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Productos

SOLDAR CONARCO#132|2009

Soluciones de ESAB®

para la Fabricación de Torres Eólicas

Comparación de los

Procesos de Corte

Aplicación de Soldadura con Alambre

Tubular E71T-1

Soluciones de ESAB®

para la Fabricación de Torres Eólicas

Comparación de los

Procesos de Corte

Aplicación de Soldadura con Alambre

Tubular E71T-1

SOLUCIONES GLOBALES PARA CLIENTES LOCALES, EN TODO LUGAR

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EditorialEstimados lectores:

Luego de un año intenso, marcado principalmente por la crisis internacional, cargado de incertidumbre, y sobre todo para muchas industrias, signado por la necesidad de reducir sus costos y mejorar la rentabilidad de sus negocios, lanzamos nuestro boletín técnico n° 132.

Es por ello que en esta edición hemos trabajado en profundizar a través del uso de nuevas tecnologías, procesos y materiales, la productividad de los procesos de soldadura y corte.

También estamos enfocándonos en el futuro, y en línea con las definiciones del grupo ESAB, sobre la sustentabilidad del medio ambiente, incluimos es este boletín la última tecnología de ESAB respecto a la fabricación de torres eólicas, apuntando a seguir trabajando en el soporte tecnológico a los fabricantes que definieron desarrollar soluciones en energías renovables.

Es nuestra intención a partir del año próximo, lograr la emisión de dos boletines técnicos anuales. Si bien es un objetivo ambicioso, contamos con los mejores recursos humanos y tecnológicos para lograrlo y sin lugar a dudas son estos recursos los que nos siguen posicionando como líderes en el mercado de soldadura y corte.

Aprovechamos esta oportunidad, para agradecerles a nuestros clientes, por seguir confiando en nosotros, en nuestras capacidades, productos, tecnologías, y por sobre todo por seguir a nuestro lado después de tantos años. Hemos decidido seguir apostando a la seguridad como eje del trabajo de nuestros productos, que van desde la fabricación, hasta la seguridad del soldador, como un proceso integral.

Queremos también hacerles llegar un afectuoso saludo de fin de año y desearles un excelente 2010, donde nos encontremos una vez más trabajando codo a codo en la permanente búsqueda de la excelencia.

Afectuosamente.

Fernando A. VidalGerente de Marketing

Publicación institucional de CONARCO Alambres y Soldadura S.A.

Director Fernando A. Vidal

Coordinador General Eduardo Asta

Coordinadora de Marketing Ana Laura Marmonti

Colaboradores Alejo Cabezas Juan Cáceres Pablo Caponi Hernán Ghibaudo Eduardo Radici

Producción Diagramación Dayan Gerardo

Impresión Talleres Gráficos Universal S.R.L.

Fotografía Gerardo Dayan Archivo ESAB

SOLDAR CONARCO#132|2009

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índice

Editorial

SolucionES dE ESaB®

para la Fabricación de Torres Eólica

comparación dE loS procESoS dE cortE

Fundación latinoamEricana dE Soldadura

Banco dE Filtrado ESaB®

aplicación dE Soldadura con Alambre Tubular E71T-en llantas para vehículos utilitarios

origotech®

caretas fotosensibles

dEcapado Y paSiVadode aceros inoxidables

Soldadura dE acEroS cr- mo para altas temperaturas

caractEriZacion dE JuntaS SoldadaS en acero estructural de alta resistencia

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Productos

SOLUCiONES dE ESAB®

ara incrementar la productividad en la fabricación de torres eólicas, ESAB® suministra soluciones completas, proveyéndoles a los fabricantes de una ventaja competitiva para que puedan liderar uno de los segmentos industriales de mayor crecimiento en el campo industrial. En el proceso de arco sumergido, el sistema con Tandem – Twin, es una de las últimas innovaciones para lograr una mayor productividad (Fig. 1).

Debido a un sostenido crecimiento de la generación de energía por medio de torres eólicas, dentro del total de la generación de energía, en las últimas décadas; los fabricantes de este producto se han incorporado como un importante sector industrial. Habiéndose iniciado dentro de la industria, como fabricantes de equipos offshore y de recipientes a presión; muchos de ellos se están dedicando a tiempo completo a la fabricación de torres, involucrados frecuentemente en operaciones internacionales.

Hoy en día la industria de torres eólicas existe y se ha convertido en un ambiente extremadamente competitivo; en donde los fabricantes son constantemente forzados a reconsiderar sus instalaciones de producción, para mantenerse competitivos. Siendo la soldadura uno de los más importantes elementos en la fabricación es entonces la prioridad número uno incrementar la productividad en este sector, que debe además estar

P

Por: Björn Torstensson y Per Ivarson | Departamento de Marketing de equipos automáticos | ESAB Suecia Traducción y adaptación: Ing. Juan Cáceres e Ing. Eduardo Asta | ESAB CONARCO

acompañada de un incremento de la calidad.

ESAB® ha acompañado el progreso de la industria de las Torres Eólicas, trabajando conjuntamente con los fabricantes, tratando de encontrar soluciones a sus demandas en soldadura. Esta cooperación ha dado como resultado, el más completo y productivo rango de equipos de soldadura y consumibles disponibles en el mercado. Siendo el sistema Tandem – Twin el último producto.

En este artículo se muestra el nuevo proceso por arco sumergido con Tandem - twin, así como columnas - plumas, viradores comunes; cabezales posicionadores, uno motriz y otro loco; tractores, incluyendo el nuevo tractor para la soldadura de los marcos de las puertas de acceso.

En otro artículo de la publicación de la revista Svetsaren 1/2005, Página 13, se muestra una completa combinación de fundente - alambre, recientemente desarrollados resistentes a las demandas para trabajar a temperaturas de –50 °C, sin sacrificar soldabilidad o productividad.

El proceso de soldadura como crucial eslabón en la cadena de producciónLa soldadura es solo un paso en el largo proceso, desde la mina de hierro hasta la instalación de las torres; pero es un elemento importante y crucial en la planificación y en el éxito financiero del proyecto de generación de energía por medio de turbinas eólicas. En la

para la Fabricación de Torres Eólicas

Equipos y procesos para aumentar la productividad

Figura 1a| Tandem-twin SAW” en Sonderjyllands Maskinfabrik, Dinamarca

Figura 1b| Investigación para la aplicación en soldadura por arco sumergido, hasta con 6 alambres”

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fabricación de las torres, la cantidad de soldadura varía entre 700 a 1500 Kg por torre, cuando se manipulan piezas de hasta 100 toneladas.

El éxito en soldadura de torres depende de la correcta y eficiente elección, así como su uso, de varios tipos y categorías de equipamientos. Sí se elige alguno de ellos con limitaciones en capacidad y eficiencia; ello será la causa para limitar la cadena de producción:

El equipamiento para un determinado proceso de soldadura y los consumibles

Manipuladores que acompañen a los cabezales de soldadura

Equipos que puedan manipular las piezas a fabricar

Es de vital importancia el conocimiento y experiencia de los departamentos de ingeniería, de los departamentos de producción y soldadores para la realización de una excelente soldadura, con una alta productividad.

El diseño de la soldadura de torres eólicas, es bastante sencillo; con soldaduras largas, tanto las soldaduras circunferenciales como las longitudinales. Lo conveniente es realizarlas en posición bajo mano, particularmente cuando se trabaja con espesores de chapas hasta 100 mm. No es una sorpresa que el proceso de arco sumergido haya sido elegido desde que este tipo industria comenzó; no se vé otra alternativa técnica que pueda superarla en producción. La innovación se ha focalizado en sistemas cada vez más productivos, variantes de este proceso; así como en los consumibles que permiten lograr una alta productividad así como una calidad adecuada. Los nuevos aceros empleados demandan que los materiales de aporte deben ser resistentes a – 50 °C, en este aspecto el desafío más reciente, ha sido el desarrollo de consumibles para la fabricación de torres eólicas offshore.

El empleo de cabezales de soldadura twin y tandem han posibilitado un cuantitativo incremento de la productividad en la soldadura por arco sumergido en la fabricación de torres; en la actualidad

estos sistemas gozan de popularidad y aceptación. Sin embargo, en el competitivo mundo de los negocios en el que estamos inmersos, la industria de las torres eólicas está abocada ha superar aún más estos niveles.

ESAB® ha respondido a este desafío, con el desarrollo de cabezales Tandem – Twin. Dos cabezales de soldadura ( tandem) un DC y otro AC con un dispositivo twin cada uno. Este desarrollo no solo está dirigido a la fabricación de torres eólicas sino también a la fabricación de recipientes a presión de espesores importantes.

El equipamiento ha sido probado en los aceros que actualmente se usan para la fabricación de torres. Se han desarrollado también nuevos consumibles con las aprobaciones requeridas para este tipo de producto; estableciéndose además los procedimientos de soldadura adecuados. ESAB® provee el soporte necesario para las aplicaciones, asesorando a los fabricantes en la implementación de estas nuevas técnicas; cuenta para ello con los equipos y dispositivos que tiene en el nuevo centro de desarrollo ubicado en Gotemburgo. El proceso Tandem – Twin por arco sumergido, es ya un éxito en la producción de torres, en las empresas Sonderjylland Maskinfabrik y DSSN en Dinamarca.

La investigación y desarrollo de ESAB® no se detiene con el sistema Tandem – Twin. La soldadura con cuatro alambres ya ha sido desarrollada y probada para la fabricación de torres eólicas.

Tandem- Twin SAW, uno de los mayores pasos adelante La técnica de Tandem - Twin trae nuevos niveles de productividad. Se emplea en todos los tipos de soldadura donde se tiene la accesibilidad y se cuenta con la flexibilidad de los equipos. Se aplica principalmente en las soldaduras circunferenciales de las secciones o componentes de las torres.

El desarrollo del proceso coincide con el desarrollo de un nuevo fundente. OK Flux 10.72, que satisface los requerimientos de resistencia a bajas temperaturas, usando alambres no aleados como el OK Autrod

Figura 2| Cabezal Tanden-Twin SAW

Figura 3| CAB 460 empleadas para la soldadura circunferencias de las

secciones de las torres

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12.22. En términos de soldabilidad, esta combinación de alambre y fundente debe adecuarse a la alta velocidad de aporte que tiene el proceso Tandem – Twin, y más específicamente provee de una escoria de fácil desprendimiento en costuras angostas. El fundente es aplicado para todas las variables del proceso SAW, desde un simple alambre a twin, tandem y otros sistemas multialambres. La velocidad de aporte con Tadem - Twin SAW en la fabricación de torres eólicas son mostradas en la tabla 1. En ella se compara la velocidad de aporte de un alambre con varios alambres a la vez. Estas velocidades de aporte son obtenidas, en la fabricación actual de torres, con rangos de soldadura desde 800 a 1000 A. Una vez punteadas las secciones de las torres; para las soldaduras exteriores, se dan dos o tres pasadas con un cabezal Twin, como pasadas de raíz ó base, luego las demás pasadas de relleno se realizan con el cabezal Tandem – Twin.

El corazón de la solución de ESAB® Tanden – Twin, desarrollado y probado en la fabricación de torres, consiste en montar dos cabezales en una Columna – Pluma Tipo 460, con capacidad de alcance de 4x4 a 6 x 6 m (fig 2 y 3). Los cabezales son alimentados por una fuente LAF 1250 A /100% de ciclo de trabajo (DC) y una fuente TAF 1250 A /100% de ciclo de trabajo (AC). La correcta posición del cabezal de soldadura es importante para lograr una buena soldadura, acompañado de un fácil desprendimiento de la escoria.

El tiempo de arco reducido casi a la mitad, por el sistema Tandem - Twin Durante la exhibición de ESEN 2009 ESAB® mostró la técnica de soldadura Tandem - Twin para la de torres eólicas, con velocidad de aporte de hasta 40 Kg / hora. Esto se logró en juntas tipo “V” con un ángulo de 50°, aunque lo normal en la fabricación de torres es de 60°.

La reducción del volumen de la junta es otra ventaja en la productividad, además de la extremada alta velocidad de aporte indicada (tabla 2 y 3)El desprendimiento de la escoria así como

la buena apariencia son excelentes, Ello fue alcanzado con el nuevo fundente OK Flux 12.70, logrando además que el metal de aporte cumpla con los requerimientos de resistencia a bajas temperatura.

Fuente de poder ESAB® Ofrece el rango de fuente de poder tipo LAF, para trabajo pesado. Estas fuentes tienen un rango de trabajo desde 635 a 1600 A, son excelentes para la fabricación de torres ó aplicaciones similares. Si se requiere más de 1600 A, se puede instalar un dispositivo especial para poner dos fuentes en paralelo, pudiéndose incrementar hasta 3200 A. (Fig 4).

En adición dos fuentes AC están disponibles: TAF 800 y TAF 1250.

Sistema de controlEl sistema de control es un componente esencial en el concepto de la producción total. Para los procesos de soldadura, ESAB® utiliza un sistema de comunicación modular sub – bus, como el tipo de control PEH. Estas unidades son operadas en conjunto con un sistema de control central, que comanda la producción total. El sistema de control es diseñado para cada caso, y de acuerdo a cada una de las necesidades del cliente.

Columna – PlumaUno de lo más importantes componentes de la solución automatizada, es el dispositivo en donde se colocan los cabezales de soldadura. En la fabricación de torres, los dispositivos más empleados son los manipuladores tipo columna – pluma.

ESAB® suministra un amplio rango de CAB´s desde pequeñas de 3 x 3 m para aplicaciones simples y livianas, hasta para trabajo pesado de 10x 8m

Para la fabricación de torres eólicas, la más común es del tipo CAB 460, con un rango de trabajo de 4 x 4 hasta 6 x 6 m. Son robustas, modulares y se proveen exactamente de acuerdo a las medidas y necesidades del cliente. Los fabricantes pueden elegir las medidas, el tipo de desplazamiento, un sistema de control por cámara, un sistema de alimentación

Figura 4| Las fuentes LAF (arriba) y las TAF, ejemplo del amplio rango

de fuentes para arco sumergido DC y AC en la fabricación de torres

Figura 5| Carro tractor A2 TripleTrac, para la soldadura interior por arco sumergido de las juntas

circunferenciales

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Productos

y recuperación de fundente. Como ejemplo un sistema a medida, con GMD, un guiador de junta y video y tarjetas ópticas, como el de ITACI en Canadá, descripta en Svetsaren 2 /2005.

Equipos A2 TripleTrac y FrameTracOtra área de interés es la soldadura interior de las secciones ó componente de las torres, así como la soldadura de las bridas. ESAB tiene un equipo tipo tractor compacto, modelo A2 TripleTrac, de tres ruedas. Este equipo es guiado por la rueda frontal (fig 5); esta rueda y una corredera horizontal, aseguran una exacta posición del alambre a lo largo de la junta. El diseño compacto lo convierte en un equipo de desplazamiento fácil, de un punto de trabajo a otro.

