el segundo grupo otros elementos de aleación tienen una mayor
influencia con respecto al contenido del carbono, y un ejemplo de este carbono
37
equivalente es CEIIW. Además, el autor ha demostrado que la susceptibilidad al
agrietamiento en frío puede describirse mejor por Pcm cuando el contenido de
carbono está debajo de 0.16%C, y por CEIIW con contenidos de carbono mayores
o iguales a 0.16%C.
El factor de acomodación disminuye de 1.0 a 0.5 y la influencia de los
elementos de aleación tales como Mn, Cu, Ni, Cr, Mo disminuyen, tal como
disminuye el carbono. En otras palabras, el factor A(C) varía de acuerdo con el
contenido de carbono.
La tabla muestra la variación del factor de acomodación con respecto al
contenido de carbono.
%C 0 0.08 0.12 0.16 0.20 0.26
A(C) 0.5 0.584 0.750 0.916 0.980 0.998
El efecto del embridamiento de la unión no es considerado en este método,
porque el autor considera que la probabilidad que se presenten grietas en frío en
una unión soldada altamente embridada o débilmente embridada es la misma. El
efecto de la forma de la ranura tampoco es considerado en este método. El
método CEN considera el efecto de la tensión residual en la soldadura y el
esfuerzo de fluencia del consumible, porque el nivel máximo de tensión residual se
estima que es cercano al esfuerzo de fluencia del consumible.
Los métodos AWS-D1.1 (Sociedad Americana de Soldadura), el
procedimiento de JSSC (Construcción de Estructuras de Acero de Japón) y el
método CEN consideran los efectos del carbono equivalente, hidrógeno difusible y
restricción de la unión, mientras que una restricción común, constante y normal de
la unión se considera en BS-5135 (Estándar Británico).
Los métodos BS-5135 y CEN utilizan varios gráficos para predecir la
temperatura de precalentamiento necesaria (Tcr). Los gráficos representan los
efectos respectivos del carbono equivalente, hidrógeno difusible, espesor de la
placa y el calor aportado a la soldadura.
El procedimiento de JSSC utiliza el parámetro Pc que es una combinación
lineal de carbono equivalente, hidrógeno difusible e intensidad del embridamiento.
38
Puesto que t100 (tiempo de enfriamiento hasta los 100°C) se relaciona fuertemente
con la difusión del hidrógeno y un t100 largo es beneficioso para reducir el
contenido de hidrógeno en la soldadura, Pw da el t100 necesario para evitar el
agrietamiento en frío. La temperatura de precalentamiento debe ser determinada
de modo que t100 sea igual o mayor que el t100 necesario determinado por este
procedimiento.
AWS D1.1 también utiliza un parámetro similar al Pc empleado en el
procedimiento JSSC, que es la suma del carbono equivalente y del logaritmo del
contenido de hidrógeno difusible. AWS D1.1 utiliza la tabla para determinar la
temperatura de precalentamiento según el valor de un parámetro de AWS. Estos
métodos difieren en la estimación de los factores que influyen en el agrietamiento
en frío. El procedimiento BS-5135 utiliza CEIIW como carbono equivalente.
Otra diferencia es el efecto del hidrógeno. AWS D1.1 y CEN asumen un
efecto logarítmico del hidrógeno, mientras que el procedimiento de JSSC asume
un efecto lineal. BS-5135 utiliza un agrupamiento lineal del hidrógeno (escala A:
Hd>15, escala B: 10<Hd≤15, escala C: 5<Hd≤10 y escala D: Hd≤5, donde Hd
(ml/100g) es el contenido hidrógeno difusible por el método IIW), pero considera
su efecto algo logarítmico. Porque, en BS-5135, las diferencias de CEIIW entre A y
B, entre A y C, y entre A y D corresponden a 0.02, 0.04 y 0.09% respectivamente.
AWS D1.1 utiliza el siguiente índice de susceptibilidad:
S . I .=12Pcm+ log (Hd )
donde Hd [ml/100g] es el contenido de hidrógeno difusible medido por el método
de desplazamiento de mercurio.
El procedimiento JSSC determina un tiempo de enfriamiento necesario
hasta los 100°C, t100cr, y después se selecciona la temperatura de
precalentamiento de modo que t100 sea más largo que t100cr. Los métodos AWS
D1.1, BS-5135 y CEN determinan directamente la temperatura de
precalentamiento necesaria, Tcr. t100 se relaciona fuertemente con la difusión del
hidrógeno en una unión soldada, y el propósito del precalentamiento es reducir el
39
hidrógeno en la soldadura. Por lo tanto, la determinación de t100cr es esencialmente
igual a determinar Tcr.
En general, se considera que una placa más gruesa necesita una
temperatura de precalentamiento superior, para evitar el agrietamiento en frío,
debido a una mayor intensidad de embridamiento. Sin embargo, cuando el
espesor de la placa es mayor a 50 [mm], el efecto de la intensidad del
embridamiento en la susceptibilidad al agrietamiento en frío es aproximadamente
el mismo. De este modo, el t100 necesario para evitar el agrietamiento en frío para
placas de 50 y 100 [mm] de espesor son aproximadamente los mismos. Por otro
lado, una placa con 100 [mm] de espesor tiene doble capacidad térmica que una
placa de 50 [mm] de espesor. Además, el área superficial de una placa de 100
[mm] de espesor no es el doble del área de una placa de 50 [mm] de espesor. De
esta forma, el t100 de una placa de 100 [mm] de espesor es más largo que el de
una placa de 50 [mm] de espesor, cuando ellos se precalientan homogéneamente
a la misma temperatura sobre los 100ºC. Esto significa que en algunos casos la
temperatura de precalentamiento necesaria para una placa de 100 [mm] de
espesor puede ser inferior a la utilizada en placas de 50 [mm] de espesor. El
método CEN no considera este punto.
Se han realizado estudios que indican que el método CEN es más preciso
que los otros métodos cuando el precalentamiento se realiza en forma homogénea
y la temperatura ambiente es de 20ºC. Cuando se realiza precalentamiento local,
el tiempo de enfriamiento hasta 100ºC, t100, debe introducirse para determinar la
temperatura de precalentamiento necesaria.
Thyssen Stahl ha publicado una fórmula de carbono equivalente propuesta
por D. Uwer y H. Hohne (1991), apropiada para aceros templados y revenidos.
CET=C+(Mn+Mo10 )+(Cr+Cu20 )+ Ni
40
Este carbono equivalente es válido para aceros que tienen la siguiente
composición química:
40
Carbono 0.05-0.32 Cobre Máx. 0.7 Titanio Máx. 0.12 Silicio Máx. 0.8 Molibdeno Máx. 0.75 Vanadio Máx. 0.18Manganeso 0.5-1.9 Níquel Máx. 2.5 Boro Máx. 0.005Cromo Máx. 1.5 Niobio Máx. 0.06
De acuerdo a lo estipulado en los diferentes tipos de carbono equivalente,
una comparación de las normas de soldadura se llevó a cabo en varios estudios,
para evaluar la capacidad de los métodos para calcular la temperatura de
precalentamiento. Estos métodos se categorizaron como sigue: apropiado,
conservador, poco conservador y demasiado conservador. Estas revisiones
concluyeron que ninguno de los métodos para calcular la temperatura de
precalentamiento es inadecuado.
Yurioka comparó los métodos AWS, BS-5135, CEN y CET, utilizando aceros
estructurales, desde un acero dulce a uno tipo TS-780MPa, con contenidos de
carbono que varían entre 0.034% y 0.234% C. Este estudio arrojó los siguientes
resultados:
El método BS-5135 y el método de CEN entregan casi las mismas
temperaturas de precalentamiento, salvo en los aceros con reducido
carbono.
La temperatura de precalentamiento calculada por los métodos AWS -
Control de Hidrógeno y CET es conservadora en acero dulce y aceros al C-
Mn.
Todos los métodos proporcionan las mismas temperaturas de
precalentamiento para el acero TS-780MPa con un contenido de carbono
de 0.11%C. Sin embargo, sólo el método CEN puede predecir
adecuadamente la temperatura de precalentamiento para el acero
TS780MPa, cuando ocurre precipitación de Cu.
41
Los métodos más adecuados para calcular la temperatura de
precalentamiento de tuberías de acero API X80, con un contenido de
carbono muy bajo, son AWS-Control de Hidrógeno y CEN.
1.13 Velocidad de enfriamiento.
Un factor muy importante para la regulación de la temperatura durante el
proceso de soldeo es la velocidad de enfriamiento de los cordones de soldadura.
Esta depende de la temperatura de precalentamiento del metal base, del aporte
térmico bruto (J), de la geometría y espesor de la unión.
Al no usar precalentamiento y/o aporte térmico adecuado, se produce una
mayor extracción calórica del metal depositado a partir de la temperatura de
austenización. De esta forma pueden aparecer fases bainíticas o martensíticas,
las cuales difieren en dureza y tenacidad con la fase de la zona afectada
térmicamente. Esto facilita la formación de grietas. El rango crítico en que se debe
controlar la velocidad de enfriamiento es entre los 800 y 500°C.
Se recomienda que el gradiente de enfriamiento T/t, para el intervalo entre
800 y 500 °C, sea mayor a 10 segundos, es decir, a una velocidad menor a 30°C /
seg.
Para bajas velocidades de enfriamiento, producidas por un alto
precalentamiento y/o un alto aporte térmico, puede suceder que la resistencia a la
ruptura del metal depositado sea inferior a la del metal base, al obtenerse
probablemente una matriz compuesta por perlita gruesa.
1.14 Energía de arco.
La energía de arco describe el calor aplicado al metal base durante el
proceso de soldadura.
H= f∗E∗I∗60S
42
H: energía de arco [volts*amp*seg/mt]
f: factor de eficiencia térmica
E: voltaje de arco [volts]
I: corriente de arco [amp]
S: velocidad de soldeo [mt/seg]
Hay tres expresiones para determinar el voltaje de arco, según el amperaje a
utilizar:
E=23+ I25
→I=150 (A )
E=25+ I20
→I=80 (A )
E=21+ I25
→I=170 ( A )
1.15 Embridamiento.
El embridamiento se define como la restricción a la contracción térmica a
que se ven sometidos los cordones con motivo del proceso de soldadura. Se
pueden clasificar de la siguiente manera:
Bajo: El embridamiento bajo se presenta cuando los cordones de soldadura
están restringidos en un solo sentido.
