Aceros de alta resistencia

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Edición de Noviembre del 2008

¡El grupo de soldadura número 1 en las naciones hispanohablantes!

INTRODUCCION

En la medida que se descubría la influencia del carbono y otros elementos químicos, en las aleaciones de acero, se inventaban nuevas combinaciones de estas aleaciones dirigidas a labores cada vez más específicas de construcción o fabricación.

Dentro de la gama de aceros al carbono que se comercializan en el mercado; son los Aceros de Baja Aleación Tratados Térmicamente (HTLA) y los Aceros de Alta Resistencia y Baja Aleación (HSLA High Strength Low Alloy) como dos grupos que cada día más se utilizan para la fabricación/construcción de equipos, elementos e instalaciones soldadas.

DEFINICIONES BASICAS

Aceros HTLA:

Son aleaciones de una alta templabilidad, con cantidades de carbono entre 0.25 y 0.4%, también aleados con V, Ni, Mo y Cr los cuales les generan interesantes cualidades mecánicas.

Aceros HSLA:

También denominados microaleados, contienen menos del 0,1% de elementos aleantes tales como: Nb, Cr, Zr, V, Mo, P, N, Ti, con los cuales se logra generar unas características de gran resistencia mecánica y a la corrosión.

APLICACIONES BASICAS

Estos aceros se utilizan en la fabricación de elementos de máquinas y, en el caso de necesitar operaciones de soldeo estos se suelen soldar en estado de recocido y posteriormente dichas piezas se someten a tratamientos térmicos de templado y revenido.

Algunos de los elementos fabricados/construidos con estos aceros son: Estructuras, Barcos, Grúas y Equipo Pesado y Tuberías para oleoductos.

Sobre estos tipos de acero nos compartirán los expertos en esta ocasión.

Mikayah Lévi

LOS ACEROS DE ALTA RESISTENCIA Y BAJA ALEACION

2:


PROPIEDADES MECANICAS Y SOLDABILIDAD DE LOS ACEROS DE BAJA ALEACION PARA TRATAMIENTO TERMICO (HTLA)

Resumen

En la actualidad, con frecuencia se recurre a aceros especiales de alta resistencia para aplicaciones de ingeniería en que se requieren aleaciones metálicas capaces de soportar exigentes solicitaciones externas. Dentro de las aleaciones metálicas que pueden ser empleadas para las mencionadas aplicaciones, en la industria se dispone, entre otros, de los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (HTLA), que en muchas ocasiones responden a los rangos deseados para propiedades mecánicas tales como la resistencia a rotura, límite elástico, dureza y tenacidad. De acuerdo con el carácter formativo del presente trabajo, se describen las características esenciales de este tipo de aceros de alta resistencia y los valores típicos que corresponden a sus propiedades mecánicas, además de las recomendaciones que se deben atender durante el proceso de soldeo y los tratamientos térmicos que favorecen la calidad de las uniones soldadas.

Palabras clave: Alta resistencia; Aceros HTLA; Baja aleación; Tratamiento térmico; Soldabilidad

1. Introducción

Dentro del conjunto de los aceros de alta resistencia, los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (también referidos como aceros HTLA según las siglas que proceden de su acepción inglesa) aglutinan una serie de aleaciones metálicas que tienen en común la limitación a un contenido de carbono comprendido entre el 0,25 y 0,50% y no superior al 5% para los restantes elementos de aleación. Se trata de materiales de ingeniería con elevadas prestaciones en términos de propiedades mecánicas tales como la resistencia a tracción, dureza y ductilidad, por lo que son de gran utilidad para numerosas aplicaciones industriales [1-3].

En relación con el soldeo de los aceros especiales de alta resistencia (dentro de los cuales se encuentran los aceros HTLA), en los últimos años se han llevado numerosos trabajos dirigidos a esclarecer las propiedades mecánicas de las uniones soldadas, entre los cuales cabe destacar los desarrollados por S. Ravi et al. [4], I.H. Brown [5], Y. Shi y Z. Han [6] y J. Vojvodic Tuma y A. Sedmak [7]. Los autores S. Ravi et al. [4] llevaron a cabo el estudio de la propagación de grietas en piezas obtenidas mediante soldadura por arco con electrodo revestido, mientras que M. Rakin et al. [8] presentaron un modelo numérico para la predicción de la vida a fatiga a partir de la distribución de tensiones originada en la zona de unión.