Una palanca especial permite desconectar el engranaje motriz, permitiendo un fácil desplazamiento de una sección a otra.

ESAB® ha introducido recientemente el equipo FrameTrac, una solución para soldar automáticamente los marcos de las puertas de las torres. Estas partes se sueldan comúnmente con electrodos revestidos o con alambre (MIG-MAG); con el equipo FrameTrac se incrementa la productividad al soldar automáticamente estos marcos, al mismo tiempo que logran una calidad de soldadura más consistente. (Fig 6)

Los del tipo cabezal motriz y loco; mueven y controlan en forma total las piezas a soldar. Los equipos adecuados para la fabricación de torres son del tipo HTLM con un rango de trabajo de 50 a 80 Ton.Estos equipos operan con piezas quetienen desde un diámetro de 1500 mm hasta 6.000 mm.

Tiene servo motores AC con engranajes autobloqueantes, para obtener una precisión adecuada durante la soldadura. La operación de los motores es sincronizada entre el cabezal motriz y el loco.

Equipos de manipuleo Los más comunes de los manipuladores de las piezas a soldar son los viradores

y manipuladores horizontales con un cabezal motriz y uno loco (Head and tailstock)

Los viradores TAW (con rango de 40 a 70 Ton) son viradores robustos y autoalineantes (Fig. 7 y 8). Esto significa que el peso de las piezas es distribuido en partes iguales. La superficie de los mismos está recubierta de Poliuretano para cumplir con las demandas de la fabricación de torres. Tienen motores y engranajes dobles, de esta manera eliminan la interconexión por medio de ejes hasta 6.000 mm.

Tiene servo motores AC con engranajes autobloqueantes, para obtener una precisión adecuada durante la soldadura. La operación de los motores es sincronizada entre el cabezal motriz y el loco.

ESAB®, Un completo proveedor para los fabricantes de torres eólicasPara este tipo de industria ESAB® es un proveedor completo.

ESAB® ha logrado un continuo desarrollado junto con los fabricantes de Torres, basada en una profundo conocimiento en la fabricación de equipos así como en la elaboración de consumibles de acuerdo a los requerimientos de soldadura. Todo ello ha dado como resultado la introducción, innovación y fabricación de nuevos productos.

Figura 6| FrameTrac, empleado para la soldadura de los marcos de las

puertas

Figura 7| Virador tipo TAW

Figura 8| Virador horizontal: Cabezal motriz y cabezal loco, tipo HTLM

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“Comparación de las velocidades de aporte, para varias técnicas en SAW”

Proceso de SAW Combinación de alambre Velocidad de deposición al 100 % del ciclo de trabajo mm Kg/h

Alambre 1 x 4,0 12

Twin 2 x 2,25 15

Tandem 2 x 2,25 25

Tandem Twin 4 x 2,25 38

Espesor Sección transversal Sección transversal Reducción de la de la junta Y de la junta Y chapa 60 º con talón 5 mm 50 º con talón 5 mm y sin apertura y sin apertura mm (mm2) (mm2) %

25 231 187 -19

35 520 420 -19

45 924 746 -19

Y - 60º (ángulo convencional)

Peso de la junta (Kg/m) = Volúmen de la junta (mm2 x 1.000 mm/m)

x sobremonta (+ 20 %) x peso específico (g/cm3 x 1.0002)

= 520 x 1.000 x 1,2 x 7,87/1.0002

= 4,91 91 Kg/m

TAndEm - TWinTiempo de arco = Peso de la junta (Kg/m) / velocidad de deposición Kg/m)

por metro de soldadura = 4,91/38 = 0,129 h/m

Tandem Twin 2 x 4 mm

Tiempo de arco por metro de soldadura = 4,91/25 = 0,196 h/m

Y - 50º (ángulo reducido) debido al buen desprendimiento de la escoria del fundente OK 10.72

Peso de la junta (Kg) = Volúmen de la junta (mm2 x 1.000 mm/m) x sobremonta

(+ 20 %) x peso específico (g/cm3 x 1.0002)

= 420 x 1.000 x 1,2 x 7,87/1.0002

= 3,97 Kg/m

TAndEm TWinTiempo de arco = Peso de la junta (Kg/m) / velocidad de deposición Kg/h)

por metro de soldadura = 3,97/38 = 0,104 h/m

Comparando la junta Y60 y la junta Y50 (tiene un 19 % menos de volúmen)

con Tandem Twin la diferencia es:

Tiempo ahorrado (%) = (h/m 60º tandem - h/m 50º tandem twin) / h/m 60º tandem

= (0,196 -0,104) / 0,196 = 46,9 %

Esto explica que cambiando tandem (2 x 4.0 mm) y junta Y-60º a Tandem Twin con junta Y-50º el tiempo de arco es prácticamente la mitad.

Tabla 1| Comparación de velocidad de aporte con varias técnicas de SAW.

Tabla 2| Reducción de la sección transversal de la junta por la reducción del ángulo..

Tabla 3| Tiempo de arco por metro, para una chapa de espesor 35 mm al 100 % de ciclo de trabajo. (Teóricamente, basado en la velocidad de deposición usando pasadas de relleno).

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Productos

Resúmen e ha hablado y escrito mucho acerca del láser, las inyecciones de agua abrasivas, los sistemas de oxicorte y el plasma. Sobre todo, se ha tratado el tema de las aplicaciones, la precisión, los efectos metalúrgicos y los costos.

Durante años, para el corte de placas se han utilizado los procesos de oxicorte y de corte de plasma. El oxicorte fue introducido a finales de la década de 1890, y el corte plasma a finales de los años 40.

El plasma fue inventado por la compañía Unión Carbide Corporation, Linde División en 1955, que más tarde fue absorbida por ESAB Welding y Cutting Systems.

Ambos procesos cuentan con grandes y fiables récords de rendimiento. No obstante, también conllevan ciertas desventajas en comparación con la moderna tecnología láser y de corte de inyección de agua.

En este trabajo se presentan los cuatro principales procesos de corte utilizados industrialmente.

descripción de los Procesos de Corte 1.1. Corte de gas oxicorteEl hierro y el acero de bajo carbono se corta con el proceso de oxicorte. El corte se realiza por medio de una reacción

química del oxígeno con el metal base a temperaturas elevadas.

La temperatura necesaria se obtiene mediante una llama de gas provocada por la combustión del gas combustible y el oxígeno. Al solicitar una operación de corte con el proceso de oxicorte, se debe especificar el gas combustible.

Cada gas combustible ofrece características propias con relación a la llama, el volumen térmico, la proporción de gas combustible y oxígeno, etc.

Una vez que se ha producido la combustión, el calor eleva la temperatura del acero hasta inflamarse y arde en una atmósfera de oxígeno puro.

El soplete de corte calienta el acero elevando su temperatura hasta el punto adecuado, introduciendo después una corriente de oxígeno puro para provocar que el acero combustione o se oxide rápidamente.

La corriente de oxígeno también ayuda a retirar el material del corte.

La principal preocupación al utilizar el proceso oxicorte es la gran entrada de calor que causa la retención de escoria del material cortado. La entrada de calor provoca que el material combe y la retención de escoria generen la necesidad de llevar a cabo operaciones secundarias para terminar y entregar el producto final.

COMpARACióN dE LOS pROCESOS dE CORTE

Por: Eduardo Radici, ESAB – Conarco Alambres y Soldaduras S.A. Asistente Técnico Región Córdoba – Argentina.

S

Figura 1 | Corte Plasma

Figura 2 | Corte Plasma de precisión

entre láser, inyección de agua abrasiva, oxicorte y plasma

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Productos

1.2. Corte plasma convencionalHasta la introducción en los años 80 del láser y la inyección de agua, se utilizaba el proceso de corte térmico por arco de plasma en los materiales más finos. Este proceso consiste en restringir un arco de alto voltaje desde el cátodo (electrodo de torcha) hasta el ánodo (el material base) a través de un orificio, utilizando gas a presión. El gas se ioniza y desprende calor en forma de chorro recalentado provocando que el material de la zona de calor se funda y se separe.

Como gas para generar el arco plasma puede utilizar aire comprimido. En sus orígenes se utilizaba nitrógeno como gas plasma principal y todavía se utiliza este gas para corte en materiales de alta aleación.

En la década del 80, con la introducción del material para electrodos de hafmio y un método de refrigeración de electrodos, se comenzó a utilizar el oxígeno para sistemas de corte de placas de acero al carbono.

Sin embargo, para aumentar la vida de los electrodos, este proceso solo se utilizó en aplicaciones con una corriente menor que 100 A.

En los años 90, se llevaron a cabo más investigaciones y hoy en día los sistemas de corte por plasma de oxígeno trabajan hasta 400 A.

Los sistemas de corte de plasma de oxígeno han mejorado el ángulo de la cara de corte y el acabado de los contornos en acero al carbono.

También se ha reducido la cantidad de escoria y se ha eliminado la absorción de nitrógeno en la cara del corte.

El plasma mecanizado se utiliza con corrientes de 30 a 1000 A con amplia variedad de gases para la formación del plasma.

La selección del gas está basada en el tipo de materiales que se debe cortar y los requisitos de calidad de corte.

El principal problema que surge con la utilización de un proceso de corte de arco plasma es que el electrodo se consume continuamente. Esto provoca una variación en el ángulo de la cara de corte, tiempos de parada y mayores costos de mantenimiento y consumible.

Además, debido a la dinámica del gas de plasma, la cara de corte tiene un ligero ángulo.

El sistema de corte por plasma da como resultado un lado bueno y un lado malo. El lado bueno puede tener de 0º a 2º para corte de plasma de oxígeno y de 0º a 5º para el corte con nitrógeno.

El lado malo suele tener de 7º a 12º. Esto limita el proceso al corte en una dirección específica para poder mantener el lado bueno en la parte del corte.

1.3. Corte Plasma de precisiónEl plasma de precisión es una mejora en la tecnología del plasma convencional.El plasma de precisión es un proceso que restringe aún más el arco y produce una energía tres veces superior al plasma convencional.

Produce partes de gran calidad con poca o casi sin escoria y ángulos de 0º a 2º en el lado bueno del corte y de 5º a 7º en el lado malo del corte.

La corriente del plasma de precisión oscila entre 15 A y 200 A en materiales de hasta 25 mm de espesor, aunque los mayores beneficios del proceso se obtienen en los espesores iguales o menores que 13 mm.

El plasma de precisión tiene los mismos problemas con el electrodo que el plasma convencional.

Dada la constante erosión del electrodo, el proceso de corte resulta intrínsecamente desigual.

Normalmente, con el corte de plasma no se puede producir un orificio de diámetro inferior al espesor del material. Los orificios de mayor calidad suelen ser de 1,5 a 2 veces del espesor del material.

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Productos

estado de fusión.

El gas asistente circula por una boquilla coaxial al rayo láser para trabajar el metal fundido y realizar el corte.

La trayectoria de corte se desarrolla desplazando la pieza de trabajo o el cabezal de corte.

El tipo de gas asistente afecta al desarrollo del corte del rayo láser. El corte exotérmico emplea un gas asistente de oxígeno de baja presión que arde con el metal caliente y añade calor al proceso (igual que en el proceso de corte oxicorte).

El corte endotérmico consume gas inerte, normalmente nitrógeno, solo para trabajar el material fundido de corte. No añade calor al proceso, de manera que la velocidad de corte es menor.

1.6. Sistema de corte por inyección de agua abrasivaLa tecnología de inyección de agua abrasiva utiliza una mezcla de agua y patículas abrasivas para cortar una diversidad de materiales y espesores.

El tamaño de los granos o partículas se mide en muelas abrasivas que oscilan entre 50 y 120 muelas abrasivas, siendo 80 muelas abrasivas (197 partículas medidas en micrones) el tamaño más utilizado.

El agua de alta presión pasa a través de un orificio en el cabezal de corte, creando un chorro de alta velocidad que induce un vacío en una cámara diminuta colocada

CoRTE PlASmA dE PRECiSión BRindA Como RESUlTAdoPARA Un ESPESoR dE mATERiAl dE 2 A 35 mm

Calidad del corte Cara superficial de corte muy lisa Excelente rendimiento de escoria con cualquier espesor

Gas de inicio Utiliza N2

Gas Plasma Utiliza O2

Protección Utiliza Agua

Consideraciones El agua de corte debe desionizarse La pieza de corte tiene muy poco redondeo en la parte superior

La pieza de corte tiene un ángulo de corte de 2 º o menor

1.4. Corte plasma bajo aguaEstos equipos se desarrollaron con el propósito de disminuir el nivel de ruido del arco de plasma y la generación de humos alrededor de la zona de corte. Brindan también menor aporte de calor en el material a cortar. Como desventajas podríamos mencionar que en este proceso de corte la velocidad se reduce aproximadamente entre un 10 % y 20 %. La calidad de corte es muy buena comparada con el corte plasma de precisión.

1.5. Sistema de corte con láserLos rayos láser convierten una fuente de energía eléctrica en energía lumínica medida como fotones, emitida a una longitud de onda característica. Esta longitud de onda fija hace posible que los fabricantes de láser, utilizando lentes y espejos, pueden dar forma para centrar el haz de fotones en las aplicaciones particulares del corte.

Los rayos láser de CO2 y Nd:YAG (en inglés, neodimio - itrio - aluminio - granate) son los dos tipos de láser más utilizados en el corte de metales.

Las principales diferencias son la frecuencia de emisión de fotones del láser – los rayos láser de CO2 emiten una longitud de onda de 10,6 m y los de Nd:YAG de 1,06 m.

En ambos tipos, el rayo láser se focaliza por medio de una lente y una serie de espejos sobre la base superficial del metal, calentándolo hasta alcanzar el

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Productos

justo delante del orificio.

El diámetro del orificio oscila entre 0,2 y 0.5 mm, siendo el de 0.4 mm el más utilizado.

Dicha cámara se encuentra conectada a un conducto que alimenta la cámara de mezcla con un flujo de material abrasivo medido con precisión.

La mayor parte de la mezcla real del agua con el material abrasivo tiene lugar en un tubo concentrador situado en el interior de la boquilla.

El tubo concentrador cuenta con una longitud entre 50 y 70 mm y es concéntrico con el orificio de la boquilla.

El diámetro del orificio del tubo concentrador oscila entre 0,5 y 1,4 milímetros, siendo más común el de 1,1 milímetros. La mezcla sale del tubo concentrador a una velocidad de 305 m/s dirigiéndose hacia la pieza de trabajo.

Este chorro de agua presiona las partículas abrasivas en el material, creando una erosión mecánica de la pieza de trabajo.

El plasma y el oxicorte, combinados con la inyección de agua, hace que este tipo de máquinas resulte aún más atractiva.