Medio: El embridamiento medio se presenta cuando los cordones de
soldadura están restringidos en dos sentidos perpendiculares.
Alto: El embridamiento alto se presenta cuando los cordones de soldadura
están restringidos en las tres direcciones principales.
43
CAPÍTULO III
Precalentamiento
1.16 Introducción.
En las piezas a soldar, tanto los espesores como la geometría de la junta
juegan un papel importante en la velocidad de enfriamiento del metal aportado y
de la ZAT, esto es debido a las pérdidas de calor por conducción que crecen a
medida que aumenta el espesor de la chapa y el número de vías disipantes de
calor. Por efecto de la velocidad de enfriamiento pueden originarse en el acero
estructuras metalúrgicas duras, y en caso extremo, provocar una transformación
directa de austenita a martensita.
El precalentamiento consiste en calentar el material base antes y durante la
soldadura, manteniendo la temperatura del mismo entre un valor mínimo
(Temperatura de Precalentamiento) y uno máximo (Temperatura entre Pasadas).
Si calentamos el material previamente al soldeo, disminuimos el desnivel térmico
desde la temperatura de fusión del acero, desplazando la curva de enfriamiento
hacia la derecha del diagrama T-T-T (Temperatura –Tiempo - Transformación)
como se muestra en la fig. 8.
44
Fig. 8. Desplazamiento de la curva de enfriamiento.
De este modo se favorecen las transformaciones metalúrgicas a estructuras más
blandas que resultan menos frágiles y propensas a fisuraciones.
En general la temperatura de precalentamiento requerida en soldadura de
múltiples pasadas es menor en comparación con la soldadura de sólo una pasada.
En soldaduras de múltiples pasadas el calor de la segunda pasada disminuye la
dureza de la ZAT que generó la primera pasada y acelera la migración de
hidrógeno. Esto reduce notablemente la posibilidad de fisuración en frío en aceros
soldados.
La pasada en caliente realizada inmediatamente después de la pasada de raíz es
muy efectiva para prevenir la fisuración en frío, dado que puede reducir la
concentración de hidrógeno en aproximadamente 30 a 40%, comparado con los
casos de pasada de raíz solamente. Esto hace que la temperatura de
precalentamiento necesaria se pueda disminuir entre 30 y 50 °C
aproximadamente. La pasada en caliente además, puede disminuir la dureza en la
ZAT. En la práctica, la temperatura de precalentamiento puede variar desde la
temperatura ambiente hasta los 450 °C, en casos específicos puede ser aún
mayor.
El precalentamiento se utiliza en la soldadura de aceros por una o varias de las
cuatro razones que se describen a continuación:
45
1) Para disminuir la velocidad de enfriamiento, especialmente bajo los 800° C en
la ZAT, el resultado es una microestructura más dúctil y resistente a la fisuración.
Los aceros de alto contenido de carbono y los de baja aleación, se endurecen si
son templados desde una temperatura elevada (sobre 850° C). El mismo proceso
puede ocurrir en una unión soldada en la cara de fusión del metal base. El
precalentamiento disminuye la velocidad de enfriamiento del metal soldado
evitando la formación de constituyentes de temple duros tales como martensita y a
veces bainita.
La capacidad de adquirir temple por un acero depende de su porcentaje de
carbono y de los elementos de aleación. El porcentaje de carbono, además de
aumentar la templabilidad como un elemento de aleación más, define la máxima
dureza que puede tomar el acero por un temple completo, y los elementos de
aleación definen la velocidad de enfriamiento desde el rango austenítico necesaria
para poder lograrlo.
Cuanto mayor sea el porcentaje de carbono, mayor será la dureza posible a
obtener y cuanto mayor sea la cantidad de elementos de aleación, menor será la
velocidad de enfriamiento necesaria para obtenerla. Esto significa que ambos,
porcentaje de carbono y porcentaje de elementos de aleación disminuyen la
soldabilidad de un acero, pues aumentan su templabilidad.
Además de su inherente fragilidad, estas estructuras duras son más susceptibles a
la fisuración por hidrógeno (HIC) y a la corrosión bajo tensión.
La influencia del precalentamiento acerca de su habilidad para evitar la formación
de estructuras duras se puede observar claramente en el caso de aceros aleados,
por ejemplo el acero SA-335 Gr. P5 con 5%Cr y 0,5%Mo. Si este acero es soldado
sin precalentamiento presenta una ZAT totalmente martensítica con durezas de
aproximadamente 450 HB. Si en cambio la soldadura se realiza con
precalentamiento de 300ºC, la cantidad de martensita en la ZAT es sólo del 50% y
la dureza es algo superior a 300 HB. Al reducir la dureza se reduce el riesgo de
agrietamiento en frío.
2) Para controlar la velocidad de difusión del hidrógeno en una unión soldada. El
arco de soldadura descompone el agua, presente como humedad, en sus
46
elementos básicos que son hidrógeno y oxígeno. Ambos gases son fácilmente
absorbidos en el metal de soldadura a altas temperaturas y pueden quedar
atrapados durante el enfriamiento. A altas temperaturas el hidrógeno puede jugar
un rol importante en la generación de grietas en la ZAT y en el metal de soldadura.
El precalentamiento con sus efectos benéficos en la velocidad de enfriamiento,
ayuda a promover la difusión de hidrógeno fuera de la estructura del acero y a que
la zona de soldadura permanezca seca. Cuando se prevea la posibilidad de
condensación, por un clima muy húmedo o mañanas con rocío, se debe
precalentar entre 90-100ºC para evaporar la humedad; si la temperatura ambiente
es muy baja aumenta la susceptibilidad al agrietamiento en frío de la unión
soldada.
La humedad se introduce también en los consumibles, estando presente en el
revestimiento del electrodo y su fundición. Para obtener el máximo beneficio del
precalentamiento controlando el hidrógeno, debe acompañarse de un control
cuidadoso al eliminar la humedad de los consumibles siguiendo las
recomendaciones del fabricante e instrucciones de almacenamiento.
3) Para reducir los esfuerzos térmicos. Los esfuerzos térmicos se producen
cuando la pileta líquida se enfría. Una soldadura puede agrietarse si el metal base
se opone a la contracción del metal de soldadura, cuando éste se enfría, y si el
área de la sección transversal de la unión es insuficiente para resistir el esfuerzo
de tracción resultante. El precalentamiento puede controlar el nivel de esfuerzos
reduciendo los gradientes de temperatura y reduciendo la velocidad de
enfriamiento. También disminuye algo las tensiones residuales al reducir la
diferencia de temperatura entre el metal de soldadura y el material base,
minimizando la contracción. Por ejemplo un precalentamiento de 200ºC reduce las
tensiones residuales en aproximadamente un 15% a 20%.
4) Compensación por pérdidas de calor. Las secciones más delgadas de un acero
(y aún en aceros de alto espesor) con alta conductividad térmica pueden necesitar
precalentamiento durante la soldadura para asegurar la fusión.
47
El uso de una temperatura de precalentamiento más alta de lo necesario es
costoso y está por encima de la práctica conservativa, con dudosas ventajas y
debe evitarse. Sin embargo, cuando el precalentamiento es necesario, todo
esfuerzo debe hacerse para asegurar que la temperatura alcanzada sea la
correcta, para que el precalentamiento sea eficaz sobre la región que se está
soldando y manteniéndola durante todo el proceso de soldadura.
La temperatura de precalentamiento sólo puede alcanzar un calentamiento
nominal donde las estructuras alcanzan temperaturas bajo cero, o pueden ser tan
altas como 250ºC. Esto es una práctica normal para mantener temperaturas de
precalentamiento a un nivel mínimo en toda la soldadura, aunque el calor
ingresado puede aumentar la temperatura a un nivel semejante que dañe las
propiedades mecánicas o altere las condiciones de la soldadura como para
introducir defectos. En consecuencia, una temperatura máxima entre pasadas
también puede especificarse, normalmente unos 100 – 150ºC sobre el nivel
mínimo de precalentamiento.
1.17 Temperatura de precalentamiento
Se llama así a la temperatura que debe alcanzar el metal base
inmediatamente antes que comience el proceso de soldeo y que normalmente
debe mantenerse entre las diversas pasadas, en el caso de soldadura de múltiples
pasadas. Se aplica localmente por resistencia eléctrica (mantas térmicas) o llama
de gas. En la práctica el precalentamiento de las soldaduras se realiza localmente,
de esta forma la distribución de la temperatura antes de soldar no es homogénea.
En este caso, el t100 (tiempo de enfriamiento hasta los 100ºC) difiere de una
soldadura precalentada homogéneamente, aunque se seleccionen las mismas
temperaturas de precalentamiento. El tipo de precalentamiento, localizado y
homogéneo, puede afectar significativamente la evolución del hidrógeno de la
soldadura. Al precalentar con un quemador de gas se calienta la superficie de un
espécimen más rápido que el interior y la temperatura de precalentamiento se
48
mide en la superficie. Además el t100 de un quemador de gas es más corto que el
precalentamiento homogéneo.
Es aconsejable precalentar sobre una zona superior a cuatro veces el espesor de
la pieza y a ambos lados del cordón, con un mínimo de 75 [mm] a cada lado del
eje de la soldadura. Cuando el espesor supere los 25 [mm] es suficiente la
aplicación de calor a una banda de 100 [mm] a cada lado. Si el precalentamiento
se lleva a cabo con llama, ésta debe repartirse adecuadamente de modo que no
permanezca fija en ningún punto de la superficie calentada.
La temperatura se debe medir, siempre que sea posible, en la cara opuesta a la
que se está aplicando la fuente de calor, por medio de termopares o lápices termo
- indicadores. Si la temperatura no se puede medir por el lado contrario a la
aplicación del calor, se debe esperar alrededor de 1 minuto por pulgada de
espesor del material, para permitir que se igualen las temperaturas, antes de
efectuar la medición de temperatura. Esta se tomará a una distancia mínima de 75
[mm] del eje de la soldadura.
Los métodos estudiados para calcular la temperatura de precalentamiento son los
siguientes:
AWS
WRA
COE
SEFERIAN
ITO Y BESSYO
SUZUKI Y YURIOKA
YURIOKA
SULZER
ALEMÁN
CONTROL DE TEMPERATURA
1.17.1 AWS
49
La Sociedad Americana de Soldadura (AWS) utiliza el Anexo XI de la norma
ANSI/AWS D1.1-92 Structural Welding Code-Steel que tiene como propósito
entregar algunos métodos alternativos (principalmente precalentamiento) para
determinar las condiciones de soldadura que eviten la fragilización en frío. Estos
métodos están basados principalmente en pruebas a escala realizadas en algunos
laboratorios durante largos períodos de tiempo.