Los estudios realizados por J. Vojvodic Tuma y A. Sedmak [7] y G. Magudeeswaran et al. [9] fueron también dedicados a la deducción de la resistencia a fatiga en las uniones soldadas, incluyendo el efecto de los valores seleccionados para los parámetros del proceso. De acuerdo con los resultados obtenidos por J. Vojvodic Tuma y A. Sedmak [7], el fallo por fatiga se ve favorecido por la aparición de zonas frágiles localizadas (LBZ), que a su vez pueden ser provocadas por la interacción entre la malla de metal soldado y las regiones metálicas de diferente composición. La presencia de zonas con mayor susceptibilidad a la fractura puede ser atribuida a la elevación de temperatura a causa de los sucesivos cordones efectuados durante la soldadura multipase.

En el trabajo de Y. Shi y Z. Han [6] se aborda la influencia de la velocidad de enfriamiento sobre la tenacidad resultante, y sobre la composición cristalina de la zona de unión y la zona afectada térmicamente, mientras que I.H. Brown [5] analiza la aparición de grietas por contracción como consecuencia de la microsegregación de los elementos constituyentes de la aleación metálica, y A. Lambert-Perlade et al. [10] se centra en los mecanismos involucrados en el cambio de fase desde la composición inicial de austeníta hasta la formación de bainíta.

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En este trabajo se detallan las características esenciales de los aceros HTLA, incluyendo las designaciones comprendidas dentro de este grupo de aleaciones metálicas y los valores típicos que corresponden a las propiedades mecánicas alcanzables. Una vez definidos los aspectos comunes a los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (o aceros HTLA), se proporcionan recomendaciones técnicas acerca de los métodos de soldeo que pueden ser empleados, y a continuación se definen los criterios que se deben contemplar durante el precalentamiento y tratamiento térmico post-soldadura, con el fin de minimizar el riesgo de grietas en la unión soldada.

2. Principales características de los aceros HTLA

Como ha sido comentado anteriormente, los aceros identificados por las siglas inglesas HTLA constituyen uno de los grupos de aceros especiales de alta resistencia que son utilizados con frecuencia en la industria, junto con otros tipos de aleaciones metálicas como son, a modo de ejemplo, los denominados aceros HSLA y los aceros de bajo contenido de carbono y ultra alta resistencia, que comparten con los primeros una composición con reducido contenido de carbono y exigentes niveles de propiedades mecánicas.

Los aceros de bajo contenido de carbono y alta resistencia (o bien aceros HSLA) poseen un contenido de carbono inferior al 0,2% y un contenido total de elementos de aleación inferior al 2%. No obstante, las designaciones contenidas en este grupo de aceros se establecen fundamentalmente en función de los valores alcanzados por sus propiedades mecánicas, en lugar de atendiendo a la composición química que presentan. Dentro de ellos se encuentran los aceros que responden a designaciones tales como A 242, A 440, A 441, A 572, A 588, A 606, A 607, A 618, A 633, A 656, A 690, A 710 y A 715, los cuales proporcionan una resistencia a tracción comprendida entre 415 y 655 MPa y una tensión de fluencia entre 275 y 550 MPa.

Por otra parte, los aceros de bajo contenido de carbono y ultra alta resistencia suelen ser también seleccionados para aplicaciones estructurales en que se necesita una resistencia a tracción mínima de 1380 MPa, una tensión de fluencia mínima de 1240 MPa y unos elevados niveles de tenacidad. Dentro de este grupo se incluyen aceros de níquel-cromo-molibdeno-vanadio, aceros de níquel-cobalto y un 5% de los aceros de cromo-molibdeno-vanadio, como son entre otros los que vienen dados por las designaciones AMS 6434, 300M, D-6A, H11 MOD, H13, HP 9-4-20 y HY-180.

A diferencia de las aleaciones metálicas anteriores, la acepción de aceros de baja aleación para tratamiento térmico (HTLA) hace referencia a aceros de alta resistencia con contenido medio de carbono templados y revenidos, los cuales se caracterizan por un contenido de entre el 0,25 y 0,50% de carbono y de hasta el 5% de la totalidad de elementos de aleación. El tratamiento de temple que se aplica a estos aceros persigue el objetivo de dar lugar a una estructura martensítica, si bien el revenido posterior tiene la misión de propiciar los niveles requeridos para propiedades mecánicas como son la resistencia a la tracción, dureza y tenacidad.

Dentro del grupo de aceros que se identifican mediante las siglas HTLA, se encuentran aceros tales como el AISI 1330, AISI 4028, AISI 4130, AISI 4150, AISI 4320, AISI 4340, AISI 4620, AISI 5120, AISI 6150, AISI 8620 y AISI 8640. Como consecuencia de los elevados valores de dureza que se obtienen en este tipo de aleaciones metálicas, normalmente se aplican tratamientos de precalentamiento cuando se procede al soldeo de aceros en condición de temple y revenido, y es necesario proceder al control de la cantidad de hidrógeno que accede al baño de fusión con el propósito de minimizar el riesgo de grietas.