La inyección de agua puede realizar los cortes complicados, y el plasma, los cortes externos a velocidades más elevadas uniendo de esta manera lo mejor de cada uno de estos procesos en una sola máquina con una combinación de procesos térmicos y no térmicos.

ESAB ha patentado el uso de múltiples procesos en una sola máquina.

La cuestión es ¿qué proceso proporcionará al usuario final una solución óptima?

Abordaremos esta cuestión revisando los componentes principales:

Productividad

Velocidad de corte

Precisión de corte.

Calidades del corte.

Ahorro de material

Medio ambiente

Costo de operación

Inversión en el equipo

Amortización del equipo

2. Productividad

2.1 Velocidad de corte.Las velocidades de corte varían mucho entre los procesos de oxicorte, plasma, láser e inyección de agua abrasiva.El plasma convencional ofrece las velocidades de corte más elevadas.

Para poder evaluar con precisión la velocidad de corte de un proceso, utilice el número de estaciones utilizado en un pórtico de trabajo.

La Tabla 1 presenta la comparación entre los procesos de corte y sus velocidades, según el espesor del material a cortar.

2.2. OxicorteVirtualmente limitado. Restringido al tamaño del pórtico. Puede utilizar catorce (14) a veintiuna (21) estaciones en los amplios pórticos de trabajo controlados por CNC.

2.3. Arco plasma.Cuatro (4) estaciones es una limitación práctica tanto para el plasma convencional como par el de precisión o una combinación de ambos. Resultaría difícil controlar sistemas adicionales.

ATEnCión: la mayoría de los usuarios finalmente restringen las estaciones de plasma a una o dos por pórtico.

2.4. LáserDos (2) estaciones es una limitación práctica. Normalmente se encuentran sobre grandes pórticos móviles donde los resonadores se conducen al pórtico.

2.5. Inyección de aguaCuatro (4) cabezales de corte que utilizan dos (2) intensificadores es una limitación práctica, dependiendo del material a

Figura 3 | Sistema de corte por inyección de agua abrasiva

Figura 4 | Secuencia de soldadura

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Productos

cortar, se pueden utilizar cabezales de corte adicionales. En casos extremos, también se pueden utilizar intensificadores adicionales. En la actualidad, los fabricantes de sistemas de corte están diseñando y produciendo equipos que utilizan múltiples sistemas de corte en el mismo pórtico.

La combinación de procesos hace posible que los usuarios finalmente maximicen su productividad:

Mayor Velocidad de corte.

Mayor Precisión

Mejor Calidad de corte.

Amplia variedad de espesores de corte.

Para cualquiera de las combinaciones anteriores.

Por ejemplo, la combinación de los procesos de plasma y oxicorte permite al usuario final utilizar el plasma en los aceros al carbono de espesores hasta 31,8 mm de espesor y el oxicorte para espesores mayores. Además, el usuario final puede cortar materiales de alta aleación con el proceso de plasma.

Los sistemas de corte de plasma y oxicorte se suelen utilizar en el mismo pórtico. En general las combinación máxima es de dos (2) sistemas de plasma y seis (6) de oxicorte. Recientemente, se

ha presentado una patente para una combinación de sistemas de corte láser y plasma, restringido a dos (2) sistemas de láser y dos (2) de plasma.

El láser y el plasma o la inyección de agua y el plasma proporcionan precisión y una productividad máxima en un pórtico de trabajo.

Los sistemas de corte de inyección de agua y plasma también se encuentran combinados en un pórtico de trabajo.

Esta combinación está restringida a cuatro (4) cabezales de corte de inyección de agua abrasiva y una (1) estación de corte de plasma

3. Calidad de Corte La selección del proceso de corte tiene una gran influencia en la calidad de la superficie de corte.

oxicorteSuperficie de corte lisa y perpendicular, con una sangría de corte moderada. Proporciona una zona de influencia térmica grande, escoria en la parte inferior de la cara de corte y combadura en materiales finos.

El proceso es económicamente viable en cortes de acero al carbono de espesores gruesos o en cortes de un número de piezas idénticas.

Plasma convencional Se utiliza para diferentes espesores de material. Hasta 6 mm, proporciona una

*inyección *inyección láser Plasma de Plasma oxicorte de agua de agua Precisión convencional Calidad 2 Calidad 4 5.000 V 100 A oxígeno 100 A mm/min mm/min mm/min mm/min mm/min mm/min

Acero al Carbono 178 102 1727 3048 4064 584

Acero inoxidable Tipo serie 300 165 89 838 1143 3175 n/A

Aluminio 549 297 482 1270 4826 n/A Tipo 6000

*Orificio de 0.38 mm y boquilla de 1,14 mm de la inyección de agua | Calidad 2 (calidad de corte) | Calidad 4 (calidad de corte superior)

Tabla 1| Ejemplo para un espesor 12.7 mm

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Productos

superficie de corte muy lisa con diferente perpendicularidad dependiendo de la torcha plasma y del estado de la boquilla. La perpendicularidad de la cara de corte varía. Corte de acero al carbono con plasma de oxígeno lado bueno en espesor mayor que 19 mm de 0º a 2º, menor que 19 mm de 2º a 4º, lado malo de 5º a 7º.

La sangría es moderada, el proceso produce una zona de influencia térmica también moderada.

La escoria en la parte inferior de la cara de corte varía dependiendo del material cortado y puede producirse combadura en materiales finos.

El corte bajo el agua tiene efectos positivos sobre los tres factores, no obstante, los problemas sólo se reducen ligeramente.

Plasma de precisiónSe utiliza frecuentemente en placas finas iguales o menores que 12,7 mm, proporciona una cara de corte lisa. La perpendicularidad de la cara de corte varía dependiendo del estado de la torcha y de la boquilla.

Lado bueno de 0º a 2º y lado malo de 5º a 7º.

La sangría es más pequeña que con el plasma convencional y el proceso produce una zona de influencia térmica moderada. La escoria en la parte inferior de la cara de corte varía dependiendo del material cortado y puede producir una deformación en materiales finos.

Corte láserLa cara de corte es perpendicular y presenta estrías, puesto que el proceso no produce erosión en el consumible del soplete, la calidad de corte es muy consistente.

La sangría es muy pequeña y el proceso produce una zona de influencia térmica pequeña, prácticamente sin escorias en la parte inferior de la cara de corte ni

deformación del material.

Corte mediante inyección de agua abrasivaEl proceso de corte mediante inyección de agua abrasiva produce cortes perpendiculares sin escorias, sin zona de influencia térmica o deformación. Además la sangría de corte es muy pequeña.

Debido a la precisión y calidad de la cara de corte de los procesos mediante láser o inyección de agua abrasiva, ambos procedimientos pueden cortar prácticamente cualquier tipo de formas.

El usuario final puede cortar hojas de sierra, engranajes o prototipos individuales. Ninguno de estos procesos requiere costos en herramientas asociados a perforación, corte longitudinal o fresado.

Tanto los controles de la máquina como del software han sufrido importantes avances en los últimos años.

Hoy en día tanto las máquinas como los procesos de corte se controlan de forma precisa a través de un sistema de control de máquinas. Esto maximiza el rendimiento de ambos.

En la actualidad varios fabricantes disponen de software de control que elimina la complejidad de la configuración de los procesos. Es tan simple como introducir el tipo de material, su espesor y el nivel de calidad requerido.

El software realiza los ajustes previstos de la mayoría de las configuraciones: presión de gas, alimentación de abrasivo, aumento de la velocidad en la entrada y salida de las esquinas, técnica de perforación, etc.

Las empresas que no disponen de un equipo técnico muy grande pueden producir corte de gran calidad, con una precisión en la pieza de corte de + / - 0,05 mm dependiendo del material, la configuración de la pieza y su espesor.

4. Ahorro en materialLos cortes de material son importantes

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Productos

para aquellos usuarios finales que trabajen con grandes volúmenes.

La pérdida de material está directamente relacionada con los costos de materiales del producto terminado. La reducción de pérdidas de materiales aumenta el rendimiento y como consecuencia la rentabilidad.

Tanto los procesos de corte mediante láser como los de inyección de agua, producen sangrías más pequeñas en comparación con los procesos de oxicorte y plasma.

Véase la ilustración de la Figura 4 para observar una imagen a escala de diferentes tamaños de sangría para un espesor de material de 12,7 mm.

En el pasado, el tamaño de la sangría no se consideraba un problema, ya que no existían alternativas económicas en los procesos de corte industrial estándar mediante oxicorte y plasma.

Sin embargo, hoy en día existen alternativas viables y prácticas. Los tamaños de las sangrías de corte y los rendimientos se han tratado desde hace tiempo en centros de servicios para el acero.

Cualquier empresa dedicada al corte de materiales debería considerar las implicaciones de las pérdidas en las sangrías cuando realice cortes en materiales con aleaciones especiales.

El tamaño de la sangría puede afectar los aspectos financieros de las empresas, puntos relevantes a considerar:

Pérdida de material : Más pérdidas de material significa menos material vendido y/o menos productos fabricados.

Medio ambiente: Cuanto mayor es el tamaño de la sangría, más humos, más partículas en suspensión y más escorias. Con los procesos de corte mediante plasma es aconsejable utilizar mesas con aspiración de humos y en los procesos de corte por inyección de agua, deberá tenerse en cuenta el tratamiento del agua. Este equipo

asociado es caro a la hora de comprarlo y mantenerlo.

Limpieza: Periódicamente se deberán eliminar grandes cantidades de restos procedentes de los cortes, lo que puede suponer un proyecto de relimpieza muy laborioso. Además, el desgaste y los daños producidos en las mesas de corte aumentarán los costos de mantenimiento.

Eliminación de escorias: En los procesos de corte mediante oxicorte, como mediante plasma, producen una cierta cantidad de escorias tras el corte.

Se han llevado a cabo mejoras significativas en el proceso de corte mediante plasma de oxígeno, no obstante, de vez en cuando se necesita eliminar las escorias producidas. Los costos de mano de obra y equipos para la eliminación de escoria pueden ser significativos.

Cara de corte : Debido al volumen de la sangría eliminada con los procesos de corte mediante oxicorte y plasma, la punta del soplete suele dañarse y/o consumirse, provocando una calidad deficiente en la cara de corte y la sustitución frecuente de la boquilla.

5. Impacto medioambientalEn un mundo tan preocupado por el medioambiente como el actual, las empresas deben preocuparse de los productos derivados de los procesos de corte: humos, partículas en suspensión, escorias, material de corte, agua, etc.

Estos equipos y procesos resultan caros a la hora de comprarlos y mantenerlos.Existe una información limitada acerca de la medida de la sangría en relación con la emisión de humos y gases. No obstante, se debe decir que la reducción del tamaño de la sangría reduce la emisión de humos y gases.

Como el tamaño de las sangrías es muy pequeño con el corte mediante láser, muchas de estas instalaciones no utilizan ningún tipo de dispositivo de extracción de gases. Muchos usuarios de sistemas de corte mediante oxicorte,

Figura 4| Diferentes tamaños de sangría para un espesor de material de 12,7 mm

0,08 mm

LASER 5.000 W

OXiCORTE

inYECCiOn DE AGUA

PLASMA DE PRECiSiOn

PLASMA COn OXiGEnO

PLASMA COn H35 COnVEnCiOnAL En ACERO inOXiDABLE

1,1 mm

0,09 mm

3,2 mm

6,4 mm

7,9 mm

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Productos

plasma e inyección de agua abrasiva utilizan mesas de agua para apoyar el material durante el corte.

El agua contaminada debe ser procesada antes de su eliminación, existen equipos de reciclaje de agua, pero pueden resultar caros a la hora de comprarlos y mantenerlos.

Los costos para el mantenimiento de la calidad del agua varían dependiendo del proceso de corte seleccionado.El proceso de limpieza del agua está diseñado para realizar dos tareas:

1 – Eliminar los sólidos en suspensión: Es decir, la limpieza del agua de la mesa de corte.

2 – Eliminar los sólidos disueltos: Es decir, permitir que el agua recircule a través de las bombas y de los orificios pequeños.

Los sistemas de corte mediante láser y plasma realizados en una mesa de trabajo en seco o con corriente de aire descendente no necesitan agua para capturar los gases, humos y/o partículas en suspensión 6. LimpiezaLa limpieza de la mesa de corte para las operaciones de oxicorte y plasma es una tarea que requiere su tiempo. La frecuencia de limpieza de la mesa está directamente relacionada con la cantidad de cortes realizados, no obstante, se suele adoptar una limpieza mensual.

El tamaño y tipo de la mesa determina el tiempo de limpieza que generalmente y se puede estimar en seis (6) horas, y ocho (8) horas para sustituir los listones de la mesa de apoyo. Estas horas las debemos descontar del proceso de producción de corte.

Las horas de producción se utilizan en lugar de horas de mano de obra, ya que puede que se necesite de una o tres personas para limpiar la mesa.

6.1 Eliminación de escoriaEl tiempo dedicado a la eliminación de

escorias también varía. Por ejemplo eliminar las escorias producidas durante un proceso de corte de plasma con oxígeno es normalmente muy sencillo, ya que suele caer durante la manipulación normal del material de corte.

Un proceso de corte de plasma de hidrógeno de un material de alta aleación puede requerir mucho tiempo y la compra de un equipo especializado para la eliminación de las escorias.

Las escorias producidas durante el corte con oxicorte están entre los niveles de escorias de corte de plasma de oxígeno y nitrógeno, ya que las escorias de un material más fino son más sencillas de eliminar que cuando se corta un material más grueso.

Las escorias producidas durante el corte mediante oxicorte son sensibles a los ajustes de presión y flujo de gas a la hora de obtener los mejores resultados en la eliminación de escorias.

Siempre que se trabaje dentro de sus valores límites de corte (capacidad), los procesos de corte mediante láser proporcionan cortes sin escorias, sea cual sea el material a cortar.La inyección de agua abrasiva proporciona cortes libres de escorias.

7. Costo de operaciónResulta complicado determinar los costos de operación de una aplicación determinada sin conocer la información detallada.

Mediante el uso de información relacionada con diferentes aplicaciones y usuarios finales, la siguiente tabla proporcionada una información realista sobre costos de los cuatro procesos principales de corte.

8. Inversión en equiposLos costos de un equipo completo pueden variar en gran medida dependiendo del tipo y número de procesos, el tamaño del equipo para la capacidad de corte requerida, la mesa de apoyo con aspiración o bajo agua, los sistemas de carga, etc.

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Productos

9. Amortización de la inversiónEn las primeras fases de la automatización de los procesos de corte, las ventajas de una máquina de corte no compensaban la complejidad, tamaño y precio de la misma, haciendo que la amortización de la inversión fuera muy lenta.

La facilidad de uso del CNC, la alimentación de procesos de corte y la mejora de la automatización, mediante software, de la máquina de corte, aumenta de forma rápida de tiempo en el que el inversor puede amortizar su desembolso.