Los métodos utilizados en este apéndice para la estimación de las condiciones de
soldadura para evitar el agrietamiento en frío son dos:
1) Método de control de dureza de la ZAT.
2) Método de control de Hidrógeno.
1.17.2 Control de Dureza en la ZATEste método está basado en la suposición que la fisura no ocurrirá si la dureza de
la ZAT se mantiene debajo de algún valor crítico. Esto se logra controlando la
velocidad de enfriamiento debajo de un valor crítico dependiendo de la
templabilidad del acero. La templabilidad del acero en soldadura se relaciona con
su propensión a la formación de una ZAT de alta dureza y puede caracterizarse
por la velocidad de enfriamiento necesaria para producir un nivel de dureza dado.
Los aceros con una gran templabilidad pueden, por lo tanto, producir una ZAT de
alta dureza a velocidades de enfriamiento inferiores a las correspondientes a
aceros con menor templabilidad.
La selección de la dureza crítica dependerá de un número de factores tales como
el tipo de acero, nivel de hidrógeno, restricción, y condiciones de servicio. Los
ensayos de laboratorio con soldadura de filete muestran que las fisuras en la ZAT
no ocurren si el valor de Dureza Vickers (Hv) es menor que 350 Hv, incluso con
electrodos de alto hidrógeno. Con electrodos de bajo hidrógeno, se puede admitir
una dureza menor o igual a 400 Hv sin evidencia de fisuras. Tal dureza, sin
embargo, puede no ser tolerable en servicio donde hay un alto riesgo de fisuración
debido a corrosión bajo tensiones, fractura frágil u otro tipo de riesgos
relacionados con la integridad estructural.
50
La velocidad de enfriamiento crítica para una dureza dada, puede ser relacionada
aproximadamente con el carbono equivalente del acero, como se muestra en la
fig. 8.
Debido a que la relación es sólo aproximada, la curva que se muestra en la
fig.8 puede ser conservadora para aceros al carbono o carbono-manganeso y por
esto permiten el uso de curvas de elevada dureza con mínimo riesgo.
Algunos aceros de baja aleación o microaleados de laminado termo controlado,
particularmente aquellos que contienen niobio (Nb), pueden ser más templables
que lo indicado por la fig. 8. y se recomienda el uso de una curva de dureza más
baja. A pesar que el método puede ser usado para determinar el nivel de
precalentamiento, su finalidad más importante es la de determinar el mínimo calor
aportado (y por ende, el mínimo tamaño de soldadura) que impide un
endurecimiento excesivo. Es particularmente útil para determinar el tamaño
mínimo de soldaduras de una sola pasada en filete que podrán ser depositadas
sin precalentamiento.
La aproximación por dureza no considera la posibilidad de fisura del metal de
soldadura. Sin embargo, de la experiencia se encuentra que el calor aportado
determinado por este método es adecuado normalmente para impedir fisuras en el
metal de soldadura. Esto ocurre, en la mayoría de los casos, en soldaduras de
filete si el material de aporte no es de alta resistencia y es en general de bajo
hidrógeno.
Debido a que este método depende solamente del control de dureza de la ZAT, el
nivel de hidrógeno y restricción no se consideran en forma explícita.
Este método no es aplicable a aceros templados y revenidos.
1.17.3 Método de Control de Hidrógeno
El método de control del hidrógeno se basa en la hipótesis que la fisura no
ocurrirá si la cantidad promedio de hidrógeno que permanece en la junta, luego
que fue enfriada aproximadamente hasta los 50°C (120°F), no excede un valor
crítico que depende de la composición del acero y el grado de restricción. Usando
51
este método se puede estimar la temperatura de precalentamiento necesaria para
permitir la difusión de suficiente hidrógeno fuera de la junta.
Este método está basado principalmente en los resultados de ensayos de
soldadura utilizando junta con bisel de penetración parcial (JPP) soldada con
restricción. El metal de soldadura usado en los ensayos iguala las propiedades del
metal base. Para el método de control del hidrógeno, se requiere la determinación
del nivel de sujeción y del nivel de hidrógeno original en la pileta líquida del metal
de soldadura.
La sujeción es clasificada como alta, media o baja, y debe ser establecida de
acuerdo a la experiencia del fabricante y/o ingeniero de soldadura.
El método de control del hidrógeno está basado en un único cordón de soldadura
de bajo calor aportado que representa una pasada de raíz y asume que la ZAT se
endurece. Este método es particularmente útil para aceros de alta resistencia y
baja aleación (HSLA, High Strength Low Alloy) que posean alta templabilidad,
donde el control de dureza no sea factible de realizar. En consecuencia, debido a
la consideración que la ZAT se endurece totalmente, el calentamiento predicho
puede ser muy conservador para aceros al carbono.
1.17.4 Selección del Método
Se sugiere el siguiente procedimiento como guía para la selección tanto del
método de control de dureza como el de control del hidrógeno.
Determinar el carbono y el carbono equivalente de acuerdo con la expresión del
Instituto Internacional de Soldadura (IIW):
CE IIW=C+(M n+Si6 )+(C r+MO+V
5 )+(N i+CU
15 )
Para ubicar la posición de la zona del acero en la fig.9.
Las características de comportamiento de cada zona y la interpretación de las
mismas es la siguiente:
52
Zona I: La fisuración es improbable, pero puede ocurrir con alto hidrógeno o alto
nivel de restricción. Usar el método de control del hidrógeno para determinar el
precalentamiento de los aceros de esta zona.
Zona II: El método de control de dureza y la dureza seleccionada deberán ser
utilizadas para determinar el mínimo calor aportado para soldaduras de filete de
pasada única sin precalentamiento.
Si el nivel de calor aportado no resulta práctico, usar el método de control de
hidrógeno para determinar el precalentamiento.
Para aceros con alto carbono, puede requerirse un mínimo calor aportado para el
control de dureza y un precalentamiento para el control del hidrógeno tanto para
soldaduras de filete como de bisel.
Zona III: Deberá usarse el método de control del hidrógeno. Donde el calor
aportado deberá ser restringido para preservar las propiedades mecánicas de la
ZAT (por ejemplo en algunos aceros templados y revenidos), deberá usarse el
método de control del hidrógeno para la determinación del precalentamiento.
1.17.4.1 Aplicación del Método de Control de Dureza
El carbono equivalente deberá ser calculado de acuerdo con la expresión del
Instituto Internacional de Soldadura (CEIIW):
CE IIW=C+(M n+Si6 )+(C r+MO+V
5 )+(N i+CU
15 )
La velocidad de enfriamiento crítica deberá determinarse para una dureza máxima
en la ZAT seleccionada de 350 Hv o 400 Hv de acuerdo con la fig. 8.
Usando los espesores de chapas para ala y alma, deberá seleccionarse el
diagrama apropiado de la fig. 10 y deberá determinarse el mínimo calor aportado
para una pasada única de soldadura de filete. Este calor aportado corresponde al
proceso de soldadura por arco sumergido.
53
Para el proceso de soldadura por arco con electrodo revestido (SMAW), el mínimo
calor aportado para soldaduras de pasada única puede ser estimado aplicando el
factor de multiplicación 1.5 en relación con el aporte térmico del proceso de
soldadura por arco sumergido.
1.17.4.2 Aplicación del Método de Control del Hidrógeno
El valor del parámetro de composición, Pcm, deberá ser calculado de acuerdo
con la siguiente expresión:
Pcm=C+ Si30
+(M n+Cu+C r
20 )+ N i
60+M o
15+ V
10+5∗B
La composición química del metal base se obtiene de un análisis químico, o una
norma de fabricación.
El nivel de hidrógeno se determina y define como:
H1 Hidrógeno Extra Bajo: los consumibles con este nivel poseen una cantidad
de hidrógeno difusible menor que 5 ml/100 g de metal depositado cuando la
medición se realiza con la norma ISO 3690-1976-E o, un contenido de humedad
del recubrimiento de 0.2% máximo de acuerdo a AWS A5.1 o A5.5. Lo anterior se
establece con pruebas a cada paquete usado luego de ser removido de su
envoltura y expuesto al medio, considerando las condiciones de almacenamiento
previas al uso inmediato. Los siguientes consumibles cumplen con estos
requerimientos:
Electrodos de bajo hidrógeno almacenados en contenedores
herméticamente sellados, secados a 370º - 430º C (700°F – 400°F)
durante una hora y usados luego de dos horas de su desempaque.
H2 Bajo Hidrógeno: estos consumibles poseen un contenido de hidrógeno
difusible menor que 10 ml/100g de metal depositado, cuando la medición se
realiza con la norma ISO 3609-1976 o un contenido de humedad del recubrimiento
54
de 0.4% máximo de acuerdo a AWS A5.1. Los siguientes consumibles cumplen
con estos requerimientos:
Electrodos de bajo hidrógeno almacenados en contenedores
herméticamente sellados, de acuerdo con la sección 4.5.2 de la norma y
utilizados luego de cuatro horas.
H3 Hidrógeno no Controlado: todos aquellos consumibles que no cumplan con
los requisitos de H1 o H2.
Con los valores del parámetro de composición Pcm, y el nivel de Hidrógeno se
determina un índice de susceptibilidad, con el cual se determina la temperatura de
precalentamiento adecuada.
La siguiente tabla muestra los índices de susceptibilidad agrupados en función del
nivel de hidrógeno y del parámetro de composición, Pcm.
Índice de susceptibilidad en función del nivel de hidrógeno “H”, y del parámetro de
composición Pcm (Tabla XI-1 AWS D1.1).
Índice de Susceptibilidad
Parámetro de Composición
Nivel de
Hidrógeno
H
<
0.18< 0.23 < 0.28 < 0.33 < 0.38
H1 A B C D E
H2 B C D E F
H3 C D E F G
Este método asume un efecto logarítmico para determinar el nivel de hidrógeno,
utilizando la siguiente ecuación:
S . I .=12 Pcm+ log(Hd)(4…)
55
Las Agrupaciones del Índice de Susceptibilidad, desde A hasta G, abarcan el
efecto combinado del parámetro de composición, Pcm, y nivel de hidrógeno, H, de
acuerdo con la ecuación (falta orden de ecuaciones) .Las cantidades numéricas
exactas se obtienen de la ecuación usando los valores de Pcm establecidos y los
siguientes valores de H, dados en ml/100g de metal de soldadura:
H1 – 5; H2 – 10; H3 – 30.