En la Tabla 1 se ilustra la composición química de algunos de los aceros que suelen ser enmarcados dentro de este grupo de aceros de alta resistencia, mientras que la Tabla 2 recoge los valores asumidos para las temperaturas asociadas al tratamiento térmico de estos materiales de ingeniería, incluyendo las temperaturas habitualmente

4:


necesarias para el temple, revenido y alivio de tensiones. Asimismo, en las Tablas 3 y 4 se muestran los niveles que pueden ser alcanzados en propiedades mecánicas tales como la resistencia a tracción, dureza y ductilidad del metal base, en función de las condiciones seleccionadas para el tratamiento térmico de revenido.

Tabla 1. Composición química de los principales aceros HTLA

Designación del

metal base

Composición (% en peso)

C Mn Si Cr Ni Mo V

AISI 1330 0,28-0,33 1,60-1,90 0,15-0,30 ― ― ― ―

“ 1340 0,38-0,43 “ “ ― ― ― ―

“ 4023 0,20-0,25 0,70-0,90 “ ― ― 0,20-0,30 ―

“ 4028 0,25-0,30 “ “ ― ― “ ―

“ 4047 0,45-0,50 “ “ ― ― “ ―

“ 4118 0,18-0,23 “ “ 0,40-0,60 ― 0,08-0,15 ―

“ 4130 0,28-0,33 0,40-0,60 “ 0,80-1,10 ― 0,15-0,25 ―

“ 4140 0,38-0,43 0,75-1,00 “ “ ― “ ―

“ 4150 0,48-0,53 “ “ “ ― “ ―

“ 4320 0,17-0,22 0,45-0,65 “ 0,40-0,60 1,65-2,00 0,20-0,30 ―

“ 4340 0,38-0,43 0,60-0,80 “ 0,70-0,90 “ “ ―

“ 4620 0,17-0,22 0,45-0,65 “ ― “ “ ―

“ 5120 “ 0,70-0,90 “ 0,70-0,90 ― ― ―

“ 5145 0,40-0,48 “ “ “ ― ― ―

“ 6150 0,48-0,53 “ 0,20-0,35 0,80-1,10 ― ― 0,15-0,25

“ 8620 0,18-0,33 “ 0,15-0,30 0,40-0,60 0,40-0,70 0,15-0,25 ―

“ 8630 0,28-0,33 “ “ “ “ “ ―

“ 8640 0,38-0,43 “ “ “ “ “ ―

En ciertas ocasiones puede resultar aconsejable efectuar el proceso en condiciones de recocido o sobre-revenido, siempre que esto sea posible de acuerdo con los requisitos de diseño de la unión soldada. Sin embargo, en la práctica habitual se suele recurrir al mantenimiento de un valor adecuado de temperatura de precalentamiento y de interpase, seguido de un tratamiento térmico post-soldadura con el fin de aliviar las tensiones resultantes en la zona de unión y la zona afectada térmicamente (ZAT).

5:


Tabla 2. Valores típicos de temperaturas para el tratamiento térmico de los aceros HTLA

Designación del acero

Temperatura de

normalizado (ºC)

Temperatura de recocido

(ºC)

Temperatura de temple

(ºC)

Temperatura de revenido

(ºC)

Temperatura de alivio de tensiones

(ºC)

AISI 4130 870-925 830-870 845-870 (1) 200-700 650-675

“ “ “ “ 860-885 (2) “ “

“ 4140 870-900 830-870 840-870 (2) 175-230 650-675

“ 4340 870-925 830-860 800-830 (2) 455-650 650-675

“ 6150 870-955 830-860 845-900 (2) 200-650 650-675

“ 8640 870-925 845-870 815-845 (2) 200-650 650-675

(1) Temple en agua

(2) Temple en aceite

Normalmente se recomienda el empleo de temperaturas de precalentamiento y de interpase con valores iguales o superiores a 315 °C, y se pretende conseguir la formación de bainíta en lugar de martensíta a partir de los cristales que inicialmente se encuentran en forma de austeníta, para lo cual es necesario efectuar el control de la velocidad de enfriamiento. Para facilitar la obtención de la microestructura deseada, en muchas ocasiones se aconseja la utilización de metal de aporte con bajo contenido de carbono y de elementos de aleación.

Con el propósito de disminuir la susceptibilidad de la unión soldada a la formación de grietas laminares, suele resultar recomendable tratar de reducir la presencia de hidrógeno en el baño de fusión, así como el contenido de fósforo y azufre en el metal de aporte, puesto que las inclusiones de compuestos de bajo punto de fusión como estos últimos favorecen la aparición de este tipo de grietas.