El oxicorte, el plasma convencional, el plasma de precisión, el láser, la inyección de agua abrasiva y sus respectivas combinaciones tienen ventajas dependiendo del tipo de material, de su espesor y de la configuración de las piezas. Resulta imposible determinar que proceso(s) es/son óptimo(s) sin tener información sobre las piezas que se desea producir.

1 – El oxicorte es lento, aunque para grandes espesores y/o para corte de varias piezas puede que se trate del proceso más adecuado.

2 – El corte plasma convencional es rápido, y si la calidad de la superficie de corte no es el factor principal, puede proporcionar al usuario final tasas de producción altas.

3 – El plasma de precisión es comparable a las velocidades del láser, aunque no proporciona la calidad de dicho proceso. Se trata de una solución económica entre el láser y el plasma convencional.

4 – El láser proporciona una buena calidad de corte a velocidades mucho mayores que las que proporciona el corte mediante oxicorte o la inyección de agua abrasiva. La precisión del corte es superior a la que se consigue con oxicorte, plasma convencional o plasma de precisión.

5 – La inyección de agua proporciona una calidad y precisión de corte superior en comparación con el resto de los procesos.

Si no se utilizan varios cabezales de corte, o acoplados a procesos de corte más rápidos, resulta más lento, lo que puede no hacerlo adecuado en algunas aplicaciones.

La selección del equipamiento más conveniente requiere una consideración cuidadosa de la aplicación y un buen conocimiento de los puntos fuertes y débiles de los procesos.

Ningún proceso puede ser el mejor para todas las aplicaciones. El método óptimo resulta de la combinación de procesos en un pórtico de trabajo.

Referencias:

(1) Experiencias del autor

(2) W.M. Jeff Hoffart, ESAB Cutting Systems, Florence – EE UU

PRoCESo dE CoRTE CoSTo PoR hoRA (u$s)

*Oxicorte 1 - 3

**Láser 10 - 20

***Plasma 10 - 20

Inyección deAgua abrasiva 20 - 38

* Basado en un espesor de 1,25 a 12 milímetros. | ** Un láser de 5000 vatios no necesita lentes | *** Basado en 800 arranques o perforaciones

Tabla 2| Costo comparativo para los cuatro procesos de corte

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Productos

CURSO DURACION PROCESO DESCRIPCION DEL CURSO E1 80 hs Electrodo Básico. revestido Soldaduradefileteenchapa E2 80 hs Electrodo Perfeccionamiento. revestido Soldadura de chapa a tope E3 80 hs Electrodo Soldadura de cañería. Posición horizontal revestido fija(5G)Progresiónascendente E4 80 hs Electrodo Soldadura de cañería. Posición a 45º revestido (6G)Progresiónascendente E5 80 hs Electrodo Soldadura de cañería. Posición horizontal revestido fija(5G)progresióndescendente.Básico T1 80hs TIG Básico. Soldaduradefileteenchapaychapaa tope T2 80hs TIG Perfeccionamiento. Soldaduradechapaatopeycañería T3 80hs TIG Soldaduradecañerías.Posicióna45º(6G)

GM1 80hs Semiautomática Básico. MIG/MAG Soldaduradefileteenchapaychapaatope

Fundación Latinoamericana de Soldadura: Capacitación

Fundación Latinoamericana de Soldadura

Ingeniería

Especialistas en la Formación de Soldadores

Experiencia y Confiabilidad en Calificación y Certificación

Capacitación os cursos prácticos, dictados por instructores especializados, fueron concebidos en forma modular y tienen por objeto brindar a la industria argentina mano de obra especializada en la realización de uniones soldadas. Los cursos están destinados tanto a aquellos que no tienen conocimientos previos de soldadura o que cuentan con una experiencia práctica limitada, como a aquellas personas que, a partir de su experiencia práctica desean adquirir nuevas técnicas y perfeccionarse.

Estos cursos se dictan también en empresas y obradores, con la posibilidad de aunar los contenidos preestablecidos con programas especiales que respondan a necesidades específicas.

Servicios l departamento de Ingeniería y Servicios de la Fundación Latinoamericana de Soldadura (FLS) desarrolla tareas en el área de ingeniería de soldadura.

Entre los servicios ofrecidos a nuestros clientes podemos destacar: Especificación de procedimientos de soldadura Calificación de procedimientos de soldadura Calificación de soldadores y operadores de soldadura Asesoramiento especializado Análisis y/o realización de proyectos especiales Supervisión de soldadura Ensayos y estudios metalográficos

Los cursos prácticos se dictan durante todo el año en el horario de 8.00 a 12.00 h y de 13.00 a 17.00 h.Reserve su vacante con anticipación.

Cuenta con personal propio y expertos asociados que le permiten cubrir una extensa variedad de actividades.Experiencia en códigos, normas y especificaciones nacionales e internacionales. (ASME, API, AWS, IRAM, NAG, TOTAL AUSTRAL, PHILIPS, EEMMUA, SAUDI ARAMCO, etc).

Experiencia en supervisión, control e inspección de obras.

La FLS pone toda su capacidad e infraestructura a disposición de aquellos clientes que deseen contratar un servicio determinado. De esta manera su empresa puede disponer de un completo sistema de ingeniería a un costo moderado.

L

EHabilitada como ente calificador y certificador

de soldadores y operadores de

soldadura según la norma

IRAM-IAS U 500 138

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BANCO dE FiLTRAdO ESAB®

ara proteger al soldador en espacios confinados donde la concentración de humos de soldadura, polvos y partículas es muy elevada, ESAB® ofrece los Bancos de Filtrado. Alimentados por un compresor, proveerán al soldador de aire fresco durante toda la jornada laboral.

AplicaciónLos Bancos de Filtrado ESAB® son de gran utilidad cuando se quiere brindar máxima protección al soldador que trabaja en un espacio confinado.

La definición de espacio confinado es la siguiente: “cualquier espacio, incluyendo cualquier cámara, tanque, cuba, silo, fosa, zanja, tubería, desagüe, chimenea u otro espacio similar en el cual, por su naturaleza de encierro, surja un riesgo específico previsto razonablemente”.

Vale aclarar que un espacio confinado no es necesariamente un espacio cerrado; lugares carentes de ventilación en los que haya una alta concentración de polvos, humos y partículas o lugares con concentraciones de oxígeno muy elevadas o por el contrario muy bajas, también son considerados espacios confinados. La Figura 1 muestra un ejemplo de espacio confinado.

Los Bancos de Filtrado ESAB® logran que el soldador respire aire fresco durante toda la jornada laboral.

P

Por: Alejo Cabezas | Departamento de Marketing | ESAB - CONARCO

objetivo

Figura 1| Espacio confinado

Figura 2| Sistema regulador-conector de aire comprimido

Entrada de AIre

Máxima protección en espacios confinados

Principio de funcionamientoEl funcionamiento del Banco de Filtrado ESAB® se basa en un sistema de tres filtros en serie y en un regulador de aire comprimido.

La alta eficiencia en el filtrado de vapores orgánicos, humedad y partículas de aceite permite que a la salida del banco de filtrado se obtenga aire comprimido fresco.

Resumiendo lo anterior: en la entrada del banco de filtrado tenemos aire comprimido viciado; en la salida: aire comprimido puro.

El próximo paso es reducir la presión del aire comprimido a la salida del banco de filtrado para que el soldador lo reciba a una presión adecuada. Esta función la cumple el regulador de aire comprimido que se ubica en su cintura. Luego, el aire respirable es enviado hacia la careta del soldador mediante el conector de aire comprimido que es el nexo entre el regulador y ella.

De esta manera, el soldador recibe un flujo continuo de aire fresco que lo protege completamente en cualquier espacio confinado.

La Figura 2 muestra el sistema regulador-conector de aire comprimido en corte.

Tres Filtros, Tres FuncionesCada uno de los tres filtros en serie que contiene el Banco de Filtrado ESAB®

Salida de AIre Fresco

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Productos

tiene una función asignada; una función específica.

1) Pre-FiltroEl primer filtro del banco de filtrado es el PRE-FILTRO: Remueve en grandes cantidades la contaminación particulada en el aire comprimido.Los líquidos y los sólidos de mayor tamaño se filtran por separación centrífuga mientras que los sólidos finos se remueven mediante el elemento de malla de nylon de 5 micrones el cual es de fácil reemplazo

ReguladorEl regulador es una parte integral de la estructura del pre-filtro que regulará la presión de salida del banco de filtrado en el rango 0,5-10 bar. El ajuste puede realizarse bajo condiciones de flujo.

ManómetroEl indicador de presión está montado en la estructura del pre-filtro. Rango de presión 0-11 bar.

2) Filtro coalescenteEl segundo filtro es un filtro coalescente de alta eficiencia que remueve aceite y extrae humedad libre como también partículas diminutas de polvo y aceites en forma de aerosol.

El elemento de alta eficiencia retiene las partículas sólidas que están debajo del sub-micron. Los aceites en forma de aerosol y el agua son fusionados en gotas más grandes dentro del elemento para luego ser extraídas.

3) Filtro de Carbón ActivadoConsiste en un filtro de carbón activado que remueve del aire olores molestos y vapores arrastrados desde la etapa de compresión.

El diseño del elemento asegura que el aire pase a través de TODO el carbón granulado dándole el grado más alto de remoción de olores y una larga vida.

El elemento incluye un indicador situado en la base del elemento que cambia de color. Se tornará rojo cuando haya un indicio de aceite contaminado.

Figura 3| Regulador de aire comprimido

EspecificacionesTécnicas

Los Bancos de Filtrado ESAB poseen las siguientes características:

Presión de trabajo: 10 bar máximo

Nivel de flujo de aire: 600 litros/min máximo

Peso (Marco + Filtros): 5 Kg

Material del marco: Acero tubular esmaltado

Sistema en marco o montado en pared: El banco puede montarse en la pared o utilizarse con el marco que provee ESAB.

Cassettes de filtro reemplazables

Vida de los filtros: Entre 12-18 meses dependiendo de la calidad del aire comprimido de suministro.

Puede ser operado por 1 hombre ó 2 hombres en paralelo: El banco tiene 2 salidas brindando máxima versatilidad.

Funciones de desagüe manual y automática: Los filtros pueden ser vaciados de forma automática o manualmente cuando la situación lo requiera.

El regulador montado en la cintura del soldador posee una salida adicional: Esta es una característica muy importante ya que permite conectar un accesorio para pintura spray o una herramienta neumática al regulador haciéndolo una pieza de doble funcionalidad. La Figura 3 muestra el Regulador de aire comprimido y sus dos salidas.

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Productos

Figura 2| Diseño de junta aplicado

Figura 3| Dispositivo de soldadura a) b)

en llantas para vehículos utilitarios

EFigura 1 se muestran los componentes que se desean soldar.

descripción de la Junta.Inicialmente se dispone del aro de la llanta con sus medidas nominales bajo tolerancias especificadas. Por otro lado se tiene el plato con un diámetro a definir dependiendo de la separación de junta (X) necesaria para un correcto cordón de soldadura, tal como se muestra en la Figura 2.

A simple vista se puede apreciar la complejidad de la unión a soldar, esto se debe a la geometría de la junta y a las exigencias de la misma.

Las solicitaciones por parte del cliente a cumplir en la junta son las siguientes:

Penetración en el fondo y en los laterales.

Rellenado de la junta en una sola pasada.

leve sobre monta para un posterior mecanizado de la junta.

Resúmen l objetivo del presente trabajo es mostrar las ventajas del alambre tubular ESAB TUBRod 71 T1 UlTRA aplicado en proceso FCAW en presencia de gas protector CO2 en la soldadura de llantas para vehículos utilitarios, del tipo camionetas 4x2 y 4x4.

introducciónTUBRod 71 UlTRA es un alambre tubular rutílico, para la soldadura en una o múltiples pasadas. Presenta un amplio rango operativo, bajo nivel de proyecciones y óptima remoción de escoria.Puede ser usado con CO2, para soldar aceros de bajo y medio tenor de carbono.

Es un alambre tubular muy versátil en la fabricación de piezas de acero estructural en general con homologaciones ABS 2 SA, 2YSAH10, BV SA2Y MH, DNVIIYMSH10 y LRS 2YSH15 NA

desarrolloSe pretende realizar una unión soldada para el desarrollo de un nuevo diseño de llanta para el tipo de vehículo citado. En la

ApLiCACióN dE SOLdAdURA CON ALAMBRE TUBULAR E71T-1

Aro

Plato

SECCion A

Figura 1| Esquema de la llanta

Por: Eduardo Radici e Ing. Pablo Caponi | Departamento de Asistencia Técnica Suc. Córdoba | ESAB - CONARCO

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Productos

Figura 4| Primera configuración utilizada

dispositivo de SoldaduraLa soldadura es, en su totalidad, automatizada mediante la rotación de la llanta en un dispositivo de velocidad variable y un porta torcha provisto de todos los grados de libertad necesarios para un correcto posicionamiento de la misma, como se muestra en las Figuras 3a y 3b.

ConfiguracionesdeSoldaduraAplicadasSe han aplicado cuatro configuraciones diferentes para la soldadura del modelo de llanta tal como se describen a continuación:

PrimeraconfiguraciónLa primera configuración propuesta es la que se muestra y describe en la figura 4.

Los resultados de la primera configuración aplicada son los siguientes:

Positivas: Buena penetración en el plato.

Buena sobre monta para posterior mecanizado.

Excelente desprendimiento de escoria.

Excelente transición entre metal base y metal de aporte.

Negativas: Leve penetración en el anillo.

No llega a fundir la parte inferior de la junta.

SegundaconfiguraciónLa segunda configuración aplicada es la que se muestra y describe en la Figura 5.

Los resultados de la segunda configuración aplicada son los siguientes:

Positivas: Buena penetración en el plato.

Se obtiene un buen relleno en la parte inferior de la junta.

Excelente desprendimiento de escoria.

Excelente transición entre metal base y metal de aporte.

Negativas: Leve penetración en el anillo.

No se obtiene sobremonta, falta material de aporte.

TerceraconfiguraciónSe intentan subir los parámetros utilizados en la segunda demostración para conseguir un mayor material aportado y así obtener la sobremonta necesaria para el mecanizado posterior.

Cuando se esta llevando a cabo la soldadura bajo esta nueva configuración se observó que el calor aportado era muy excesivo y se contempla la posibilidad de un cambio micro estructural del material en la zona próxima al cordón de soldadura, tal como se muestra en la Figura 6.

Alambre E 71T-1 | Ø 1,2 mmGas de protección Co2 puroCaudal de gas 15 litros/minutoCorriente de Soldadura 270 ATensión de Arco 26 Vmáxima inductancia

Alambre E 71T-1 | Ø 1,2 mmGas de protección Co2 puroCaudal de gas 15 litros/minutoCorriente de Soldadura 340 ATensión de Arco 30 Vmáxima inductancia

Figura 5| Primera configuración utilizada

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Productos

Desde un principio se afirmó que el modo correcto de realizar esta soldadura era realizando un biselado en el plato de la llanta para poder obtener una excelente penetración y fusión de toda la junta sin tener que elevar los parámetros a valores críticos pudiendo afectar las propiedades de los materiales que componen la llanta.