Para un mejor ordenamiento en el cálculo, los índices de susceptibilidad se han
agrupado por rangos denominados por letras que van de la A hasta la G, los
cuales se muestran a continuación:
A = 3.0 E = 4.6 – 5.0
B = 3.1 – 3.5 F = 5.1 – 5.5
C = 3.6 – 4.0 G = 5.6 – 7.0
D = 4.1 – 4.5
1.17.5 Sujeción
La determinación del nivel de sujeción de una pieza soldada debe
determinarse mediante la experiencia, criterio ingenieril, investigación o cálculos.
Tres niveles de sujeción son posibles:
Sujeción Baja: Este nivel describe uniones de filete y de tope comunes con un
razonable grado de libertad de movimiento de sus componentes.
Sujeción Media: Este nivel describe uniones de filete y de tope en las cuales,
debido a que sus componentes están unidos a piezas estructurales, existe un
reducido grado de libertad de movimiento.
Sujeción Alta: Este nivel describe uniones en las cuales casi no existe libertad de
movimiento de sus componentes (tales como reparación de piezas por soldadura,
especialmente en secciones de gran espesor).
56
Los niveles requeridos de temperatura de precalentamiento se entregan en la
Tabla 4.3( ordenar tablas) la cual se muestra a continuación. Los niveles de
sujeción deben ser determinados de acuerdo al párrafo anterior.
Tabla 4.3: Temperatura mínima de precalentamiento e interpase para tres niveles
de sujeción (Tabla XI-2 AWS D1.1).
Temperatura Mínima de Precalentamiento e Interpase [°C]
Índice de Susceptibilidad
Nivel de
Sujeción
Espesor
[mm]A B C D E F G
Baja
<10<2
0<20 <20 <20 60 140 150
10-20<2
0<20 20 60 100 140 150
20-38<2
0<20 20 80 110 140 150
38-75 20 20 40 95 120 140 150
>75 20 20 40 95 120 140 150
Media
<10<2
0<20 <20 <20 70 140 160
10-20<2
0<20 20 80 115 145 160
20-38 20 20 75 110 140 150 160
38-75 20 80 110 130 150 150 160
>75 95 120 140 150 160 160 160
Alta<10
<2
0<20 20 40 110 150 160
10-20<2
020 65 105 140 160 160
20-38 20 85 115 140 150 160 160
38-75 115 130 150 150 160 160 160
57
>75 115 130 150 150 160 160 160
Fig. 8 Velocidad de enfriamiento crítico para 350Hv y 400Hv.
R540 (°C\s) PARA DUREZA EN LA ZAT DE 350 HV Y 400 HV [19]
58
Fig. 9. Clasificación en zonas del acero
(A) Pasada única en soldaduras de filete SAW con alma y ala del mismo espesor.
59
(B) Pasada única en soldaduras de filete SAW con ala de 6 mm. Alma de distintos
espesores.
NOTA: El calor aportado determinado por el gráfico no implica adecuación a
aplicaciones prácticas. Para algunas combinaciones de espesores la fusión puede
tener lugar a través del espesor (puede atravesar el espesor).
Fig. 10. Gráficos para Determinar las Velocidades de Enfriamiento para
Soldaduras de Filete con Arco Sumergido.
(C) Pasada únicas en soldaduras de filete SAW con ala de 12 mm. Alma de
distintos espesores.
60
(D) Pasada única en soldaduras de filete SAW con ala de 25 mm. Alma de
distintos espesores.
NOTA: El calor aportado determinado por el gráfico no implica adecuación a
aplicaciones prácticas. Para algunas combinaciones de espesores la fusión puede
tener lugar a través del espesor.
Fig. 10. (Continuación). Gráficos para Determinar las Velocidades de Enfriamiento
para Soldaduras de Filete con Arco Sumergido.
(E) Pasada única en soldaduras de filete SAW con ala de 50 mm. Alma de
distintos espesores
61
(F) Pasada única en soldaduras de filete SAW con ala de 100 mm. Alma de
distintos espesores.
NOTA: El calor aportado determinado por el gráfico no implica adecuación a
aplicaciones prácticas. Para algunas combinaciones de espesores la fusión puede
tener lugar a través del espesor.
Fig. 4.4 (Continuación). Gráficos para Determinar las Velocidades de Enfriamiento
para Soldaduras de Filete con Arco Sumergido.
Fig. 11. Relación entre el tamaño de la soldadura y entrega de energía en
soldadura por arco con electrodo revestido (SMAW).
62
1.17.6 WRA
La Asociación de Investigación de la Soldadura (WRA) utiliza la norma
británica BS 5135:1984, Procesos de Soldadura al Arco de Aceros al Carbono y
Aceros al Carbono Manganeso, especifica los requerimientos para la soldadura al
arco manual, semiautomática, automática y mecanizada de los aceros al carbono
y carbono manganeso, que contengan un valor máximo de carbono equivalente de
0.54 en todas sus formas de producción, incluyendo secciones circulares y
rectangulares.
1.17.6.1 Guía para Evitar la Fragilización por Hidrógeno (BS 5135)
La ocurrencia de grietas en uniones soldadas depende de un número de
factores: composición del acero, el procedimiento de soldadura, consumibles y los
niveles de resistencia aplicada. Si la velocidad de enfriamiento de la soldadura es
demasiado rápida, en la zona afectada térmicamente (ZAT) ocurrirá un
endurecimiento excesivo. Si existe suficiente cantidad de hidrógeno remanente en
la unión, la zona endurecida puede presentar grietas bajo la influencia de
esfuerzos residuales luego que la soldadura se enfríe a temperatura ambiente. Las
condiciones para evitar el agrietamiento deben asegurar que la ZAT se enfríe en
forma lo suficientemente lenta, esto se consigue mediante el control de las
dimensiones del cordón de soldadura y de la aplicación de precalentamiento y
control de la temperatura entre pasadas.
Los parámetros considerados por la Norma BS 5135, para el cálculo de la
temperatura de Precalentamiento son los siguientes:
1) Carbono Equivalente
El metal base debe ser un acero al carbono o carbono manganeso cuya
composición química, en porcentaje, determinada por un análisis químico posea
un valor de Carbono Equivalente de 0.54 como máximo calculado según la
fórmula:
63
CE IIW=C+M n
6+(C r+MO+V
5 )+( N i+CU
15 )(4 ….)
Nota: La norma no especifica requerimientos para aceros con CE > 0.54, los
resultados obtenidos se utilizan como guía solamente.
2) La Norma BS 5135 utiliza un agrupamiento lineal de hidrógeno difusible. A
continuación se muestran en la Tabla 4.4 las escalas de hidrógeno difusible para
este método:
Tabla 4.4. Escalas de hidrógeno difusible.
Escala Categorí
a
Hidrógeno Difusible
(ml/100g de metal
depositado)
A Alto H>15
B Medio 10<H≤15
C Bajo 5<H≤10
D Muy Bajo H≤5
3) Espesor Combinado
El espesor combinado de una unión es el espesor total (mm) de la junta de las
placas a la línea de conexión. Es un parámetro que describe el tamaño de los
caminos disponibles para la conducción de calor por conducción fuera de la
soldadura y así facilita el efecto de espesor del material y geometría de la unión
sobre la velocidad de enfriamiento a ser cuantificada.
El espesor combinado se determina como la suma de los espesores de los
metales base a una distancia de 75 [mm] de la línea de soldadura. Un ejemplo del
cálculo del espesor combinado se muestra en la 11
64
Fig. 11. Ejemplos de cálculo de espesor combinado (BS 5135).
4) Energía de Arco
La expresión utilizada para determinar la energía aportada durante el proceso de
soldadura es la siguiente:
H=V∗Iw
∗10−3[ KJmm ]Donde
V: voltaje [V]
I: corriente [A]
w: velocidad de pasada [mm/s]
Las condiciones de Soldadura para evitar la fragilización por hidrógeno en Aceros
al Carbono Manganeso, se exponen en forma gráfica en la fig. 13 de la Norma BS
65
5135, para el rango normal de composiciones, expresadas en función del carbono
equivalente.
A continuación se muestra un ejemplo de estos gráficos:
Escala de Hidrógeno
A B C D
Carbono Equivalente menor
o igual a:
0.4
7
0.49 0.51 0.57
*
*Valor utilizado sólo como indicador.
Escalas de Hidrógeno
Contenido de Hidrógeno
Difusible
ml/100g de metal
depositado
Escala de
Hidrógeno
Mayor a Menor igual a
15 - A
66
10
5
-
15
10
5
B
C
D
Fig. 13. Gráfico para el cálculo de la temperatura de precalentamiento en función
del espesor combinado y de la energía de arco.
La secuencia de cálculo al utilizar la norma es la siguiente (ejemplo para el cálculo
de la temperatura de precalentamiento):
1. Calcular el Carbono Equivalente
2. Ubicar el gráfico correspondiente en la fig.13. según escala de hidrógeno A, B,
C o D.
3. Interceptar el valor del espesor combinado con el valor de la Energía de Arco.
4. Leer el valor de la Temperatura de Precalentamiento de la recta más cercana.
1.17.7 Nomograma de COE
El Nomograma de COE, se utiliza en Procesos de Soldadura al Arco de
Aceros al Carbono Manganeso. Este Nomograma representa los efectos
respectivos del carbono equivalente, hidrógeno difusible, espesor combinado y el
calor aportado a la soldadura. La cantidad de hidrógeno difusible se divide en
cuatro categorías, las que se muestran a continuación en la Tabla 4.5:
Tabla 4.5. Escalas de hidrógeno difusible.
Escala Categorí
a
Hidrógeno Difusible
(ml/100g de metal
depositado)
A Alto H>15
B Medio 10<H≤15
C Bajo 5<H≤10
D Muy Bajo H≤5
67
El autor utiliza la expresión de carbono equivalente desarrollada por IIW (Instituto
Internacional de Soldadura), la cual se muestra a continuación:
CE IIW=C+M n
6+(C r+MO+V
5 )+( N i+CU
15 )
Ecuación válida para aceros con un contenido de carbono mayor a un 0.18% o
donde el tiempo de enfriamiento entre 800-500°C es mayor a 12 segundos
(t8/5>12s).