Tabla 3. Propiedades mecánicas de los principales aceros HTLA


Temperatura de revenido

(ºC)

Propiedades mecánicas

Ductilidad Límite elástico (MPa)

Dureza (MPa)

Resistencia a tracción

(MPa)

AISI 1340 (2) 205 0,08-0,14 1430-1755 4550-5550 1625-1990

425 0,11-0,17 1035-1270 3400-4150 1130-1395

650 0,17-0,27 555-690 2300-2800 720-880

“ 4130 (1) 205 0,08-0,12 1315-1610 4200-5150 1450-1770

425 0,10-0,16 1070-1315 3450-4200 1150-1410

650 0,17-0,27 630-775 2250-2750 730-895

6:


“ 4140 (2) 205 0,06-0,10 1475-1810 4550-5650 1595-1950

425 0,10-0,16 1020-1255 3350-4100 1120-1375

650 0,17-0,27 595-715 2100-2600 680-840

“ 4150 (2) 205 0,08-0,12 1550-1900 4750-5850 1740-2120

425 0,09-0,15 1240-1520 3950-4850 1360-1675

650 0,15-0,23 755-925 2650-2350 860-1055

“ 4340 (2) 205 0,08-0,12 1505-1845 4650-5750 1580-2065

425 0,08-0,12 1230-1500 3850-4750 1320-1620

650 0,15-0,23 770-940 2550-3150 865-1065

“ 6150 (2) 205 0,06-0,10 1520-1860 4825-5925 1735-2125

425 0,08-0,12 1195-1465 3775-4625 1290-1585

650 0,13-0,21 755-925 2525-3125 850-1040

“ 8630 (2) 205 0,07-0,11 1350-1655 4150-5150 1475-1805

425 0,10-0,16 1050-1295 3400-4150 1145-1410

650 0,18-0,28 620-760 2200-2700 690-855

“ 8640 (2) 205 0,08-0,12 1500-1840 4550-5550 1670-2055

425 0,09-0,15 1165-1430 3600-4425 1240-1520

650 0,16-0,24 720-880 2550-3150 805-990

(1) Temple en agua

(2) Temple en aceite

La Figura 1 representa las variaciones que se ponen de manifiesto en las propiedades mecánicas de los aceros que son objeto de este trabajo, dependiendo de la temperatura seleccionada para la realización del tratamiento de revenido. Las curvas que aparecen en esta tabla corresponden al caso particular de un acero AISI 4340, y en ellas se observa una notable influencia de la temperatura de revenido sobre los valores resultantes para propiedades mecánicas tales como la resistencia a tracción, tensión de fluencia, dureza y elongación del metal base.

3. Recomendaciones para el proceso de soldeo

Con independencia del método seleccionado para la soldadura de estos aceros, en general se debe prestar especial atención a la susceptibilidad de estas aleaciones metálicas a la aparición de grietas derivadas del hidrógeno atrapado en el baño de fusión. Por ese motivo, es necesario hacer uso en cada caso de las técnicas de unión por soldadura y el metal de aporte que permitan reducir la cantidad de hidrógeno existente en la zona de unión. En esta sección se recogen algunas indicaciones acerca de los métodos de soldeo que pueden ser empleados y las características que han de ser exigidas al metal de aporte.

7:


3.1. Técnicas de soldadura adecuadas

Para el soldeo de los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (o también denominados aceros HTLA), en principio no se requiere el empleo de tecnologías específicas para asegurar la calidad de las uniones resultantes, si bien se debe atender a algunos criterios generales como es el mantenimiento de las temperaturas de precalentamiento y de interpase requeridas, minimizar el contenido de hidrógeno en la zona de unión (en especial para temperaturas de precalentamiento inferiores a 205 °C) y, al concluir el proceso de soldeo, proceder de manera automática a la aplicación del tratamiento térmico post-soldadura recomendado (manteniendo la temperatura de precalentamiento hasta el comienzo del tratamiento térmico post-soldadura).

Al margen de las características particulares de las distintas aleaciones metálicas que forman parte de los aceros de baja aleación para tratamiento térmico, se puede recurrir en general a cualquiera de los métodos de soldadura por arco que se utilizan en la industria, como son la soldadura con electrodo revestido (SMAW), por arco sumergido (SAW), con gas de protección (GMAW y GTAW) y con núcleo fundente (FCAW). No obstante, con la finalidad de reducir el riesgo de grietas y poros, se debe cuidar la limpieza del metal base, del metal de aporte y de la totalidad de los útiles empleados.