El inconveniente de realizar este biselado era que se incorporaba una operación más al proceso de fabricación de la llanta en cuestión.

Finalmente se realizó una cuarta demostración en presencia de un biselado de 15º y se obtuvieron los siguientes resultados.

CuartaconfiguraciónLa cuarta configuración aplicada se muestra y describe en la Figura 7.

Los resultados de la cuarta configuración aplicada son los siguientes (Figura 8):

Positivas: Buena penetración en el plato.

Buena penetración en el anillo.

Buena sobremonta para el posterior mecanizado.

Se obtiene una buena fusión en la parte inferior de la junta.

Excelente desprendimiento de escoria.

Excelente transición entre metal base y metal de aporte.

Cordón brillante sin silicatos en superficie.

Alambre E 71T-1 | Ø 1,2 mmGas de protección Co2 puroCaudal de gas 15 litros/minutoCorriente de Soldadura 340 ATensión de Arco 30 Vmáxima inductanciaAngulo de Torcha 90º

Figura 7| Cuarta configuración utilizada

Figura 6| Tercera configuración aplicada en plena ejecución del proceso

Figura 8| Aspecto de la soldadura correspondiente a la cuarta configuración aplicada

Ausencia de entallas en los laterales.

ConclusionesLuego de realizar diferentes cordones cambiando distintos parámetros de tensión y corriente se llegó a un resultado muy satisfactorio en cuanto a obtener un cordón con buena terminación, excelente transición entre metal base y metal aportado, buen desprendimiento de escoria, elevada velocidad de soldadura (importante desde el punto de vista de producción), leve sobremonta, excelente penetración y rellenado de la junta.

El ensayo mecánico de la soldadura realizada con alambre TUBRod 71 UlTRA fue excelente soportando el esfuerzo y la carga en un equipo de pruebas para llantas que la empresa dispone para la homologación de las mismas.

El cliente comentó que no solo obtuvo buenos resultados a la hora de soldar sino también a la hora de mecanizar el cordón, afirmando que el material aportado es más maleable. Avaló el proceso y asumió que el mismo es el adecuado para el desarrollo de la nueva llanta.

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Productos

ORiGO-TECh®

1. introducción resentamos hoy la nueva línea de caretas fotosensibles desarrolladas por ESAB®: Origo-Tech® . Estas se caracterizan por ser las que poseen la relación costo-beneficio más alta del mercado. La Origo-Tech® es una careta de altas prestaciones y un diseño de avanzada.

Características generalesLa Origo-Tech® está disponible en dos colores: amarillo y negro, con un acabado de pintura brillante el cual le da estilo y durabilidad. Tiene un nivel de sombra variable entre DIN 9 y 13. Es muy liviana; la careta está diseñada de un material muy durable (A801) lo que la hace apta para soldadura en posición. Brinda un elevado confort y reduce la fatiga del soldador durante su jornada laboral.

diseño de la carcazaLa carcaza posee determinadas características de diseño que la distinguen:

Completa protección facial: protege la cara, pera, garganta y orejas del calor, radiación y proyecciones de soldadura.

Frente superior plano: ayuda a bajar la careta sin tocar el área de visión. De esta manera se reducen los rayones de la placa de protección exterior.

Acabado brillante: con un gran estilo e impacto visual, permite una limpieza fácil de la carcaza.

Extremadamente confiable: funciona con un cassette fotosensible de alta

P

Por: Alejo Cabezas | Departamento de Marketing | ESAB - CONARCO

calidad que está siempre activo; no tiene botón de encendido/apagado.

Tecnología de Celdas Solares: el cassette fotosensible usa esta tecnología lo que significa que no necesita cambio de batería.

Cuna del cassette: la careta posee una cuna en la que se coloca el cassette, cuya función es evitar el paso de la luz del arco e introducir una pequeña curvatura al lente de protección exterior. Esto provee seguridad extra y un espacio de aire saludable para el cassette fotosensible.

Unarnés,muchasprestacionesSi hay una pieza de la Origo-Tech® que la distingue por sobre las demás caretas de su rango, ésta es el Arnés Pro-ESAB. Posee las siguientes características:

4 posiciones de ajuste: esto asegura al soldador un perfecto ajuste a su cabeza.

Perilla de ajuste grande: le permite al soldador ajustar el arnés sin sacarse los guantes.

Vincha anti-transpiración de alta calidad: le da confort extremo al soldador.

Construcción robusta de Nylon: la construcción robusta le da una fundación firme a la carcaza, y es extremadamente durable.

Soporte trasero que pivotea: ayuda a un ajuste perfecto a cualquier tipo de cabeza

La careta fotosensible con la relación costo-beneficio más alta del mercado

Figura 2| origo-Tech® negra

Figura 3| Perfil de la origo-Tech®. Incluye la fuente de luz ESAB® Easy Weld lite

Figura 1| origo-Tech® amarilla

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dECApAdO y pASiVAdOde aceros inoxidables

1. introducción – La Capa Pasiva a resistencia a la corrosión del acero inoxidable se debe a una película «pasiva» de un óxido complejo rico en cromo, que se forma espontáneamente en la superficie del acero inoxidable y se conoce como «estado pasivo» o «condición pasiva».

Los aceros inoxidables se autopasivarán espontáneamente cuando una superficie limpia se exponga a un entorno que pueda proveer de suficiente oxígeno para formar la capa superficial de óxido rico en cromo.

Esto ocurre automática e instantánea-mente, siempre que haya suficiente oxígeno disponible en la superficie del acero. No obstante la capa pasiva aumenta de grosor durante algún tiempo después de su formación inicial.

Ciertas condiciones naturales, como el contacto con el aire o con agua aireada, crearán y mantendrán la condición pasiva de la superficie frente a la corrosión. De este modo los aceros inoxidables pueden mantener su resistencia a la corrosión, incluso si se hubiesen producido daños mecánicos (p.ej., rasguños o mecanización), y contar así con un sistema propio auto reparador de protección a la corrosión.

El cromo de los aceros inoxidables es el principal responsable de los mecanismosde autopasivación. A diferencia de los aceros al carbono o estructurales, los aceros inoxidables deben tener un contenido mínimo de cromo del 10,5 % (en peso) (y un máximo del 1,2 % de carbono). Ésta es la definición de acero inoxidable

El acero inoxidable tiene una propiedad única; se autorepara.Debido a los elementos de aleación del acero inoxidable se forma una fina “capa pasiva” transparente sobre la superficie. Incluso si ésta fuese rayada o dañada de algún otro modo, esta capa pasiva de sólo unos átomos de espesor, se recompone instantáneamente por acción del oxígeno del aire o del agua. Esto explica porqué el acero inoxidables es el no requiere ningún recubrimiento o protección a la corrosión para mantenerse limpio y brillante incluso tras decenios.

dada en la norma europea EN10088-1. La resistencia a la corrosión de estos aceros al cromo puede mejorarse con la adición de otros elementos de aleación como níquel,molibdeno, nitrógeno y titanio (o niobio).

Esto proporciona una gama de aceros resistentes a la corrosión para un amplio espectro de condiciones de trabajo, y además, potencia otras propiedades útiles como son la conformabilidad, la resistencia mecánica y la resistencia térmica (al fuego).Los aceros inoxidables no pueden ser considerados como resistentes a la corrosión en todas las condiciones de trabajo.Dependiendo del tipo (composición) del acero, habrá ciertas condiciones en las que se pierda el «estado pasivo» y no pueda recomponerse.

En ese caso la superficie se convierte en«activa», y se produce la corrosión. Pueden darse condiciones activas en zonas pequeñas privadas de oxígeno de los aceros inoxidables, tal como en uniones mecánicas, esquinas compactas o en soldaduras incompletas o mal acabadas. El resultado puede ser formas «localizadas» de grietas o picaduras.

2. Comparación entre descascarillado, decapado, pasivado y limpiezaLos términos «descascarillado», «decapado» y «pasivado» frecuentemente se confunden, pero son procesos diferentes. Es importante tener claras las diferencias entre estos procesos de tratamiento de superficies en relación con los aceros inoxidables.

L

Por: Hernán Ghibaudo. Adaptación del trabajo de Roger Crookes, Sheffield (UK) “Beitsen en passiveren van roestvast staal” por Drs. E. J.D. Uittenbroek, Breda (NL) | Departamento de Asistencia Técnica | ESAB - CONARCO

Figura 2|

Figura 1| Soldadura de inoxidables

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2.1. DescascarilladoDescascarillado es la eliminación de una gruesa capa de óxido visible de la superficie. Este óxido suele ser de color gris oscuro. Este proceso se hace rutinariamente en la planta siderúrgica antes de entregar el acero. El descascarillado en acería es un proceso que suele constar de dos fases, una para desprender mecánicamente la «cascarilla de laminación», y la segunda para retirar la cascarilla suelta de la superficie metálica.

Aunque pudiera producirse algún ligerodescascarillado en la zona de soldaduraafectada por altas temperaturas o duranteciertos procesos de tratamiento térmico,generalmente no se necesitan operacionesadicionales de descascarillado.

2.2 DecapadoEl decapado es la eliminación de una fina capa de metal de la superficie del acero inoxidable.Se suelen emplear mezclas de ácido nítrico y fluorhídrico.

2.3 PasivadoEl pasivado se suele producir de modo espontáneo en las superficies de acero inoxidable, pero a veces puede ser necesario favorecer el proceso con tratamientos de ácido oxidante. A diferencia del decapado, durante el pasivado mediante ácido no se elimina metal alguno de la superficie. En cambio la calidad y el espesor de la capa pasiva crecen rápidamente. Pueden darse circunstancias en que los procesos de decapado y pasivado se produzcan sucesivamente (en lugar de simultáneamente), durante tratamientos que empleen ácido nítrico, si bien el ácido nítrico podrá pasivar las superficies, no es un ácido efectivo para decapar aceros inoxidables.

2.4 LimpiezaNo se puede depender solamente de los tratamientos por ácido para la eliminación de aceites, grasas, o contaminantes inorgánicos que podrían también impedir la correcta formación de la capa pasiva. Puede ser necesaria la combinación de tratamientos de desengrasado, limpieza, decapado y pasivado para preparar

adecuadamente las superficies de acero inoxidable para las condiciones de trabajo previstas. Si las piezas de acero inoxidable estuviesen cubiertas de grasa o aceite, entonces deberá realizarse una operación de limpieza antes del tratamiento por ácido.

3. Métodos de DecapadoExiste una serie de métodos de decapado que pueden emplearse en estructuras de acero inoxidable. Los principales componentes de los productos de decapado del acero inoxidable son el ácido nítrico y el ácido fluorhídrico. Los principales métodos, empleados por los especialistas son:

decapado por inmersión en tanque decapado por aspersión

La inmersión en tanque normalmente conlleva el decapado fuera del lugar de trabajo; en instalaciones especial para dicha operación.

El decapado por aspersión puede realizarse «in situ», pero debe ser ejecutado por especialistas con los procedimientos y equipos adecuados de seguridad y eliminación de ácido. La inmersión en tanque tiene la ventaja de tratar todas las superficies del elemento para lograr una óptima resistencia a la corrosión y un acabado uniforme. Es también la mejor opción en aspectos de salud, seguridad y medio ambiente

Las áreas más pequeñas, especialmente alrededor de las zonas de soldadura, pueden decaparse mediante:

Cepillado con pasta o gel limpieza electroquímica

Estos métodos pueden aplicarse «in situ» y no requieren conocimientos especializados para su ejecución efectiva y segura. Es importante disponer de una experiencia y supervisión adecuadas para minimizar los riesgos a la salud, seguridad y medio ambiente al tiempo que se obtiene una superficie correctamente decapada.

Figura 3| Detalle de la zona soldada tras un tratamiento químico de superficie: el objetivo de este tratamiento no es eliminar la propia costura de soldadura, sino la mancha de soldadura que la acompaña.

Figura 4| Pieza de acero inoxidable soldada inmediatamente después del proceso de soldadura. Es probable que la cascarilla dé paso a la corrosión si no es eliminada adecuadamente.

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Puede producirse corrosión en las zonas tratadas si los tiempos de contacto con el ácido y los procedimientos de aclarado final no fuesen controlados adecuadamente conforme a las instrucciones del proveedor. Los tiempos de contacto para los diferentes grados (tipos) de aceros inoxidables pueden variar. Es importante que los operarios sean conscientes del tipo particular de acero que se está decapando

4. Tratamientos de PasivadoLa capa pasiva sobre los aceros inoxidables no es el simple óxido o «cascarilla», que se formaría calentando el acero. Durante el calentamiento la capa pasiva natural transparente aumenta de grosor formando manchas de «termocoloración» y finalmente una cascarilla gris de óxido. La consecuencia de estas capas visibles de óxido es normalmente una reducción de la resistencia a la corrosión a temperatura ambiente. Los componentes de acero inoxidable, como los elementos de hornos, diseñados para funcionamiento a altas temperaturas hacen uso de estos recubrimientos de cascarilla de óxido más gruesos, y resistentes, para la protección frente a la oxidación a altas temperaturas. En cambio, los componentes pensados para condiciones de trabajo a temperatura «ambiente» dependen de una fina «capa pasiva» y transparente para la protección frente a la corrosión.

Aunque este proceso de pasivado se suele producir espontáneamente, el proceso de formación de la capa pasiva de óxido rico en cromo puede favorecerse en entornos muy oxidantes.

El ácido nítrico es extremadamente útil para ello, y su uso está muy extendido en los tratamientos de pasivado de aceros inoxidables.

Ácidos menos oxidantes, como el ácido cítrico, también pueden ayudar a la formación de la capa pasiva.

El pasivado por ácido debería ser considerado como una excepción, en

lugar de una regla general ha aplicar. Por lo general el acero suministrado esta completamente pasivado. Cuando se producen piezas de formas complejas el aporte de oxígeno a todas estas superficies podría ser limitado, implicando que el proceso natural de pasivado tarde más tiempo en realizarse, en relación con superficies al descubierto.

Existe el riesgo de que si piezas como éstas fuesen puestas en servicio en un entorno, normalmente considerado como apropiado para el tipo de acero particular empleado, pudieran no ser completamente pasivas y sufrir corrosión de forma impredecible.

Los tratamientos de pasivado realizados en estas circunstancias eliminan este riesgo de corrosión.