Con objeto de evitar dificultades durante la soldadura de esta familia de aceros es
práctica normal fijar un valor máximo de 0,43 % para el carbono equivalente
obtenido por esta fórmula o incluso ligeramente menor si se trata de soldar
espesores gruesos o uniones fuertemente embridadas. El autor utiliza el espesor
combinado para cuantificar el efecto de las vías de disipación de calor fuera de la
soldadura.
La expresión utilizada para determinar la energía aportada durante el proceso de
soldadura es la siguiente:
H=V∗Iw
∗10−3[ KJmm ]Donde
V: voltaje [V]
I: corriente [A]
w: velocidad de pasada [mm/s]
A continuación se muestra el Nomograma de COE en la fig. 14.
68
Fig. 14. Nomograma de COE.
1.17.8 Método de SEFERIAN
Este famoso metalúrgico francés propone la siguiente expresión:
T p=350√[C]T−0.25 [° C ]
En donde [C]T es el equivalente total de carbono, suma del equivalente químico
[C]q y del equivalente en carbono del espesor [C]e, que depende a su vez del
propio espesor y de la templabilidad del acero. Esto es:
[C ]T=[C ]q+[C ]e
Llegando a la conclusión que:
69
[C ]T=[C ]q (1+0,005e )
Estando expresado en milímetros.
El metal base debe ser un acero al carbono manganeso o de alto límite elástico
cuya composición química, en porcentaje, determinada por un análisis químico
posea un valor de Carbono Equivalente de 0.40 como máximo calculado según la
fórmula:
[C ]Q=C+( M n+C r
9 )+ N i
18+
7MO
90
Seferian determina gráficamente la temperatura de precalentamiento como se
muestra en la fig.14.
Fig. 14. Gráfico para determinar la temperatura de precalentamiento.
Como puede observarse, Seferian no tiene en cuenta la energía neta aportada
(heat input), nivel de hidrógeno y grado de embridamiento del proceso y por esta
razón, las temperaturas resultantes son superiores a las realmente necesarias.
El Autor ha empleado satisfactoriamente, en algunos casos, temperaturas de
precalentamiento de 25°C a 50°C inferiores a las derivadas de la estricta
aplicación del gráfico.
70
1.17.9 Criterio de Y. ITO Y K. BESSYO
Y. ITO Y K. BESSYO utilizan la ecuación 4.27 que es una modificación del
parámetro de composición. Esta ecuación es una combinación lineal del carbono
equivalente (Pcm), hidrógeno difusible (Hd’) y espesor de la placa (th). La ecuación
4.27 se muestra a continuación:
Pc=C+ Si30
+(M n+Cu+C r
20 )+ N i
60+M o
15+ V
10+5B+
H d'
60+
t h600
La relación desarrollada por los autores entre la temperatura de precalentamiento
y el parámetro de composición es la siguiente:
T p=1440∗Pc−392 [° C ]
La gráfica de esta ecuación (Pc v/s Tp) es una recta que corta al eje de las
abscisas aproximadamente en el punto 0.272.
La fig. 15. muestra esta relación, donde se establecen dos zonas:
Zona I: no existe agrietamiento.
Zona II: existe posibilidad de
agrietamiento.
1.17.10 Criterio de SUZUKI Y YURIOKA
SUZUKI Y YURIOKA utilizan la ecuación 4.29. Al igual que la ecuación 4.27,
es una modificación del parámetro de composición. Esta ecuación es una
71
combinación lineal del carbono equivalente (Pcm), hidrógeno difusible (Hd’) y
restricción de la unión (K). La ecuación 4.29 se muestra a continuación:
Pw=C+ Si30
+(M n+Cu+C r
20 )+ N i
60+M o
15+ V
10+5 B+
H d'
60+ K
4000
La ecuación para determinar la temperatura de precalentamiento es similar a la
utilizada por Y. ITO y K. BESSYO, esta ecuación se muestra a continuación:
T p=1440∗Pw−392 [°C ]
Los autores, mediante pruebas de laboratorio, calcularon la velocidad de
enfriamiento entre 300 y 100°C; conociendo este parámetro, para este intervalo de
temperaturas, se relaciona el tiempo que demora en enfriarse el cordón de
soldadura y el parámetro de composición Pw.
La fig. 16. muestra esta relación, donde se establecen dos zonas:
Zona I: no existe agrietamiento.
Zona II: existe agrietamiento.
Fig. 16. Relación Tiempo v/s Parámetro de Composición.
Los autores correlacionaron los niveles de embridamiento y el espesor del metal
base mediante ensayos con probetas Lehigh. La fig. 17. muestra esta relación.
72
Fig. 17. Relación Nivel de Embridamiento v/s Espesor
Donde X es la longitud de la ranura.
Los niveles de embridamiento se pueden clasificar de la siguiente manera:
Embridamiento bajo: cuando los cordones de soldadura y sus
adyacentes restringen su contracción en un solo sentido.
Embridamiento medio: Cuando la restricción es en dos sentidos
perpendiculares.
Embridamiento alto (máximo): cuando la restricción actúa en las tres
direcciones principales.
1.17.11 Criterio de YURIOKA
Yurioka determina el carbono equivalente de acuerdo a la ecuación 4.31:
CEN CORREGIDO=CENMOD
1,54
Donde
CENMOD=C+A (C )[ Si24+M n
6+Cu
15+N i
20+C r+M o+V +Nb
5 ]+5B+Hd
'
60+
th600
73
A (C )=0,75+0,25∗tanh [20 (C−0,12 ) ]
Para el cálculo de la temperatura de precalentamiento los autores utilizan la
ecuación 4.32.
T p=1440∗CENCORREGIDO−392 [° C ]
Este método es válido para aceros con un contenido de carbono entre 0.06 y
0.25%.
Como un mejoramiento del método CEN, se establece una reducción de 0.02 al
considerar la precipitación de cobre en los aceros.
El método CEN puede estimar el efecto de una temperatura ambiente menor a
0ºC, siempre que se considere lo siguiente:
Se debe realizar un precalentamiento homogéneo
CEN se debe aumentar en 0.02 para una temperatura de -10ºC
CEN se debe aumentar en 0.08 para una temperatura de -30ºC
1.17.12 Método de la SULZER
Sulzer determina de forma gráfica la temperatura de precalentamiento.
Para el cálculo del carbono equivalente utiliza la ecuación de Dearden y O’Neill,
esta ecuación se muestra a continuación:
CEDEARDEN=C+M n
6+N i
15+C r
5+M o
4+V
5+Cu
13+ P
2
Esta fórmula es adecuada para determinar la máxima dureza de la ZAT en aceros
al carbono-manganeso. Para determinar la temperatura de precalentamiento el
autor correlaciona el máximo y mínimo aporte térmico y el espesor del metal base.
La expresión utilizada para determinar el aporte térmico durante el proceso de
soldadura es la siguiente:
H=V∗Iw
∗10−3[ KJmm ]
74
Donde
V: voltaje [V]
I: corriente [A]
W: velocidad de pasada [cm/s]
La fig. 16. muestra el diagrama que utiliza la Sulzer para determinar la temperatura
de precalentamiento.
Fig. 16. Diagrama de la Sulzer.
1.17.13 Método ALEMÁN
Este método utiliza CET como carbono equivalente. Ecuación 4.37 [22]:
CET=C+(M n+M o
10 )+(C r+Cu
20 )+ N i
40
Según este método, la temperatura de precalentamiento mínima necesaria, Tp, se
da simplemente por la siguiente ecuación [22] (referencia).
T=700CET+160 tanh ( d35 )+62H IIW0,35+ (53CET−32 )∗Q−330 [° C ](4…)
75
Donde, CET, d [mm], HIIW [ml/100g] y Q [kJ/mm] son el carbono equivalente,
espesor de la placa, contenido de hidrogeno difusible del consumible según ISO y
y el calor aportado a la soldadura, respectivamente.
Dependiendo de la energía del arco E y la eficiencia térmica k del proceso de
soldadura, el aporte térmico Q puede calcularse por la siguiente ecuación [22]:
Q=k∗E= k∗U∗I∗tl∗1000 [ KJmm ]
Donde:
U: voltaje de arco [V]
I: corriente [A]
t: tiempo de fundición del electrodo [s]
l: longitud del cordón depositado [mm]
El factor de eficiencia térmica del proceso SMAW equivale a 0.85. Por
consiguiente, un incremento de la energía de arco de aproximadamente 15% es
conveniente.
La fórmula 4.38 es válida para los siguientes valores [17]:
CET : 0.2 a 0.5%
d : 10 a 90 [mm]
HIIW : 1 a 20 [ml/100g]
Q :0.5 a 4.0
[kJ/mm]
La fórmula 4.38, para determinar la temperatura de precalentamiento, es válida
para aceros estructurales con un esfuerzo de fluencia superior a 1000 [N/mm2].
Según la experiencia, las temperaturas de precalentamiento calculadas son
válidas si las siguientes condiciones se cumplen [17, 22]:
El carbono equivalente CET del metal base debe exceder al consumible en por
lo menos 0.03%. De otro modo el cálculo de la temperatura de precalentamiento
76
se debe obtener del carbono equivalente CET del consumible aumentado en
0.03%.
Las soldaduras de filete de sólo una pasada, los pinchazos y la pasada de raíz
deben tener una longitud mínima de 50 [mm]. Si el espesor de la placa excede los
25 [mm], los pinchazos y la pasada de raíz se depositan en dos capas, usando un
consumible básico blando.
En el caso de soldaduras de pasadas de relleno, que también incluye
soldaduras de filete de múltiples pasadas, la temperatura entre pasadas no debe
disminuir mientras el espesor de la soldadura sea inferior a un tercio del espesor
del metal base. Por otra parte, es necesario reducir el contenido de hidrógeno por
medio de un tratamiento de calor post-soldadura.
La secuencia de la soldadura se seleccionará de tal manera que se eviten
fuertes deformaciones plásticas en soldaduras parcialmente terminadas.
77
CAPITULO IV
Cálculos
1.18 Cálculo de la Temperatura de Precalentamiento
Informe de análisis químico
Espectrometría de fluorescencia de rayos x. Norma ASTM E572 (IT-C-INSPESFRX-01)Carbono y azufre elemental. Norma ASTM 1019 método A. (IT-C-INSPACPDI-01)
1.18.1 Método de la AWS D1.1
El acero HSLA es un acero de baja aleación y de alta resistencia. Para el
cálculo de la temperatura de precalentamiento se utiliza el método de control de
hidrógeno. El parámetro de composición se calcula de acuerdo a la siguiente
ecuación usando la composición química del acero.