Los métodos de soldadura por arco con gas de protección –y dentro de estos últimos sobre todo la soldadura GTAW– son más aconsejables para aplicaciones con especiales limitaciones, ya que permiten originar piezas soldadas con menor contenido de hidrógeno, si bien se hace uso igualmente de otros procesos de soldeo por arco como la soldadura SMAW a causa de la mayor versatilidad del proceso, sencillez de los equipos y variedad de electrodos disponibles. La soldadura SAW es empleada principalmente cuando se requiere el tratamiento de temple y revenido tras la unión por soldadura, mientras que se puede recurrir a la soldadura FCAW cuando el metal de aporte debe permitir un tratamiento térmico similar a los aceros de baja aleación con contenido medio de carbono.

Para reducir el riesgo de grietas por contracción durante el proceso de soldeo, en general se recomienda contemplar niveles medios o moderados de energía aportada. La generación de elevados niveles de calor puede dar lugar a la aparición de grietas en la zona de unión y la zona afectada térmicamente (ZAT) durante la fase de solidificación. Por otra parte, en estas condiciones se suele propiciar la obtención de una mayor extensión de la ZAT, y el metal de esta región puede presentar un mayor crecimiento de grano y la pérdida de ductilidad.

3.2. Selección del metal de aporte

En operaciones de soldadura por arco con electrodo revestido (SMAW), como criterio de referencia se deben emplear electrodos con bajo contenido de hidrógeno, para minimizar la probabilidad de provocar grietas derivadas del hidrógeno atrapado. En la Tabla 4 se indican los electrodos con recubrimientos de aceros con bajo contenido de carbono y de elementos de aleación que pueden ser utilizados cuando no es necesario ajustarse a las propiedades

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mecánicas del metal base en condición de temple y revenido. Los mencionados electrodos pueden contar con uno o varios elementos principales de aleación, y en todos estos casos son de bajo contenido de carbono con el fin de reducir el riesgo de grietas en la zona de unión y la ZAT.

Además de los materiales de aporte que se recogen en esta tabla, puede resultar aconsejable la aplicación de electrodos con recubrimientos de aceros al carbono con bajo contenido de hidrógeno, en las ocasiones en que no resulta imprescindible que la dureza y resistencia de la soldadura sea totalmente similar a la del metal base. Asimismo, se puede utilizar material de aporte no tratable térmicamente cuando se realiza el proceso de unión en condición de temple, y no es posible el recocido o sobre-revenido de las piezas de partida antes del soldeo. En este caso se suelen recomendar electrodos constituidos por aceros inoxidables tales como el ANSI/AWS A5.4 E309 (25Cr-12Ni), E310 (25Cr-20Ni) y E312 (29Cr-9Ni), o bien por aleaciones de níquel tales como la ANSI/AWS A5.11 ENiCrFe-2 y ENiCrFe-3.

En las uniones obtenidas mediante soldadura por arco sumergido (SAW), se suele hacer uso de fundentes neutros o básicos para mejorar la tenacidad de la zona de unión, aunque se alcanzan menores valores de esta propiedad del material en relación con las piezas sometidas a soldadura GTAW. Los electrodos y fundentes recomendados dependerán de los parámetros de soldeo, el tratamiento térmico que ha de ser aplicado y las propiedades mecánicas que se persiguen.

Tabla 4. Electrodos recomendados para la soldadura SMAW de aceros HTLA

Designación del metal base Clasificación del electrodo

AISI 1330 E7018

“ 4023, 4028, 4118, 4320, 8620 E7018-A1

“ 4620 E8016-C1

“ 5120 E8016-B2

“ 5145 E9016-B3

“ 1340, 4047, 4130 E10016-D2

“ 8630 E11018-M

“ 4140, 4150, 4340, 4640, 8640 E12018-M

Los electrodos adoptados para la soldadura con gas de protección (GTAW y GMAW), en principio deben presentar el menor contenido posible de fósforo y azufre, y en muchas ocasiones es preferible además un bajo contenido de carbono, ya que de este modo se mejora la ductilidad de la unión soldada. A modo de ejemplo, en la Tabla 5 se muestran los electrodos recomendados para algunos aceros HTLA en condición de temple y revenido, así como los valores típicos de las propiedades metálicas que pueden ser alcanzadas. En condiciones que no suponen imprescindible el empleo de metal de aporte tratable térmicamente mediante temple y revenido, es posible seleccionar asimismo electrodos de acero al carbono tales como el ANSI/AWS A5.18 y electrodos de acero de baja aleación como es el ANSI/AWS A5.28.