Es importante que las superficies de acero estén libres de cualquier cascarilla de óxido (descascarilladas), tengan sus capas exteriores de metal protegidas por oxido de cromo o de las que se hayan eliminado las manchas de termocoloración mediante decapado, y estén limpias (sin contaminación orgánica, lubricantes de máquinas, aceites y grasa), antes de realizar los tratamientos de pasivado por ácido. Si no fuese así, estos tratamientos de pasivado no tendrán plena efectividad.

5. Termocoloración de SoldaduraLa termocoloración es el resultado del engrosamiento de la capa de óxido transparente que se forma espontáneamente en la superficie del acero. Los colores producidos son similares a los «colores del templado» apreciables en otras superficies de acero después de los tratamientos térmicos y van desde tonos pajizos claro al azul oscuro o negro. La termocoloración suele verse en la zona afectadas por el calor, incluso cuando se ha aplicado una adecuada protección con gases (otros parámetros de soldadura como la velocidad pueden afectar al tono del color de la mancha térmica formada alrededor del cordón de soldadura). La termocoloración en la superficie es

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producto de la oxidación del cromo, el cual se oxida mas rápido que el hierro, esto hace que quede una capa justo por debajo de la superficie con un nivel inferior de cromo que en el volumen interior del acero, y por tanto una superficie con una resistencia menor a la corrosión.Por lo tanto dichas manchas visibles sobre las superficies de acero inoxidable reducen la resistencia a la corrosión de la superficie.

Es una buena medida eliminar todas estas manchas visibles. Para aplicaciones de construcción, esto no sólo mejora la imagen estética de los elementos de acero inoxidable soldados, sino que además devuelve al acero su resistencia a la corrosión.

La termocoloración de los elementos de acero inoxidable puede eliminarse mediante métodos de cepillado ácido con pasta o gel, decapado por aspersión, decapado por inmersión en tanque o limpieza electroquímica, después de un desengrasado rápido de la zona afectada.

Podría ser necesaria una combinación de técnicas de acabado, puesto que no puede dependerse exclusivamente de tratamientos sólo de ácido nítrico para eliminar suficiente metal de la superficie.Esto podría incluir tratamientos mecánicos (amolado o abrasión), seguidos por una descontaminación con ácido nítrico.

Es importante eliminar las manchas de termocoloración de caras ocultas de las soldaduras, cuando sea probable que dichas caras estén en presencia del ambiente corrosivo.

Las instrucciones en la preparación del decapante informadas por el fabricantes deben seguirse minuciosamente, ya que los mismos son nocivos para la salud. Otro punto importante a tener en cuenta es el sobreataque ya que podría producirse la picadura de la superficie si se empleasen tiempos de contacto excesivos.

6. Contaminación por manchas de óxidoPara una óptima resistencia a la corrosión,

las superficies de acero inoxidable deben estar limpias y sin contaminación orgánica (grasa, aceite, pintura, etc.) o metálica, especialmente de restos de hierro o acero al carbono.Las manchas de óxido por contacto de la superficie con piezas de acero al carbono se suele considerar como una corrosión de la propia superficie de acero inoxidable. Esto puede ir desde una ligera «pelusa» amarronada o rasguños de óxido hasta picaduras de la superficie.

Este es un problema muy común detectado en la instalación y entrega en piezas de construcción (pasamanos e escaleras) en acero inoxidable.«La contaminación por hierro», como se denomina habitualmente, puede ser costosa de eliminar. Se evita fácilmente mediante una atenta manipulación y con los adecuados procedimientos y controles de fabricación, igualmente puede ser eliminada mediante tratamientos adecuados.

Entre las fuentes habituales de contaminación por hierro se encuentran:

El uso de herramientas, y equipos de proceso y manipulación de acero al carbono (guardas, soportes, ganchos y cadenas de elevación, etc.) sin una adecuada limpieza.

El corte, fabricación o ensamblaje en fábricas productoras de «diversos metales», sin medidas de separación o limpieza apropiadas.

Si se sospecha que se ha producido una contaminación de la superficie, existe una serie de pruebas aplicables. Las normas ASTM A380 y A967 resumen las pruebas de contaminación por hierro.Algunas de las pruebas simplemente buscan manchas de óxido por contacto con agua o en entornos de alta humedad, tras tiempos de exposición específicos. Pero para detectar que el hierro libre es el causante de las subsiguientes manchas de óxido, deben aplicarse pruebas con «ferroxyl».

Estas sensibles pruebas detectan la

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contaminación por hierro libre y óxidos de hierro. El apartado 7.3.4 de la ASTM A380 especifica el procedimiento el cual hace uso de una solución de ácido nítrico, agua destilada y ferricianuro potásico.Aunque dicha prueba puede hacerse siguiendo las instrucciones de la ASTM A380, los preparados deberán obtenerse de proveedores especializados.

Si se detectase contaminación por hierro, deberá eliminarse cualquier rastro. Se puede emplear cualquier proceso de descontaminación que pudiese eliminar completamente el hierro incrustado, pero es importante que toda la contaminación sea eliminada y no esparcida por otras zonas de la superficie.

Un proceso de eliminación que incluya una fase de solución ácida es preferible a métodos de limpieza abrasivos de fase única, como el cepillado con cerdas de metal o la limpieza mediante almohadilla de nailon abrasivo.

Deberán evitarse los preparados de ácido nítrico/fluorhídrico cuando sólo se necesite descontaminar las superficies. El ataque químico de la superficie que podría producirse –cuando se usen estos agresivos ácidos de decapado– podría ser intolerable para las superficies descontaminadas.

7. Especificaciones de Decapado y PasivadoLa selección y control de estos procesos potencialmente peligrosos son críticos para garantizar la obtención de satisfactorios acabados resistentes a la corrosión.

Deberán seleccionarse cuidadosamente operadores especializados, asegurándose de que trabajan conforme a todas las normativas, códigos y leyes de salud, seguridad y medio ambiente correspondientes.

El pasivado según la Norma Europea: EN 2516:1997: Pasivado de

aceros resistentes a la corrosión y descontaminación de las aleaciones de níquel.

Se asignan Clases de Proceso a las

diversas familias de acero inoxidable, que definen una o dos fases de los tratamientos de pasivado utilizando soluciones de ácido nítrico o de dicromato sódico.Las Normas Americanas cubren una gama más amplia de procesos incluyendo la limpieza, decapado y pasivado. Las principales normas son:

ASTM A380 - Norma de limpieza, descascarillado y pasivado de piezas, equipos y sistemas de acero inoxidable

ASTM A967 - Especificación de tratamientos de pasivado químico de piezas de acero inoxidable

8. Cuidados en la soldadura de aceros inoxidablesComo se menciono en los apartados anteriores de este documento, la limpieza, decapado y pasivado son operaciones que requieren importantes recursos, desde horas hombres, uso de amoladoras y cepillos hasta espacios físicos especiales para realizar dichas operaciones; que indefectiblemente aumentan considerablemente los tiempos y costos de fabricación.

Con respecto a los procesos de soldadura utilizados existe una gran diferencia; ya que soldaduras realizadas con proceso SMAW «electrodos revestidos» producen salpicaduras calientes y formación de escoria, la cual debe ser removida con piquetas o cepillos; mientras que soldaduras realizadas con proceso GMAW «semiautomático» no producen salpicaduras calientes y además no poseen sistemas de escoria para proteger al metal de soldadura.

Como desventaja de este proceso se tiene la inversión necesaria para contar con la fuente de soldadura y del costo del material aportado, ya que el mismo viene en carreteles que por lo general pesan entre 15 y 17 Kg.

Por ultimo puede utilizarse el proceso TIG «electrodo de tungsteno», el cual ofrece excelentes terminaciones de soldadura sin salpicaduras y escoria.Como desventaja posee un rendimiento

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bajo comparado con el proceso semiautomático.

La limpieza de las superficies a soldar es crítica ya que las mismas deben encontrarse libre de grasas, aceites y todo contaminante orgánico. Por lo general se utiliza acetona u otro compuesto orgánico para su desengrasado.

Si la soldadura se realiza sobre caños debe limpiarse el interior de los mismos antes de la unión. Recordar que se debe preparar una cámara de gas en el interior de los caños con el objetivo de proteger la zona de corrosión. Proteger y manipular cuidadosamente las superficies del acero inoxidable; recordemos que una vez dañada la superficie, está no se recupera más, a menos que se realice un pulido total de la misma, con el consiguiente costo, tiempo y manipulación.

Evitar contaminaciones con hierro, donde sean empleados trabajos de acero al carbono en cercanías a los trabajos realizados con aceros inoxidables. Quitar este tipo de contaminación es muy costoso ya que se pierde mucho tiempo, disminuyendo la calidad del trabajo realizado.

Realizar soldaduras de máxima calidad, que minimizan el desbaste excesivo. Realizar una soldadura de buena o mala calidad tiene el mismo costo, pulir una soldadura de buena o mala calidad, no cuesta lo mismo.

Otro factor importante es el calor aportado ya que el es responsable de la formación de óxidos de cromo con distintas tonalidades. Por lo tanto es un parámetro más que importante de regular a la hora de disminuir las operaciones secundarias de limpieza y pasivado.

Con elevadas intensidades de corriente y bajas velocidades de soldadura se obtienen cordones planos, con buena penetración pero con decoloraciones importantes en la chapa base y el metal aportado, por lo cual se requerirá mayor limpieza. Si utilizamos bajas corrientes y elevadas velocidades de soldadura el cordón formado es esbelto, concentrado

en su parte central y de feo aspecto pero con menores decoloraciones en el metal base y aporte, por lo tanto menor limpieza.

Minimizar las deformaciones en las zonas donde se concentran soldaduras, esto puede realizarse de diversas formas: utilizar bajas intensidades (disminuir el calor aportado), aumentar la velocidad de soldadura, cambiar a diámetros de consumibles menores, utilizar secuencias de soldadura del tipo paso peregrino, etc.

Con respecto a la terminación superficial puede mencionarse que debido al valor estético y a la mejora en su resistencia a la corrosión estos aceros deben ser pulidos tanto en el material base como en las juntas soldadas para mantener la continuidad superficial.

La terminación superficial suele realizarse con discos abrasivos para rectificar la superficie y por intermedio de granallado (blasting) para remover la coloración en las áreas adyacentes a la soldadura.

En el pulido se utilizan discos abrasivos gruesos (20 a 36) seguidos de sucesivos discos mas finos hasta conseguir el mismo acabado del material base.Como en todo tipo de pulido, ningún paso debe dejar ralladuras anteriores para ser removidas en pasos subsiguientes (con discos más finos). La operación final de pulido debe ser paralela a la dirección de laminado y pulido del material base.

Una forma de lograr que no se note la soldadura es terminar de pulir la soldadura con una terminación mas fina que la del metal base, seguida de una más gruesa y similar a la que tiene el material base.Se utilizan discos de oxido de aluminio o de carburo de silicio y en el pulido final para prevenir el golpeteo de la herramienta se prefiere usar discos con cuerpo de goma.

El decapado debe realizarse cuando el acero inoxidable estuvo expuesto al aire y a altas temperaturas (soldadura) generando óxidos coloreados y a veces hasta de color negro. Diferentes óxidos se forman a diferentes temperaturas y

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un solo ácido no puede removerlos a todos ellos.

Para óxidos finos, de colores suaves, se utiliza ácido nítrico (NO3H) al 10-15% con 0,5 a 3% de ácido fluorhídrico (FH) a una temperatura de 50-60ºC (Pickling).

El FH es el ingrediente activo y el ácido nítrico el agente pasivante, actuando como inhibidor para proteger las áreas ya limpias. El tiempo de exposición se determina por la periódica observación de la superficie. Un tiempo excesivo producirá sobreataque.

Para películas gruesas de óxido son frecuentemente removidas con ácido sulfúrico (SO4H2) al 8 - 10 % a una temperatura de 65-75 ºC durante 5 a 10 minutos. Se debe realizar un lavado final, preferentemente con cepillo o esponja, seguido por un decapado con ácido nítrico-ácido fluorhídrico (pickling).Todo tratamiento con ácido debe ser seguido por un lavado con agua limpia para remover cualquier resto de ácido.

La técnica de Blasting es el bombardeo con partículas, por intermedio de un chorro de aire que remueve efectivamente los óxidos negros o coloreados. Es preferible usar arena base sílice.

Si la arena esta contaminada con partículas de óxido, este quedará incrustado en la superficie del metal perjudicando su apariencia. Si se utilizan partículas de acero estas también pueden quedar incrustadas en el metal por ello se suele, después de esta remoción mecánica, realizar un tratamiento con ácido (15 % NO3H2 +1 % FH) para evitar manchas de oxido y picaduras. Un lavado final con agua es imprescindible para remover cualquier resto de ácido. Si se utiliza perdigones de acero es recomendable que estos sean de acero inoxidable.

Se debe tener cuidado con chapas de acero inoxidable finas (<3 mm), debe evitarse el blasting ya que puede producirse distorsión por la deformación plástica localizada debida a la energía cinética de las partículas abrasivas.

También debe prevenirse un excesivo deterioro superficial localizado manteniendo el flujo de partículas en movimiento. Una variable importante es el ángulo de incidencia del chorro abrasivo, para materiales dúctiles como los aceros Austeníticos y Ferríticos ángulos de incidencia cercanos a 90º (chorro casi perpendicular a la chapa) son los que menos desgaste producen.

En cambio para aceros duros (> HRc 50) el máximo desgaste se producirá para ángulos de incidencia pequeños (< 45º).

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Lpresente en el metal de soldadura y la ZAC. Además permitirá una disminución del gradiente de velocidad de enfriamiento entre 800 y 500 ° C, dicho de otra forma, el incremento del tiempo de enfriamiento entre estas temperaturas (t8/5).

La mínima temperatura de precalentamiento requerida dependerá de la composición química, del espesor de los aceros Cr-Mo a ser unidos y del grado de restricción de la unión soldada. A medida que aumentamos el espesor, el grado de restricción de la junta así como el contenido de carbono y elementos de aleación, relacionados a través del carbono equivalente como medida de la soldabilidad del acero, la temperatura de precalentamiento deberá ser incrementada.