Parámetro de composición.
Pcm=C+ Si30
+(M n+Cu+C r
20 )+ N i
60+M o
15+ V
10+5∗B
Pcm=0,147+ 0,27830
+( 1,18+0,012+0,01620 )+ 0,003
60+0,104
15+ 0,003
10
Pcm=0,224
El parámetro de composición se divide en tres niveles:
78
Pcm ≤ 0.14: Excelente soldabilidad, no se necesitan precauciones especiales.
0.14< Pcm ≤ 0.45: Excelente soldabilidad, no se necesitan precauciones
especiales. Probable formación de martensita, se debe utilizar una baja
temperatura de precalentamiento con electrodo de bajo contenido de
hidrógeno.
Pcm > 0.45: Grandes complicaciones, es probable que exista agrietamiento en
la soldadura, se requiere precalentamiento en el rango 100-400°C y electrodos
de bajo hidrógeno.
H1 Hidrógeno Extra Bajo
Los consumibles con este nivel poseen una cantidad de hidrógeno difusible
menor que 5 ml/100 g de metal depositado cuando la medición se realiza con la
norma ISO 3690-1976-E o, un contenido de humedad del recubrimiento de 0.2%
máximo de acuerdo a AWS A5.1 o A5.5. Lo anterior se establece con pruebas a
cada paquete usado luego de ser removido de su envoltura y expuesto al medio,
considerando las condiciones de almacenamiento previas al uso inmediato. Los
siguientes consumibles cumplen con estos requerimientos:
Electrodos de bajo hidrógeno almacenados en contenedores
herméticamente sellados, secados a 370º - 430º C (700°F – 400°F)
durante una hora y usados luego de dos horas de su desempaque.
Tabla: Índice de susceptibilidad en función del nivel de hidrógeno “H”, y del
parámetro de composición Pcm (Tabla XI-1 AWS D1.1).
Índice de Susceptibilidad
Parámetro de Composición
Nivel de
Hidrógeno
H
<
0.18< 0.23 < 0.28 < 0.33 < 0.38
H1 A B C D E
H2 B C D E F
H3 C D E F G
79
1.18.1.1 Sujeción
La determinación del nivel de sujeción de una pieza soldada debe
determinarse mediante la experiencia, criterio ingenieril, investigación o cálculos.
Tres niveles de sujeción son posibles:
Sujeción Baja: Este nivel describe uniones de filete y de tope comunes con un
razonable grado de libertad de movimiento de sus componentes.
Sujeción Media: Este nivel describe uniones de filete y de tope en las cuales,
debido a que sus componentes están unidos a piezas estructurales, existe un
reducido grado de libertad de movimiento.
Sujeción Alta: Este nivel describe uniones en las cuales casi no existe libertad de
movimiento de sus componentes (tales como reparación de piezas por soldadura,
especialmente en secciones de gran espesor).
Temperatura mínima de precalentamiento e interpase para tres niveles de sujeción
(Tabla XI-2 AWS D1.1).
Temperatura Mínima de Precalentamiento e Interpase [°C]
Índice de Susceptibilidad
Nivel de
Sujeción
Espesor
[mm]A B C D E F G
Baja
<10<2
0<20 <20 <20 60 140 150
10-20<2
0<20 20 60 100 140 150
20-38<2
0<20 20 80 110 140 150
38-75 20 20 40 95 120 140 150
>75 20 20 40 95 120 140 150
80
Media
<10<2
0<20 <20 <20 70 140 160
10-20<2
0<20 20 80 115 145 160
20-38 20 20 75 110 140 150 160
38-75 20 80 110 130 150 150 160
>75 95 120 140 150 160 160 160
Alta
<10<2
0<20 20 40 110 150 160
10-20<2
020 65 105 140 160 160
20-38 20 85 115 140 150 160 160
38-75 115 130 150 150 160 160 160
>75 115 130 150 150 160 160 160
Temperatura mínima de precalentamiento= 85ºC.
1.18.2 Método de la WRA
Los parámetros considerados por la Norma BS 5135, para el cálculo de la
temperatura de Precalentamiento son los siguientes:
1.- Carbono Equivalente
El metal base debe ser un acero al carbono o carbono manganeso cuya
composición química, en porcentaje, determinada por un análisis químico posea
un valor de Carbono Equivalente de 0.54 como máximo calculado según la
fórmula:
CE IIW=C+M n
6+(C r+MO+V
5 )+( N i+CU
15 )
81
Nota: La norma no especifica requerimientos para aceros con CE > 0.54, los
resultados obtenidos se utilizan como guía solamente.
2.- La Norma BS 5135 utiliza un agrupamiento lineal de hidrógeno difusible. A
continuación se muestran en la Tabla las escalas de hidrógeno difusible para este
método:
Tabla. Escalas de hidrógeno difusible.
Escala Categorí
a
Hidrógeno Difusible
(ml/100g de metal
depositado)
A Alto H>15
B Medio 10<H≤15
C Bajo 5<H≤10
D Muy Bajo H≤5
3.- Espesor Combinado
El espesor combinado de una unión es el espesor total (mm) de la junta de
las placas a la línea de conexión. Es un parámetro que describe el tamaño de los
caminos disponibles para la conducción de calor por conducción fuera de la
soldadura y así facilita el efecto de espesor del material y geometría de la unión
sobre la velocidad de enfriamiento a ser cuantificada.
4.- Energía de Arco
La expresión utilizada para determinar la energía aportada durante el
proceso de soldadura es la siguiente:
H=V∗Iw
∗10−3[ KJmm ]Donde:
V: voltaje [V]
I: corriente [A]
82
w: velocidad de pasada [mm/s]
Las condiciones de Soldadura para evitar la fragilización por hidrógeno en Aceros
al Carbono Manganeso, se exponen en forma gráfica en la siguiente figura, de la
Norma BS 5135, para el rango normal de composiciones, expresadas en función
del carbono equivalente.
Escala de Hidrógeno
A B C D
Carbono Equivalente menor
o igual a:
0.4
7
0.49 0.51 0.57
*
Valor utilizado sólo como indicador.
Escalas de Hidrógeno
Contenido de Hidrógeno
Difusible
ml/100g de metal
depositado
Escala de
Hidrógeno
Mayor a Menor igual a
15
10
5
-
-
15
10
5
A
B
C
D
83
Gráfico para el cálculo de la temperatura de precalentamiento en función del
espesor combinado y de la energía de arco (Figura 4 norma BS 5135).
Para este método no se cuenta con los datos para obtener la Energía aportada
durante el proceso de soldadura .
1.18.3 Nomograma de COE
El Nomograma de COE, se utiliza en Procesos de Soldadura al Arco de Aceros al
Carbono Manganeso. Este Nomograma representa los efectos respectivos del
carbono equivalente, hidrógeno difusible, espesor combinado y el calor aportado a
la soldadura.
CE IIW=C+M n
6+(C r+MO+V
5 )+( N i+CU
15 )
Ecuación válida para aceros con un contenido de carbono mayor a un 0.18% o
donde el tiempo de enfriamiento entre 800-500°C es mayor a 12 segundos
(t8/5>12s).
El contenido de carbono del acero A 514 grado B es menor a 0,18%. Por lo tanto no se puede desarrollar por este método.
1.18.4 Método de Seferian
T p=350√[C ]T−0.25 [° C ]
[C ]T=[C ]q+[C ]e
[C ]T=[C ]q (1+0,005e )
[C]Q=C+(M n+Cr
9 )+N i
18+
7MO
90
[C ]q=0,288
[C ]T=0,36
T p=116 ,17 [°C ]
84
Gráfico para determinar la temperatura de precalentamiento.
Seferian no tiene en cuenta la energía neta aportada (heat input), nivel de
hidrógeno y grado de embridamiento del proceso y por esta razón, las
temperaturas resultantes son superiores a las realmente necesarias.
1.18.5 Método de Ito y Bessyo
Esta ecuación es una combinación lineal del carbono equivalente (Pcm), hidrógeno
difusible (Hd’) y espesor de la placa (th). La ecuación se muestra a continuación:
Pc=C+ Si30
+(M n+Cu+C r
20 )+ N i
60+M o
15+ V
10+5B+
H d'
60+
t h600
H d=(H ¿¿d−2,19)
1,27=
(5−2,19)1,27
=2,213¿
T h=25 [mm ]
Pc=0,303
T p=1440∗Pc−392 [° C ]
T p=43 ,66 [° C ]
Relación Temperatura de Precalentamiento v/s Parámetro de Composición.
Zona I: no existe agrietamiento.
Zona II: existe posibilidad de agrietamiento.
85
1.18.6 Método de Suzuki y Yurioka
Esta ecuación es una combinación lineal del carbono equivalente (Pcm),
hidrógeno difusible (Hd’) y restricción de la unión (K). La ecuación se muestra a
continuación:
Pw=C+ Si30
+(M n+Cu+C r
20 )+ N i
60+M o
15+ V
10+5 B+
H d'
60+ K
4000
K=4899 {arctan (0,017h )−( h400 )
2}Donde h es el espesor de la placa [mm].
K=1949,628
H d '=(H ¿¿d−2,19)
1,27=
(5−2,19)1,27
=2,213¿
Pw=0,31
La ecuación para determinar la temperatura de precalentamiento es similar a
la utilizada por Y. ITO y K. BESSYO, esta ecuación se muestra a continuación:
T p=1440∗Pw−392 [°C ]
T p=53 [°C ]
Los autores, mediante pruebas de laboratorio, calcularon la velocidad de
enfriamiento entre 300 y 100°C; conociendo este parámetro, para este intervalo de
temperaturas, se relaciona el
tiempo que demora en enfriarse
el cordón de soldadura y el
parámetro de composición Pw.
La figura muestra esta relación,
donde se establecen dos zonas:
86
Zona I: no existe agrietamiento.
Zona II: existe agrietamiento.
Relación Tiempo v/s Parámetro de Composición.
Los autores correlacionaron los niveles de embridamiento y el espesor del
metal base mediante ensayos con probetas Lehigh. La figura muestra esta
relación.
Relación Nivel de Embridamiento v/s Espesor
Donde X es la longitud de la ranura.
Los niveles de embridamiento se pueden clasificar de la siguiente manera:
Embridamiento bajo: cuando los cordones de soldadura y sus adyacentes
restringen su contracción en un solo sentido.
87
Embridamiento medio: Cuando la restricción es en dos sentidos
perpendiculares.