9:


Tabla 5. Propiedades mecánicas típicas de uniones obtenidas mediante la soldadura por arco de aceros de baja aleación templados y revenidos

Proceso de soldeo y

designación del metal base

Espesor del metal

base (mm)

Metal de

aporte

Tempera-tura de

revenido (ºC)

Resistencia a tracción del metal base

(MPa)

Zona de unión

Resistencia a tracción

(MPa)

Tensión de

fluencia (MPa)

Elongación para 50,8 mm (%)

Soldadura GMAW

AISI 4130 6,35 (1) 510 1170 1170 1145 7

“ 4140 12,7 4140 480 1310 1305 1225 8 (5)

“ 4340 25,4 4340 510 1310 1307 1251 11

(2) 510 1310 1320 1224 8

Soldadura GTAW

“ 4335V 6,35 4340 205 1785 1760 1530 9

“ D6 2,36 (3) 315 1895 1860 1635 6 (5)

D6 315 1825 1780 1505 6

“ D6 12,7 (4) 540 1585 1545 1425 7

(1) Composición del electrodo: 0,18 C-1,50 Mn-0,44 Si-1,2 Ni-0,34 Mo-0,65 Cr

(2) Composición del electrodo: 0,25 C-1,17 Mn-0,65 Si-1,8 Ni-0,80 Mo-1,17 Cr-0,21 V

(3) Composición del electrodo: 0,25 C-0,28 Mn 0,03 Si-1,29 Mo-0,98 Cr-0,56 V

(4) Composición del electrodo: 0,25 C-0,55 Mn-0,65 Si-0,50 Si-1,25 Cr-0,30 V

(5) Elongación para 25 mm de longitud de probeta

Por último, en función del acero que se pretenda someter a la unión por soldadura, en el caso de los procesos FCAW se deben seleccionar electrodos con composiciones especiales. A título ilustrativo, para el soldeo del acero AISI 4130 se puede hacer uso de electrodos especiales con una composición de 0,15% C, 1,50-1,70% Mn, 0,50-0,60% Si, 0,60-0,80% Cr y 0,60-0,90% Mo, puesto que de este modo es posible alcanzar una resistencia semejante a la que corresponde a este acero en condición de temple y revenido. Cuando no resulte necesario disponer de un metal de aporte tratable térmicamente tras el proceso de soldadura, se pueden emplear por ejemplo electrodos de acero al carbono ANSI/AWS A5.20, o bien de acero de baja aleación ANSI/AWS A5.29.

4. Soldabilidad de los aceros HTLA

En esta sección se describen las medidas aconsejadas para asegurar la calidad de las uniones soldadas en relación con las condiciones requeridas para el precalentamiento y tratamiento térmico post-soldadura. Dependiendo del contenido de carbono y de elementos de aleación que corresponda al acero empleado, se proporcionan diferentes

10:


recomendaciones acerca de las temperaturas que se ha de asumir para el precalentamiento del metal base y el modo en que debe ser efectuado el tratamiento térmico post-soldadura.

4.1. Precalentamiento del metal base

Durante la soldadura de aceros de baja aleación, la microestructura resultante en las piezas unidas se ve fuertemente afectada por el contenido de carbono y de elementos de aleación. En realidad, el contenido de carbono y de elementos de aleación existente en el metal base no sólo influye sobre la estructura cristalina y las propiedades mecánicas que pueden ser alcanzadas, sino también sobre la posible aparición de defectos tales como la presencia de grietas.

Con el propósito de reducir el riesgo de grietas en la unión soldada, habitualmente se aconseja el empleo de tratamientos de precalentamiento, si bien los valores de temperatura de precalentamiento y de interpase dependerán del contenido de carbono y de elementos de aleación en el metal base y el metal de aporte, la condición de tratamiento térmico previa al proceso de soldeo, el espesor que corresponda a las piezas de partida, las restricciones existentes en la zona de unión y/o el hidrógeno disponible en el baño de fusión.

En relación con las propiedades mecánicas de las piezas soldadas, la dureza resultante vendrá dada básicamente por la cantidad de martensíta obtenida durante el temple, la cual se ve favorecida por el contenido de carbono del metal base. No obstante, en aceros de baja aleación como son los aceros conocidos por las siglas inglesas HTLA, el enfriamiento rápido hasta la temperatura ambiente puede desencadenar una elevada susceptibilidad a la presencia de grietas, en especial en el caso de los aceros con alto contenido de carbono y de elementos de aleación. Para la minimización del peligro de grietas en la zona de unión y la ZAT, se suele recurrir al precalentamiento del metal base, lo cual hace posible la reducción de las tensiones residuales originadas durante la fase de enfriamiento.

El precalentamiento favorece asimismo la expulsión del hidrógeno que se pueda encontrar en el baño de fusión, y en algunos aceros puede dar lugar a la formación de bainíta, la cual posee una menor dureza que la martensíta y, por tanto, es menos susceptible a la aparición de grietas. Durante la soldadura de aceros con un contenido similar de elementos de aleación, porregla general se ha de elevar la temperatura de precalentamiento a medida que se incrementa el contenido de carbono.