La determinación o la especificación del carbono equivalente se puede efectuar por medio de diferentes fórmulas publicadas en la literatura. No obstante las más utilizadas son las siguientes:

Fórmula del IIW

CE = C + Mn / 6 + ( Cu + Ni) / 15 + (Cr +Mo + V) / 5

Fórmula Ito y Bessyo

Pcm = C + (Mn + Cu + Cr) / 20 + Si/30 + Ni /60 + Mo/ 15 + V/10 + 5B

La determinación de la temperatura mínima de precalentamiento1 se realiza de manera predictiva por medio de

Consideraciones generales os aceros Cr-Mo al ser enfriados a velocidades relativamente elevadas desde una temperatura por encima de la temperatura crítica superior, como ocurre cuando son sometidos a procesos de soldadura, pueden presentar un importante endurecimiento por temple que aumenta su dureza y resistencia mecánica, reduciendo la ductilidad y la tenacidad del material. Como resultado de esta característica de templabilidad, que de acuerdo con la composición química que les corresponda pueden tener la condición de “endurecibles al aire”, deberá prevenirse el riesgo a la fisuración en frío asistida por hidrógeno en las uniones soldadas de estos aceros, tanto en el metal de soldadura (MS) como en la zona afectada por el calor (ZAC)

La prevención del riesgo a fisuras en frío requiere:

Determinación de una temperatura mínima de precalentamiento y entre pasadas

Selección adecuada de consumibles y procesos con bajo nivel de hidrógeno

Aplicación de tratamiento térmico posterior a la soldadura (PWHT)

Bases para la elaboración de un procedimiento de soldadura

Precalentamiento La temperatura mínima de precalentamiento debe alcanzar un valor suficiente como para permitir la difusión del hidrógeno

SOLdAdURA dE ACEROS Cr - Mo pARA ALTAS TEMpERATURAS

Por: Ing. Eduardo Asta | Jefe de Departamento de Asistencia Técnica | ESAB - CONARCO

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diferentes métodos de cálculo o tablas de Códigos tales como:

norma British Standard BS 5135

nomograma de Coe

Criterio de Duren

Criterio de ito y Bessyo

Criterio de Suzuki y Yurioka

Método de Seferian

Método del instituto internacional de Soldadura

AnSi/AWS D1.1, Código de Estructuras Soldadas en Acero

Método de la Carta

También puede ser determinada con ensayos para evaluar la fisuración en frío tales como los de Tekken, Ranura, W.I.C, entre otros2.

material de aporteEl material de aporte y el proceso de soldadura deberán garantizar un bajo nivel de hidrógeno (menor o igual que 5 ml /100 g). Por su parte el criterio de selección será buscando la igualación de composición química respecto del material base, con excepción del contenido de carbono, a fin de mantener en el metal de soldadura las condiciones de resistencia al creep y propiedades a alta temperatura. Electrodos de la misma composición o ligeramente superior pueden ser utilizados para uniones con una determinada variación de composición.

De acuerdo con la norma AWS 5.5 es factible especificar electrodos Cr- Mo para soldadura manual con la característica L ( por ejem. E7018 B2L), es decir de bajo carbono, donde el contenido de C será menor o igual que 0,05 %. Este tipo de combinación puede favorecer la soldadura en términos de reducir la dureza cuando la misma está asociada a problemas de corrosión. Sin embargo, si la principal consideración de diseño, es la resistencia al creep a alta temperatura el contenido mínimo de carbono deberá estar en 0,05 %, debiendo tener presente esta situación frente a la necesidad de mantener la

igualación de resistencia (matching) en la unión soldada.

Tipo de juntaPara las uniones de partes cilíndricas de recipientes a presión y uniones a tope de cañerías en aceros Cr-Mo se utilizan juntas a tope de penetración completa (JPC) cuya geometría estará relacionada con los espesores de las uniones y proceso de soldadura a aplicar. Para espesores gruesos (mayores que 30 mm) y donde hay acceso por un solo lado (cañerías) se prefieren juntas tipo U o J que permiten una eficiente disipación con mínima distorsión y una sección optimizada de soldadura3. La raíz de la unión será asegurada preferentemente con proceso TIG (GTAW).

TratamientotérmicoposterioralasoldaduraEl tratamiento térmico posterior a la soldadura (PWHT) tiene por objeto reducir la dureza y el nivel de tensiones residuales, produciendo una mejora en la tenacidad del material base en la ZAC y en el metal de soldadura.

Temperatura para el tratamientoEl rango de temperatura del PWHT para los aceros Cr-Mo oscila entre 620 y 760 °C.

La unión soldada puede ser enfriada a temperatura ambiente antes de iniciar el tratamiento, dependiendo del grado de restricción de la junta y composición química del acero. La experiencia muestra que aceros con contenidos de Cr igual o menor que 2,25 % son usualmente enfriados a temperatura ambiente antes de efectuarse el PWHT. Sin embargo, en estos casos, es recomendable aplicar un poscalentamiento a fin de facilitar la eliminación de hidrógeno al finalizar la soldadura y luego realizar el enfriamiento a temperatura ambiente. El enfriamiento deberá ser lento y progresivo a fin de minimizar los riesgo de fisuras. Cuando se aplica poscalentamiento la temperatura mínima a aplicar será la correspondiente al precalentamiento y el tiempo de permanencia dependerá del espesor siendo el mínimo recomendable 1,5 h.

En aceros con alto contenido de Cr se requiere mantener el precalentamiento hasta el inicio del tratamiento térmico.

El cálculo del tiempo de mantenimiento

3 ver Boletín técnico Nº 124 - Mayo 20061 ver Boletín técnico Nº 108 - Octubre 19982 ver Boletín técnico Nº 123 - Diciembre 2004

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a la temperatura de tratamiento difiere según el código que se aplique, la mayoría requiere 1 hora por cada 25 mm de espesor con un mínimo tiempo de permanencia que puede diferir notablemente si se aplica por ejemplo ASME B31.1 el cual requiere 15 minutos o ASME B31.3 con un tiempo mínimo de mantenimiento de 120 minutos.

Velocidad de calentamiento y enfriamientoTanto el calentamiento como el enfriamiento hasta o desde la temperatura de tratamiento deberá efectuarse en forma uniforme y progresiva evitando un calentamiento o enfriamiento bruscos o rápidos. Por ejemplo ASME B31.1 recomienda una velocidad máxima para calentamiento y enfriamiento de 315 °C / h. No obstante el ajuste de esta velocidad en muchos casos, especialmente cuando especificamos valores de dureza máxima, deberán ser ajustados con la calificación del procedimiento de soldadura.

TratamientotérmicolocalizadoCuando no es posible la realización del PWHT en horno este se aplicará en forma localizada a través de métodos apropiados como la utilización de mantas cerámicas eléctricas ubicadas de forma tal que cubran todo el largo de la soldadura (longitudinal o circular) a ambos lados de la misma.

Tanto en el caso de tratamiento en horno como localizado deberá procurarse un control efectivo de los ciclos térmicos y un registro permanente de los mismos. Se utilizará en todos los casos sensores de temperatura (termocuplas) en un sistema de control automático o de lazo cerrado.

En los tratamientos localizados la banda a ambos lados de la soldadura será definida en relación con el código aplicado. Para el caso de ASME B31.1 en uniones a tope de cañerías la banda a cada lado de la línea central de la soldadura deberá ser como mínimo de tres veces el espesor (3t).

Prevención de la fragilidad por revenido en el metal de soldaduraEl fenómeno de fragilidad por revenido en este tipo de aceros se manifiesta por un aumento o corrimiento de la temperatura de transición dúctil- frágil luego de un prolongado tiempo de exposición a un intervalo de temperaturas

entre 400 y 600 °C.

Para lograr un metal de soldadura de óptimas propiedades, como mínimo similares al material base, las siguientes condiciones deberán ser cumplidas:

La cantidad de elementos residuales debe ser limitada a los valores más bajos. La influencia de elementos residuales tales como: fósforo, arsénico, antimonio y estaño es la principal razón para la fragilización por revenido. El contenido de manganeso recomendado para el metal de soldadura es de 0,7 a 1%. Una forma de predecir o evaluar la susceptibilidad a la fragilización por revenido en el metal de soldadura es utilizando el parámetro de Bruscato (X) relacionado con los elementos de impureza

X = (10P + 5Sb + 4Sn + As) / 100

Este factor deberá ser menor o igual que 20 ppm, con P < 0,008 %

El mejor intervalo de temperatura para realizar el PWHT es entre 675 y 705°C a fin de obtener las mejores propiedades de impacto Charpy-V

El refinamiento de grano de cada pasada estará optimizado con pasadas de espesor menores o iguales que 2 mm y cordones con mínima oscilación. Tal requisito es relativamente simple de cumplir con proceso manual (SMAW) en la posición 1G (plana o bajo mano). Para la posición vertical se recomienda la utilización de la técnica de oscilación, considerando el incremento de calor aportado que la misma produce.

Los electrodos deberán tener para este tipo de aplicación un elevado índice de basicidad en el revestimiento.

ClasificacióndeacerosCr-Moyselección de consumiblesLas tablas 1 y 2 muestran la clasificación y composición química nominal para diferentes productos de aceros del tipo Cr- Mo, esta clasificación también se establece en términos del N° P utilizado por el Código ASME para recipientes a presión. La tabla 3 es una breve guía para la selección de consumibles correspondiente a la utilización de proceso manual con electrodo revestido (SMAW), aplicando el criterio de selección basado en la igualación de propiedades tanto mecánicas como de grupo de composición química.

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TABLA1-EspecificacionesASTMdeproductosproducidosenAcero-Cromo-Molibdeno

TIPo ForjAdoS TuBoS CAñoS FundIdoS ChAPAS

1/2Cr-1/2Mo A182-F2 A213-T2 A335-p2 A387-Gr2 A369-Fp2 A426-Cp2

1Cr-1/2Mo A182-Fl2 A213-T12 A335-p12 A387-Gr12 A336-Fl2 A369-Fp12 A426-Cpl2

1-1/4Cr-1/2Mo A 182-F 11 A199-Tl1 A335-p11 A217-WC6 A387-Gr11 A336-Fll/FllA A200-T11 A369-Fp11 A356-Gr6 A541-C15 A213-T11 A426-Cp11 A389-C23

2Cr-1/2Mo A199-T3b A369-Fp3b A200-T3b A213-T3b

2-1/4Cr-1Mo A182-F22/F22a Al99-T22 A335-p22 A217-WC9 A387-Gr22 A336-F22/F22A A200-T22 A369-Fp22 A356-Gr10 A542 A541-C1616A A213-T22 A426-Cp22 A643-GrC

3Cr-lMo A182-F21 A199-T21 A335-p21 A387-Gr21 A336-F21/F21A A200-T21 A369-Fp21 A213-T21 A426-Cp21

5Cr-1/2Mo A182-F5/F5a A199-T5 A335-p5 A217-C5 A387-Gr5 A336-F5/F5A A200-T5 A369-Fp5 A473-501/502 A213-T5 A426-Cp5

5Cr-1/2MoSi A213-T5b A335-p5b A426-Cp5b

5Cr-1/2MoTi A213-T5c A335-p5c

7Cr-1/2Mo A182-F7 A199-T7 A335-p7 A387-Gr7 A473-501A A200-T7 A369-Fp7 A213-T7 A426-Cp7

9Cr-lMo A182-F9 Al99-T9 A335-p9 A217-C12 A387-Gr9 A336-F9 A200-T9 A369-Fp9 A473-501B A213-T9 A426-Cp9

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TABLA3-SeleccióndematerialesdeaporteparaacerosCr-Mo

EspecificaciónASTM/ASME n°P MaterialdeAportesegúnClasificacióndeAWS SA387/SA182/SA335 ASMEIX paraSoldaduraManual(SMAW)

Gr2 / F2 / p2 3 E8018-B1 (CONARCO 18B1) Gr4 / F4 / p4 4 E8018-B2 (CONARCO 18B2) Gr22 / F22 / p22 5A E9018- B3 (CONARCO 18B3) Gr5 / F5 / p5 5B E8018-B6/ E8015-B6/ E502-15 (CONARCO 502) Gr9 / F9 / p9 5B E8018-B8/ E8015-B8/ E505-15 (ESAB OK 76.96 y ex.CONARCO 505) Gr91 / F91 / p91 5B ESAB OK 76.98 ( aprox. E9015- B9 modificado)

TABLA2-ComposiciónquímicanominaldeacerosCr-Mo

ASTM/ nºP Composiciónquímica% ASMESA335 ASME C Mn P S Si Cr Mo otros P1 3 0,10-0,20 0,30-0,80 0,025 0,025 0,10-0,50 - 0,44-0,65 - P2 3 0,10-0,20 0,30-0,61 0,025 0,025 0,10-0,30 0,50-0,81 0,44-0,65 - P5 5B 0,15 máx. 0,30-0,60 0,025 0,025 0,50máx. 4,00-6.00 0,44-0,65 - P5b 5B 0,15máx. 0,30-0,60 0,025 0,025 1,00-2.00 4,00-6.00 0,44-0,65 - P5c 5B 0,12 máx. 0,30-0,60 0,025 0,025 0,50máx. 4,00-6.00 0,44-0,65 - P9 5B 0,15 máx. 0,30-0,60 0,025 0,025 0,25-1.00 8,00-10.00 0,90-1,10 - P11 4 0,05-0,15 0,30-0,60 0,025 0,025 0,50-1.00 1,00-1.50 0,44-0,65 - P12 4 0,05-0,15 0,30-0,61 0,025 0,025 0,50máx.. 0,80-1.25 0,44-0,65 - P15 3 0,05-0,15 0,30-0,60 0,025 0,025 1,15-1,65 - 0,44-0,65 - P21 5A 0,05-0,15 0,30-0,61 0,025 0,025 0,50máx. 2,65-3.35 0,80-1,06 - P22 5A 0,05-0,15 0,30-0,61 0,025 0,025 0,50máx. 1,90-2,60 0,87-1,13 - P23 0,04-0,10 0,10-0,60 0,03máx. 0,01 máx. 0,50 máx. 1,90-2,60 0,05-0,30 V:0,20-0,30 Cb:0,02-0,08 B:0,0005-0,006 n:0,30máx. Al:0,03máx. W:1,45-1,75

P91 5B 0,08-0,12 0,30-0,60 0,020 0,010 0,20-0,50 8,00-9,50 0,85-1,05 V:0,18-0,25 Cb:0,06-0,10 n:0,03-0,07 ni:0,40máx. Al:0,04máx.

P92 0,07-0,13 0,30-0,60 0,020 0,010 0,50máx. 8,50-9,50 0,30-0,60 V:0,15-0,25 Cb:0,04-0,09 n:0,03-0,07 ni:0,40máx. Al:0,04máx. W:1,50-2,00 B:0,001-0,006

P122 0,07-0,14 0,70máx. 0,020 0,010 0,50máx. 10,0-12,50 0,25-0,60 V:0,15-0,30 Cb:0,04-0,10 Cu:0,30-1,70 n:0,04-0,10 ni:0,50máx. Al:0,04máx. W:1,50-2,50 B:0,0005-0,005

P911 0,09-0,13 0,30-0,60 0,020máx.0,010máx.0,10-0,50 8,50-9,50 0,90-1,10 V:0,18-0,25 Cb:0,06-0,10 n:0,04-0,09 ni:0,40máx. Al:0,04máx. W:0,90-1,10 B:0,0003-0,006

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CARACTERiZACiON dE JUNTAS SOLdAdAS

Resúmen n el presente trabajo se continúa con el análisis de la soldabilidad de un acero de alta resistencia y baja aleación, templado y revenido (HSLA Q&T), correspondiente a la norma ASTM A 514, soldado por arco eléctrico mediante el proceso de soldadura manual con electrodo revestido. A tal fin se llevan a cabo ensayos mecánicos de dureza, tracción, plegado e impacto así como macrografías y micrografías de las distintas regiones de la junta soldada, análisis químicos, y medición de tamaño de grano.