Embridamiento alto (máximo): cuando la restricción actúa en las tres
direcciones principales.
1.18.7 Metodo de Yurioka
Yurioka determina el carbono equivalente de acuerdo a la ecuación:
CEN CORREGIDO=CENMOD
1,54
Donde
CENMOD=C+A (C )[ Si24+M n
6+Cu
15+N i
20+C r+M o+V +Nb
5 ]+5B+Hd
'
60+
th600
A (C )=0,75+0,25∗tanh [20 (C−0,12 ) ]
A (C )=0,873
CENMOD=CEN+H d '
60+
th600
CEN=0,351
CENMOD=0,43
CEN CORREGIDO=CENMOD
1,54=0,279
Para el cálculo de la temperatura de precalentamiento los autores utilizan la
ecuación.
T p=1440∗CENCORREGIDO−392 [° C ]
88
T p=9 ,657 [°C ]
Este método es válido para aceros con un contenido de carbono entre 0.06 y
0.25%.
Como un mejoramiento del método CEN, se establece una reducción de 0.02 al
considerar la precipitación de cobre en los aceros.
El método CEN puede estimar el efecto de una temperatura ambiente menor a
0ºC, siempre que se considere lo siguiente:
Se debe realizar un precalentamiento homogéneo
CEN se debe aumentar en 0.02 para una temperatura de -10ºC
CEN se debe aumentar en 0.08 para una temperatura de -30ºC
1.18.8 Método de la Sulzer
Sulzer determina de forma gráfica la temperatura de precalentamiento.
Para el cálculo del carbono equivalente utiliza la ecuación de Dearden y O’Neill,
esta ecuación se muestra a continuación:
CEDEARDEN=C+M n
6+N i
15+C r
5+M o
4+V
5+Cu
13+ P
2
CEDEARDEN=0,38
Esta fórmula es adecuada para determinar la máxima dureza de la ZAT en
aceros al carbono-manganeso. Para determinar la temperatura de
precalentamiento el autor correlaciona el máximo y mínimo aporte térmico y el
espesor del metal base.
La expresión utilizada para determinar el aporte térmico durante el proceso
de soldadura es la siguiente:
89
H=V∗Iw
∗10−3[ KJmm ]Donde:
V: voltaje [V]
I: corriente [A]
w: velocidad de pasada [cm/s]
La figura muestra el diagrama que utiliza la Sulzer para determinar la temperatura
de precalentamiento. Con CEDEARDEN=0,38 y espesor=25 [mm ].
Diagrama de la Sulzer.
t p=75 [°C ]
Aportet é rmicominimo=0,6 [ KJmm ]Aportet é rmicomá ximo=2,8 [ KJmm ]1.18.9 Método Alemán
Este método utiliza CET como carbono equivalente.
CET=C+(M n+M o
10 )+(C r+Cu
20 )+ N i
40
Según este método, la temperatura de precalentamiento mínima necesaria, Tp, se
da simplemente por la siguiente ecuación:
90
T=700CET+160 tanh ( d35 )+62H IIW0,35+ (53CET−32 )∗Q−330 [° C ]
Donde, CET, d [mm], HIIW [ml/100g] y Q [kJ/mm] son el carbono equivalente,
espesor de
la placa, contenido de hidrógeno difusible del consumible según ISO y el calor
aportado a la soldadura, respectivamente.
Dependiendo de la energía del arco E y la eficiencia térmica k del proceso de
soldadura, el aporte térmico Q puede calcularse por la siguiente ecuación:
Q=k∗E= k∗U∗I∗tl∗1000 [ KJmm ]
Donde:
U: voltaje de arco [V]
I: corriente [A]
t: tiempo de fundición del electrodo [s]
l: longitud del cordón depositado [mm]
El factor de eficiencia térmica del proceso SMAW equivale a 0.85. Por
consiguiente, un incremento de la energía de arco de aproximadamente 15% es
conveniente.
La fórmula es válida para los siguientes valores:
CET : 0.2 a 0.5%
d : 10 a 90 [mm]
HIIW : 1 a 20 [ml/100g]
Q :0.5 a 4.0
[kJ/mm]
La fórmula, para determinar la temperatura de precalentamiento, es válida
para aceros estructurales con un esfuerzo de fluencia superior a 1000 [N/mm2].
91
Según la experiencia, las temperaturas de precalentamiento calculadas son
válidas si las siguientes condiciones se cumplen:
El carbono equivalente CET del metal base debe exceder al consumible en por
lo menos 0.03%. De otro modo el cálculo de la temperatura de
precalentamiento se debe obtener del carbono equivalente CET del consumible
aumentado en 0.03%.
Las soldaduras de filete de sólo una pasada, los pinchazos y la pasada de raíz
deben tener una longitud mínima de 50 [mm]. Si el espesor de la placa excede
los 25 [mm], los pinchazos y la pasada de raíz se depositan en dos capas,
usando un consumible básico blando.
En el caso de soldaduras de pasadas de relleno, que también incluye
soldaduras de filete de múltiples pasadas, la temperatura entre pasadas no
debe disminuir mientras el espesor de la soldadura sea inferior a un tercio del
espesor del metal base. Por otra parte, es necesario reducir el contenido de
hidrógeno por medio de un tratamiento de calor post-soldadura.
La secuencia de la soldadura se seleccionará de tal manera que se eviten
fuertes deformaciones plásticas en soldaduras parcialmente terminadas.
Para este método no se cuenta con: calor aportado a la soldadura, voltaje de
arco, corriente, tiempo de fundición del electrodo, longitud del cordón
depositado.
1.18.10 Método de Control de Temperatura.
1. grado de Acero (F)
F=47 S i+75 M n+30 N i+31C r
F=102,152
2. Dureza Vickers (Hv) esperada en la ZAC.
Hv=90+1050∗C+F
Hv=346,502
3. F<115 ⟹ Grado: Acero al carbono.
Se determino según el gráfico que:
92
t p=70 [°C ]
4. Verificar que t p<M s (Temperatura de comienzo de transformación martensítica).M s=539−423C−30,4 M n−17,7 N i−12,1Cr−7,5M o
M s=439,92
93
94
Desarrollo experimental.
1.19 Material seleccionado.
Los aceros estructurales de alta resistencia mecánica se caracterizan por su
fácil soldabilidad y conformabilidad. Dentro de ellos destacan los aceros utilizados
para aplicaciones estructurales donde se requiere de altos límites de fluencia,
como los aceros ASTM A-514, de tal forma de utilizar materiales de menores
espesores lo que se traduce en estructuras o componentes más livianos.
Composición química:
Acero C Si Mn Cr Mo Ni V+Nb B otros
ASTM A 514 0,18 0,5 1,6 1,5 0,6 1,5 10,00
4*
Propiedades mecánicas en condiciones de temperatura ambiente:
AceroLimite de fluencia [N/mm2]
Resistencia a la tracción
[N/mm2]
Alargamiento %
Energía de impacto Charpy [J] -60°
ASTM A 514 690 940 15 30/27
1.20 Análisis de la composición química.
1.21 Ensayos mecánicos y ensayo metalográfico.
1.21.1 Ensayo de tracción.
Este ensayo permite analizar rápida y eficazmente las características y
propiedades del material ensayado, a partir de gráficos, cálculos y resultados
obtenidos. Este análisis considera factores tales como la velocidad de deformación
de la probeta, el tipo de fractura que presenta la probeta y con estos elementos a
mano se discute acerca de la tenacidad y ductilidad de los materiales ensayados.
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Así mismo se identifican los esfuerzos de fluencia, último y ruptura que
presentaron los aceros durante el desarrollo de la experiencia.
1.21.1.1 Equipos e instrumentos utilizados.
En la U.L.S. se utilizó una máquina de tensómetro tipo W, cuya capacidad
máxima es de 2.000 Kg. Esta es una máquina de ensayo universal, se utiliza para
realizar pruebas de tensión y compresión para distintos tipos de materiales tales
como metales, plásticos, textiles, alambres, madera, papel, etc.
El principio de funcionamiento consiste en fijar una probeta entre dos
mordazas, que están conectadas por un extremo a un sistema medible de fuerzas
y por el otro a la aplicación de la carga. La fuerza uniaxial se aplica por medio de
un sistema de engranajes mediante una manivela o por transmisión con motor
eléctrico.
La fuerza solicitada a la probeta se transmite al centro de la viga, en donde
ésta se flecta. La flexión es transmitida a un brazo de palanca que hace trabajar
un sistema de pistón con mercurio, resultando un desplazamiento de éste por el
interior del tubo capilar.
El registro de la curva de carga en función del alargamiento, se logra
gracias al movimiento de un tornillo sin fin que a su vez hace girar el tambor de
registro, cuando la probeta está siendo traccionada.
Las probetas utilizadas están estandarizadas bajo la norma ASTM A395-
56T. Su sección transversal es redonda y conserva una línea de simetría a lo largo
del eje longitudinal, con objeto de distribuir uniformemente la carga en el corte
transversal.
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R
D
F C
B E A
L
Figura 7; Dimensión probeta para ensayo de tracción.
Nomenclatura Dimensiones
(mm.)
A 20.9
B 3.5 - 5.0
C 10.1 - 11.3
D 5.04 - 5.06
E 5.05
F 7.15 - 6.80
L 38 - 41
R 1
1.21.1.2 Pasos para el desarrollo de la experiencia.
1. Se miden los diámetros y largos iniciales de la probeta. A continuación se
calibran los instrumentos para medir la reducción del área transversal y el
porcentaje de elongación; este procedimiento se repitió con cada probeta.
2. Se monta y fija la probeta en las mordazas del tensómetro.
3. Se calibra y ajusta la máquina.
4. Se instala el papel para graficar y el lápiz en el tambor.
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5. Se comienza traccionar la probeta.
6. Se retiran los gráficos obtenidos del ensayo.
7. Se miden los porcentajes de alargamiento y reducción de área.
8. Se sellan debidamente las probetas que fueron ensayadas con el objeto de
evitar su contaminación con cualquier agente externo que pudiera perjudicar la
posterior evaluación del tipo de fractura.