En las Figuras 2 y 3 se muestra el diagrama de transformación isoterma que corresponde a dos de las aleaciones metálicas enmarcadas dentro de los aceros de baja aleación para tratamiento térmico, como son los acero AISI 4340 y 8620, respectivamente. De acuerdo con el diagrama que aparece representado en la Figura 2, para un acero HTLA con alto contenido de carbono y de elementos de aleación como es el acero AISI 4340 se advierte una temperatura de inicio de formación de martensíta (Ms) de alrededor de 290 °C, y para tratar de reducir la probabilidad de que se originen grietas en la zona de unión se puede

11:


promover la generación de bainíta (mezcla de ferrita y cementita que en esta figura se denota por F+C). A partir del diagrama de transformación isoterma que se deduce para el acero AISI 4340, se observa que para una temperatura de interpase de alrededor de 315 °C es necesario un tiempo total de 30 min para la transformación de la austeníta en forma de bainíta, por lo que para este tipo de acero se puede asumir una temperatura de precalentamiento y de interpase de entre 315 y 345 °C, como se indica en la Tabla 6. Sin embargo, cuando estas temperaturas son superiores a 290 °C se suele producir una pequeña capa de óxido sobre la superficie de la unión soldada, lo cual implica unas condiciones incómodas para el desarrollo del proceso y puede llegar a suponer un perjuicio para la calidad de la soldadura.

Cuando se recurre a aceros que se caracterizan por un reducido contenido de carbono y de elementos de aleación, se advierten mayores valores para las temperaturas en que tiene lugar la formación de martensíta, que de acuerdo con la Figura 3 en el caso del acero AISI 8620 tiene comienzo a una temperatura de 405 °C. Como consecuencia de los elevados valores que corresponden a estas temperaturas, para aceros HTLA con bajo contenido de carbono y de elementos de aleación se puede prescindir en algunas ocasiones de la aplicación de una cierta temperatura de precalentamiento y de interpase.

La reducción del contenido de carbono y de elementos de aleación conduce también a una menor templabilidad, y a una menor dureza de la martensíta. Al disponer de unos límites más elevados para el rango de temperaturas de formación de martensíta, el empleo de temperaturas de precalentamiento y de interpase por debajo de este rango favorece el revenido parcial de la martensíta. En la Tabla 6 se muestran los valores recomendados para estas temperaturas en el caso de algunos de los aceros que se abordan en este trabajo. De acuerdo con esta tabla, se aprecian notables diferencias en función de las características metalúrgicas de las distintas aleaciones metálicas pertenecientes a este grupo de aceros especiales.

Tabla 6. Temperatura de precalentamiento para aceros HTLA según el espesor del metal base

Designación del

metal base

Temperatura de precalentamiento (ºC)

t ≤ 13 mm 13-25 mm 25-50 mm

AISI 1330 175-230 205-260 230-290

“ 1340 205-260 260-315 315-370

“ 4023 ≥ 40 95-150 120-170

12:


“ 4028 95-150 120-175 205-260

“ 4047 205-260 230-290 260-315

“ 4118 95-150 175-230 205-260

“ 4130 150-205 205-260 230-290

“ 4140 175-230 230-290 290-345

“ 4150 205-260 260-315 315-370

“ 4320 95-150 175-230 205-260

“ 4340 290-345 315-370 315-370

“ 4620 ≥ 40 95-150 120-175

“ 4640 175-230 205-260 230-290

“ 5120 ≥ 40 95-150 120-175

“ 5145 205-260 230-290 260-315

“ 8620 ≥ 40 95-150 120-175

“ 8630 95-150 120-175 175-230

“ 8640 120-175 175-230 205-260

Tabla 7. Valores típicos de temperaturas de austenización y formación de martensíta para aceros HTLA


Temperatura

de austenización (ºC)

Temperatura de formación de martensíta

Ms (ºC) M50 (ºC) M99 (ºC)

AISI 4130 815-870 380 350 290

“ 4140 845-870 350 290 230

“ 4150 815-845 320 270 210

“ 4340 815-845 290 250 170

“ 8630 830-855 370 340 250

“ 8640 830-855 330 380 210

Para una determinada cantidad de energía aportada y una cierta temperatura de precalentamiento, se obtiene una mayor velocidad de enfriamiento a medida que aumenta el espesor de las piezas de partida. Como consecuencia, cuando se hace uso de aceros con una templabilidad intermedia, el grado en que se completa la formación de martensíta se verá incrementado por el espesor del metal base. Por este motivo, normalmente se aconseja elevar el

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valor que corresponde a la temperatura de precalentamiento cuando se recurre al soldeo de piezas con mayores espesores, como apuntan las temperaturas recogidas en la Tabla 6.