Previo a ello se determina la temperatura de precalentamiento para prevenir la fisuración en fríos y a la vez evitar el deterioro de las propiedades de tenacidad mediante métodos analíticos y experimentalmente utilizando ensayos de fisuración en frío.

Adicionalmente se evalúa la unión de este acero con un acero ASTM A36 de uso extendido en aplicaciones estructurales.Se encuentra que los problemas de soldabilidad están vinculados al metal de soldadura y consecuentemente con la elección del metal de aporte antes que con el metal base, situación no contemplada en los códigos de construcción por lo cual para establecer un procedimiento de soldadura óptimo deben tomarse precauciones adicionales.

1. introducciónEn los últimos años tanto el diseño como el nivel de exigencia de las estructuras soldadas han experimentado cambios notables debido al incremento en el uso de aceros de alta resistencia y baja aleación los que son obtenidos mediante procesos termomecánicos de laminación controlada con tratamiento térmico de temple y revenido posterior.

Este desarrollo se basa en la disminución en el porcentaje de carbono, la adición de elementos microaleantes, como refinadores de grano y endurecedores por precipitación y la aplicación de una práctica de laminación controlada en caliente (TMCP). La sinergia entre el diseño de la aleación y el TMCP permite alcanzar simultáneamente alta resistencia y excelente tenacidad a la fractura en las condiciones más exigidas por lo que es de esperar, entonces, que estos aceros tengan buena soldabilidad y baja susceptibilidad a la fisuración por hidrógeno independientemente del proceso de soldadura utilizado.

Este avance en el diseño de nuevos aceros no siempre permite disponer de los conocimientos necesarios para predecir el comportamiento de los mismos como componentes de una junta soldada. El criterio que se utiliza para realizar una especificación de procedimiento de soldadura es la compatibilidad de las propiedades mecánicas y metalúrgicas del metal de aporte con el metal base; esto implica la utilización de consumibles

E

Por: R. Del Negro, M. Zalazar | Universidad Nacional del Comahue y E. Asta | Universidad Tecnológica Nacional | Asistencia Técnica | ESAB - CONARCO

Figura 1a| Dispositivo del ensayo “Bead bend test”

Figura 1b| Extracción de la probeta para plegado

en acero estructural de alta resistencia

Figura 1c| Ensayo de plegado

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Figura 2|

Bisel en V

Bisel en media V

que tengan propiedades similares o superiores a las del metal base y además que permitan bajo nivel de hidrogeno difusible para evitar riesgos a fisuración en frío [1,2,3].

La elección del proceso de soldadura a utilizar en muchos casos esta limitado al acceso disponible para realizar la unión, es así que si bien la tendencia es el uso de procesos de soldadura con alambre continuo y bajo protección gaseosa la soldadura manual con electrodo revestido sigue siendo utilizada.

Los requisitos de fabricación de estructuras soldadas de aceros al carbono y baja aleación deben cumplir el Código AWS D1.1. (Structural Welding Code) [4] el cual permite establecer condiciones mínimas de soldaduras seguras.

Un punto clave en el desarrollo de un procedimiento de soldadura es establecer la temperatura de precalentamiento óptima que permita generar una unión sin tratamientos térmicos post soldadura posteriores y conservando buena tenacidad en la junta soldada. La determinación de la temperatura de precalentamiento se basa en el análisis de la soldabilidad del metal base, espesores involucrados, nivel de tensiones e hidrógeno difusible asociado al proceso de soldadura. [5]

Los aceros de alta resistencia requieren el uso de procesos de bajo hidrógeno ya que la composición química involucrada hace que el hidrógeno pueda permanecer en el metal de soldadura o en la ZAC en función de la temperatura de transformación austenitica. [6]

La realización de ensayos de fisuración en frío como método experimental para establecer la temperatura de precalentamiento permite verificar experimentalmente la adecuada selección de la misma.

En este trabajo se analizó la soldabilidad de un acero estructural de bajo carbono y baja aleación templado y revenido para lo cual previo a la misma se realiza un ensayo de fisuración en frío que evalúa el

comportamiento del metal de soldadura, posteriormente se realizan ensayos mecánicos que permiten caracterizar adecuadamente la unión.

2. Procedimiento Experimental2.1. ENSAYO DE FISURACION EN FRIO “BEAD BEND TEST”Este ensayo busca reproducir las condiciones reales a la que está sometida la unión soldada, fue propuesto por el International Institute of Welding [7] para la evaluación de la susceptibilidad a la fisuración por hidrógeno de soldaduras en multipasadas. Consiste en realizar la unión de dos chapas siguiendo el procedimiento de soldadura que se va a usar en producción, las chapas se sujetan a un dispositivo que le confiere una alta restricción, no está previsto la realización de juntas en “X” ya que eso implicaría liberar tensiones de soldadura, por lo que se utilizaron dos diseños de juntas en “V” y en “simple V”. Una vez terminada la soldadura, y luego de 24hs desde la realización del ensayo se realiza un deshidrogenado a 250 °C durante 16 hs y posteriormente se extrae una probeta para ensayo de plegado longitudinal en la zona correspondiente a la parte central del metal de soldadura.

Se prepara mediante pulido la superficie soldada y se ensaya esta probeta. La Figura 1 muestra la secuencia de este ensayo.

Para la elección de la temperatura de precalentamiento se recurre a lo indicado en los códigos de construcción, los cuales varían entre 70 y 200 °C, la temperatura utilizada en el proceso SMAW es menor a la seleccionada para el proceso FCAW, en el primero se utilizan 90 °C y en el segundo utilizamos 150 °C.

2.2. Caracterización de las SoldadurasLas tablas 1 y 2 muestran la composición química y las propiedades mecánicas de aceros utilizados.

Las soldaduras se realizaron en chapas de dos espesores con un diseño de junta en “X”, el consumible utilizado fue un electrodo que responde a la Norma AWS A5.5 E11018-M de 3,25 mm de

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diámetro, el aporte térmico varió de 0,93 a 2,4 KJ/mm, el mayor aporte se dio en la raíz de la soldadura la cual fue revenida por pasadas posteriores.

Posteriormente a la soldadura se realizan los ensayos no destructivos y mecánicos requeridos por el código AWS D1.1

3. Resultados y discusión3.1. Ensayo de Fisuración en Frío “BEAD BEND TEST”La Figura 2 muestra las probetas ensayadas, las cuales no presentaron fisuras, la temperatura seleccionada de 90 °C es inferior a la utilizada en le proceso FCAW, en el cual las fisuras se observaban en el metal de soldadura, esto puede deberse a que en el proceso SMAW el metal de soldadura presenta menor nivel de elementos de aleación lo que lo hace químicamente compatible con el metal base.

La Tabla 3 muestra el resultado de la composición química del metal de soldadura en todas las probetas ensayadas, se muestra además el valor de los parámetros Pcm y Ceq. La medición se realizó en la zona superior e inferior del metal de soldadura, los valores obtenidos fueron similares. Se observa, comparándolo con el metal base, menor valor de carbono y mayor de manganeso y níquel lo que genera menor valor del parámetro Pcm y mayor de Ceq, el mayor nivel de níquel del metal de soldadura como elemento de aleación tiene como objetivo mejorar la tenacidad del mismo [8]. El metal de aporte generado con el proceso FCAW presentó mayor nivel de elementos de aleación lo que se tradujo

en valores de Ceq muy superiores, (Ceq=0,61) con un metal de soldadura más comprometido en su resistencia a la fisuración en frío [9].

3.2. Ensayos en las Probetas SoldadasLos ensayos de tracción y plegado realizados en las probetas soldadas superaron los requisitos del código AWS D1.1, lo que indicaría que la temperatura de precalentamiento utilizada fue apropiada.

Acero ComposiciónQuímica Ceq Pcm [%] [ppm] C Mn Si P S Al nb V Ti Cr Mo ni B n

A514-GrB 0,17 0,86 0,28 0,022 0,004 0,035 3E-04 0,041 0,022 0,53 0,21 0,02 20 70 0,471 0,2762

Ceq: carbono equivalente; Pcm: parámetro de fisuración

Tabla3-Análisisquímicodelmetaldesoldadura

Acero rT LF A CVn (MPa) (MPa) (%) (-20°C-j)

A514GrB 837 773 20 143

Tabla2-Propiedadesmecánicasdelmetalbase

Tabla1-Composiciónquímicadelmetalbase

Elementos 514-S-25 514-S-19 514-36-S-25

% C 0,064 0,062 0,062 % Mn 1,71 1,61 1,93 %Si 0,458 0,394 0,57 %P 0,001 0,006 0,001 %S 0,009 0,013 0,006 %Al 0,004 0,004 0,006 %nb 0,003 0,003 0,003 %V 0,014 0,001 0,007 %Ti 0,009 0,008 0,011 %Cr 0,308 0,278 0,268 %Cu 0,040 0,061 0,054 %Mo 0,27 0,24 0,247 %ni 1,63 1,65 1,73 Ceq 0,58 0,55 0,61

Pcm 0,23 0,22 0,24

y ensayos de Charpy V en el metal de soldadura, caracterización metalográfica y barrido de dureza Vickers con 1 Kg de carga en líneas superior e inferior.

Con fines comparativos se realiza una probeta de la unión del acero ASTM A514 GrB y ASTM A36.

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Tabla4.resultadosdelensayodeCharpyV

La Figura 3 muestra los resultados de barrido de dureza en las líneas superior e inferior, obsérvese que en la ZAC se aprecian valores importantes de alrededor de HV1 400 los que se presentan en la zona de grano crecido no afectada por ciclos de calentamiento posteriores. Si bien esta región podría producir una pérdida de ductilidad en la soldadura, la misma no fue evidenciada en los ensayos de plegado realizados.

El metal de soldadura que, como vimos, muestra un valor de Ceq levemente superior los valores de dureza en la zona central son levemente inferiores al metal base, la zona de mayor dilución entre el metal de aporte y el metal base muestra regiones con una variación de dureza muy marcada, la probeta soldada en el acero al carbono muestra claramente las diferencias de dureza y el efecto de la dilución.

Los ensayos de Charpy V se realizaron con la entalla ubicada en la zona central del metal de soldadura, una de las probetas se ensayó a -20 °C y el resto a temperatura ambiente y -20 °C, los valores de energía

obtenidos se muestran en la Tabla 4. Las superficies de fractura de estas probetas se observaron posteriormente en un microscopio electrónico de barrido en la zona de inicio de la fractura. Las fracturas a -20 °C presentan un frente mixto con regiones mayoritarias de dimples y algunas indicaciones de clivaje, lo que podría indicar que a esta temperatura el metal de soldadura se encuentra en la zona de transición cercana al umbral superior de tenacidad. La probeta de menor espesor presentó en promedio el valor de tenacidad más bajo. El valor de energía absorbida del metal base a esta temperatura fue de 143 J.

La caracterización metalográfica mostró en el metal base una microestructura de bainita, en la ZAC de alta dureza se observa la presencia de martensita, cercana a esta fase se observa bainita revenida y posteriormente en la zona calentada en el rango intercrítico de

Probeta 24°C -20°C

514-S-25 71-90-85 82

514-S-19 95-100-97 73-79-59 97* 70*

514-36-S-25 126-126-126 96-92-90 126* 92*

Figura 3| Barrido de dureza Vickers en probeta transversal

Dur

eza

(HV

1)

Dur

eza

(HV

1)

Dur

eza

(HV

1)

Dur

eza

(HV

1)

Dur

eza

(HV

1)

Dur

eza

(HV

1)

(a) 514-S-25

(b) 514-S-19

(c) 514-36-S-25

Línea InferiorLínea Superior

Línea InferiorLínea Superior

Línea InferiorLínea Superior

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temperaturas se observa ferrita con carburos agrupados.

El seguimiento de la ZAC paralelo a la línea de fusión no mostró la presencia de martensita y tampoco se detectaron regiones de dureza elevada. Las regiones de martensita observadas se asocian a una secuencia de apilamiento de las pasadas inapropiado, es por ello que deberá revisarse la secuencia a fin de lograr menores valores de dureza en la ZAC. Si bien se observó un crecimiento de grano en la ZAC el mismo no fue excesivo ello es debido a que los mecanismos de endurecimiento del metal base y el bajo aporte térmico del proceso SMAW no favorecen el crecimiento de grano.

4. ConclusionesEl trabajo realizado permitió la aplicación de un ensayo de fisuración en frío que considera el comportamiento del metal de soldadura principalmente.

Las experiencias se realizaron a 90 °C que es una temperatura inferior a la utilizada en el proceso FCAW la cual fue de 150 °C, mostrando resultados adecuados en todos los ensayos realizados. Una menor temperatura de precalentamiento es preferida durante la ejecución de las soldaduras.Esta disminución en la temperatura de

precalentamiento fue posible debido a que la metalurgia del metal de soldadura en el proceso SMAW se basa en la utilización de mecanismos de endurecimiento de bajo carbono, alto manganeso, níquel y elementos que favorecen la presencia de ferrita acicular. En el proceso FCAW el metal de soldadura presentaba mayor nivel de Carbono con una microestructura martensítica.

Si bien las probetas soldadas a 90 °C superaron los ensayos realizados se observó una dureza elevada en la ZAC donde se encontró martensita sin revenir. Esta martensita no afectó los ensayos de plegado y podría ser evitada con una secuencia apropiada de apilamiento de pasadas de modo de revenir la misma, como ocurre en las otras regiones de la ZAC.

En el momento de realizar el procedimiento de soldadura deberá analizarse la composición química del metal de soldadura y su comportamiento a la fisuración en frío. Aportes más aleados con una metalurgia basada en la transformación martensítica requieren mayor precalentamiento lo cual no está contemplado en los códigos de construcción.

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5. H.Quesada, M. Zalazar – Métodos para calcular el precalentamiento en uniones soldadas – 2002- (Cuaderno de Facultad de Ingeniería )

6. Cweik, J. “Hydrogen delayed cracking of high-strength weldable steels”, Advances in Material Science, vol. 5, No. 1 (6), march 2005. (paper)

7. M. Fiedler, H. Königshofer, J. Fischer, G. Posch, W. Berger. Investigation of HAC- susceptibility of multi- layer welds with the “BEAD BEND TEST” Procedure and examples.. 1566, Austria : IIW, 2005. (Paper)

8. Surian, E.S.; Ramini, N.M.; De Vedia L.A. “Influence of Molybdenum on Ferritic High-Strength SMAW All-Weld Metal Properties”. Welding Journal, 84 (4), 53-s a 62-s, 2005. (Paper)

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