9. Se controla la temperatura al momento de realizar la experiencia.
1.21.1.3 Fórmulas ocupadas para el ensayo de tracción.
ε=ln (1+e ) ;dondeε :deformación real ;e :deformación ingenieril
σ=S∗(1+e );donde S : esfuerzoingenieril ;σ : esfuerzoreal
s= FA0
;donde S :esfuerzoingenieril ; A0 :área inicial
E=V m
V p∗L0
, donde L0 : largo inicial ;V m :velocidad máxima ,V p: velocidad de papel; E :módulodeelasticidad
1.21.2 Ensayo de dureza (Vickers ) al metal base.
La dureza Vickers consiste en determinar el número de dureza de la razón
P/A, donde P es la fuerza en Kilógramos que penetra al área superficial en
milímetros cuadrados. El penetrador es una pirámide de base cuadrada en la cual
el ángulo entre las caras es de 136° (ASME E92). La carga a utilizar puede variar
entre 5 hasta 120 [Kp].
El penetrador de pirámide está hecho de un material mucho más duro del que se
ensaya. La carga se aplica mediante una palanca que acciona un mecanismo, que
como consecuencia hace oprimir el indentador lentamente y en forma
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perpendicular a la superficie ensayada, por un período de tiempo determinado de
10 segundos aproximadamente. Esta indentación permite medir mediante un
microscopio la diagonal de la pirámide utilizando una regleta, la cual permite
determinar el valor de la dureza correspondiente según una tabla.
Esto se puede llevar a cabo debido a que la carga aplicada es proporcional a
la indentación y el número de dureza es inversamente proporcional al tamaño de
la indentación para una carga constante.
De esta forma se pueden conocer de manera empírica los valores de dureza.
Fórmula: HVN=1,72∗P
d2;donde P=carga
Para la realización del ensayo se utilizó un Durómetro “OTTO WOLPERT –
WERKE”, con una carga de 30 [Kp] y con un tiempo de carga de 10 segundos
aproximadamente.
Las probetas se desbastaron a una profundidad máxima de 0.003 [mm], para
evitar un roce significativo, lo que produciría un calentamiento excesivo de la pieza
y variaciones de su dureza.
1.21.2.1 Equipos e instrumentos utilizados.
El ensayo de dureza que se llevó a cabo para la caracterización del acero A
514, se realizó en la máquina de dureza OTTO WOLPERT-WERKE. Este consiste
en aplicar y comprimir progresivamente sobre una superficie plana y lisa
(rectificada) un indentador o penetrador en forma de pirámide cuadrangular de
136° entre caras, el que debe ser más duro que las superficies a ensayar,
generalmente hecho de diamante.
Este indentador se aplica mediante una pre-carga, se suelta la palanca
aplicando una carga total de 30 Kp. (HV30). El indentador deja una marca sobre el
material en forma de cuadrado, se miden sus diagonales y se promedia, con este
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valor se ingresa a unas tablas tabuladas, las que finalmente arrogan el valor de la
dureza.
1.21.2.2 Procedimiento del ensayo.
Se coloca la probeta sobre el yunque y se eleva mediante un tomillo hasta
que se acerque al microscopio, quien refleja la imagen del metal sobre un visor.
Accionando la palanca de marcha, la carga es lentamente aplicada al penetrador,
el tiempo de carga es aproximadamente 10 Segundos. Luego se retorna la
palanca a su posición de inicio dando paso a que el lente se posesione sobre la
indentación, permitiendo la medición al utilizar una regleta.
Se miden las diagonales y se saca un promedio, para luego determinar la
dureza mediante una tabla proporcionada por el fabricante del equipo. Se usó una
carga de 30 [Kp] y se hicieron mediciones cada 4 [mm] aproximadamente de
separación.
1.21.2.3 Descripción de la experiencia.
1) Se corta una parte de plancha de acero A 514
2) Se rectifican las caras de la plancha de acero (superficial y transversal), para asegurar un paralelismo entre las caras y así obtener resultados confiables.
3) Se selecciona el método de dureza a emplear (Vickers).
4) Se procede a la calibración del instrumento y se selecciona la carga (HV30 Kp).
5) Se selecciona el número de mediciones que se va a realizar.
6) Se selecciona la posición de trabajo a emplear.
7) Se realizan las mediciones.
8) Se obtiene el promedio de los valores de dureza captados durante las mediciones.
100
1.21.3 Ensayo metalográfico.
El análisis metalográfico se realiza con el fin de obtener toda la información
que es posible encontrar en la estructura de los diferentes materiales. Este análisis
se realiza con la ayuda de un microscopio en donde se observa la estructura de
ciertas muestras, que nos permiten concluir que tipo de aleación se tiene,
contenido de carbono y tamaño de grano. Una vez que se logra esto, la muestra
se puede relacionar con las propiedades físicas y mecánicas.
Se puede conocer la distribución de fases que componen la aleación y las
inclusiones no metálicas, así como la presencia de segregaciones y otras
heterogeneidades que tan profundamente puedan modificar las propiedades
mecánicas y el comportamiento general del metal.
1.21.3.1 Pasos para un ensayo metalográfico.
Muestreo: se debe seleccionar una muestra lo más representativa posible.
La muestra se toma haciendo cortes con sierras manuales o con un disco cortador
abrasivo; se debe lubricar continuamente para facilitar el corte y evitar el
recalentamiento de la muestra. La muestra no debe ser muy grande porque se
dificulta el proceso de pulido.
Esmerilado brusco o tosco: la muestra debe ser de un tamaño fácil de
manipular. La muestra puede esmerilarse burdamente sobre una lija de banda
(rotatoria), manteniendo la muestra fría sumergiéndola frecuentemente en agua o
aceite (si el material es muy propenso a oxidarse), durante la operación de
esmerilado. En todas las operaciones de esmerilado y pulido, la muestra debe
moverse en sentido perpendicular a las ralladuras existentes. Esto facilitará darse
cuenta del momento en que las ralladuras más profundas desaparezcan, con el
abrasivo más fino. El esmerilado continúa hasta que la superficie quede plana y
libre de mellas, imperfecciones y todas las ralladuras debidas al corte.
101
Montaje: para que el manejo de la muestra sea más sencillo y seguro y
además que al pulir no se pierda nada de las fronteras de la pieza, se acostumbra
montarlas en resinas epóxicas acrílicas o baquelita, que son materiales de alta
dureza y muy buena resistencia mecánica y a la corrosión. Este montaje se puede
hacer en frío o en caliente. Estos materiales plásticos se acoplan a la muestra en
una prensa de montar especial. La muestra y la cantidad correcta de polvo de la
resina o baquelita o la preforma de baquelita se ponen en el cilindro de la prensa
de montar. La temperatura se aumenta gradualmente hasta 150 ºC y se aplica una
presión de moldeo (aproximadamente 4000 [lb/pulg²]) simultáneamente.
Cuando la muestra está totalmente adherida y la resina curada, se extrae la
muestra mientras esté caliente.
Pulido intermedio: después de montada la muestra se pule sobre una serie
de hojas de lija con abrasivos más finos sucesivamente. Por lo general las
operaciones de pulido intermedio con lijas de esmeril se hacen en seco, sin
embargo, en algunos casos, como el de preparación de materiales suaves, se
puede usar un abrasivo de carburo de silicio, que tiene mayor velocidad de
remoción y se puede usar con un lubricante, el cual impide el sobrecalentamiento
de la muestra, minimiza el daño cuando los metales son blandos y también
proporciona una acción de enjuague, para limpiar los productos removidos de la
superficie de la muestra para que el papel no se ensucie.
Pulido fino: la última aproximación a una superficie plana libre de ralladuras
se obtiene mediante una rueda giratoria húmeda cubierta con un paño cargado
con partículas abrasivas seleccionadas en su tamaño. Existen muchos abrasivos;
se prefiere óxido de aluminio para pulir metales ferrosos. Otros abrasivos son la
pasta de diamante, óxido de cromo y óxido de magnesio.
La selección del paño para pulir depende del material que se va a pulir y el
propósito del estudio metalográfico.
102
Pulido electrolítico: es una alternativa de mejora al pulido total, pudiendo
reemplazar al fino, pero muy difícilmente al pulido intermedio. Se realiza colocando
la muestra sobre el orificio de la superficie de un estanque que contiene la
solución electrolítica previamente seleccionada, haciendo las veces de ánodo.
Como cátodo se emplea un material inerte como platino, aleación de níquel,
cromo, etc. Dentro del estanque hay unas aspas que contienen al líquido en
constante agitación, para que circule permanentemente por la superficie,
atacándola y puliéndola a la vez. Deben controlarse el tiempo, el amperaje, el
voltaje y la velocidad de rotación del electrolito para obtener un pulido satisfactorio.
Muchas veces después de terminado de este pulido la muestra queda con el
ataque químico deseado para la observación en el microscopio.
Esta experiencia está compuesta por dos partes; La primera es el montaje de
la probeta en la prensa hidráulica a la que se vierte baquelita granulada y por
presión y temperatura, se obtiene la probeta insertada en la baquelita. La segunda
es el pulido de la probeta, por medio lijas y alúmina de distintos grados
granulométricos y posteriormente la observación y análisis de la probeta en el
microscópio.
En resumen se deben seguir los siguientes pasos para el ensayo
metalográfico:
a) Se posiciona la muestra, dentro del molde de acero.
b) Se cubre la muestra con baquelita granulada.
c) Se coloca el molde en la prensa.
d) Se aplica presión a 4 [psi].
e) Se aplica temperatura hasta alcanzar los 120 °C.
f) Se deja enfriar, con el disipador de calor hasta los 60 °C aproximadamente.
g) Se procede a pulir con lijas y alúmina.
h) Se ataca con nital al 2% u otro químico que se estime conveniente.
i) Se limpia con alcohol y se seca con aire caliente.
j) Se observa en el microscopio y se obtienen las fotomicrografías.
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1.21.3.2 Equipos utilizados.
Prensa hidráulica BUEHLER 239, para el montaje de muestras
metalográficas.
La técnica consiste en la selección y corte de una muestra representativa del
metal base, o para saber donde se fracturó la probeta de tracción de la unión
soldada. En general esta técnica se utiliza para muestras pequeñas y de difícil
manipulación para su pulido.
1.21.3.3 Ataque químico.
En él se hacen visibles las características estructurales del metal o aleación.
Mediante un reactivo en la superficie pulida se diferencian claramente las partes
de la microestructura. En las aleaciones compuestas de dos o más fases, las
componentes se revelan cuando el reactivo ataca a uno o más de estos
constituyentes debido a la diferencia en composición química de las fases. En las
aleaciones uniformes se obtiene contraste y los bordes de grano se hacen visibles
debido a las diferencias en la rapidez a que los granos son atacados por el
reactivo.