Se pueden asumir valores inferiores a los que aparecen en esta tabla cuando el metal base se encuentra en condición de recocido o sobre-revenido, la zona de unión corresponde a las secciones de menor espesor o menos críticas para la calidad de la soldadura, la técnica de soldeo y metal de aporte seleccionados facilitan la obtención de una baja cantidad de hidrógeno y/o se recurre a un metal de aporte con el menor contenido posible de carbono y de elementos de aleación para las propiedades mecánicas deseadas.

4.2. Tratamiento térmico post-soldadura

Al igual que ha sido descrito anteriormente en relación con el precalentamiento del metal base, los criterios a seguir para el tratamiento térmico post-soldadura dependerán del tipo de acero HTLA seleccionado para la unión por soldadura. Las recomendaciones que han de ser observadas a este respecto, varían fundamentalmente en función de que se recurra a aceros con bajo contenido de carbono y de elementos de aleación, o bien por el contrario estos últimos posean un elevado contenido de carbono y de elementos de aleación. Asimismo, la aplicación de este tratamiento se verá afectada por los valores asumidos para la temperatura de precalentamiento y de interpase.

Cuando se hace uso de aceros HTLA con elevado contenido de carbono y de elementos de aleación (como sucede por ejemplo en el caso del acero AISI 4340), para reducir el riesgo de grietas en la zona de unión y la ZAT, se debe mantener la temperatura de precalentamiento durante la totalidad del tiempo de soldeo y además recurrir de manera automática al tratamiento térmico post-soldadura nada más concluir el proceso de soldadura, sobre todo para aceros especialmente susceptibles de aparición de grietas por contracción. El enfriamiento brusco hasta la temperatura ambiente puede provocar el peligro de grietas en las piezas soldadas, por lo que se debe hacer uso de un tratamiento térmico post-soldadura adecuado con el propósito de ablandar la martensíta.

En comparación con las aleaciones metálicas que acaban de ser comentadas, los aceros con reducido contenido de carbono y de elementos de aleación (dentro de los cuales se encuentra por ejemplo el acero con designación AISI 8630) se caracterizan por una menor probabilidad de formación de grietas. Los valores recomendados para las temperaturas de precalentamiento y de interpase vienen dados por temperaturas iguales o inferiores a las definidas por el rango de temperaturas para la formación de martensíta, comprendido entre los límites establecidos por los valores que corresponden a Ms y M90.

Como se ilustra en la Tabla 7, en los aceros HTLA que cuentan con un bajo contenido de carbono y de elementos de aleación (entre los cuales se enmarca el acero AISI 8630), se advierten temperaturas de formación de martensítasuperiores a las asociadas a aceros con mayores contenidos de carbono y de elementos de aleación (como es por ejemplo el acero AISI 4340), por lo que habitualmente se obtienen soldaduras con tratamiento térmico de revenido, salvo que se aconseje el temple y revenido de la unión soldada.

5. Conclusiones

En este estudio se indican los criterios de soldeo que deben ser atendidos para uno de los grupos de aceros de alta resistencia que son habitualmente empleados en la industria, como son los aceros de baja aleación para tratamiento térmico (o también conocidos como aceros HTLA). En primer lugar se describen las designaciones de las principales aleaciones que pertenecen a este grupo de aceros y las propiedades mecánicas que suelen ser alcanzadas por los mismos, y a continuación se abordan las recomendaciones que deben ser consideradas durante la soldadura de estos materiales de ingeniería, incluyendo las técnicas de soldeo más apropiadas y las

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características exigidas al metal de aporte. Dependiendo del contenido de carbono y de elementos de aleación, es necesario contemplar diferentes criterios en relación a las condiciones que debe satisfacer el metal base, y las temperaturas que han de ser mantenidas durante el precalentamiento y tratamiento térmico post-soldadura.

Referencias

[1] ASM Handbook, Volume 06 - Welding Brazing and Soldering, 6th Edition, ASM International, Metals Park, Ohio, 2001

[2] ASM Handbook, Volume 01 - Properties and Selection: Irons, Steels and High Performance Alloys, 6th Edition, ASM International, Metals Park, Ohio, 2001

[3] PERO-SANZ ELORZ, J.A. Aceros. Metalurgia física, selección y diseño, Cie Dossat 2000, Madrid, 2004.

[4] RAVI, S., BALASUBRAMANIAN, V., NEMAT NASSER, S. Influences of post weld heat treatment on fatigue life prediction of strength mis-matched HSLA steel welds, International Journal of Fatigue, Vol. 27, 2005, 547–553.

[5] BROWN, I.H. The role of microsegregation in centreline cold cracking of high strength low alloy steel weldments, Scripta Materialia, Vol. 54, 2006, 489–492.

[6] SHI, Y., HAN, Z. Effect of weld thermal cycle on microstructure and fracture toughness of simulated heat-affected zone for a 800MPa grade high strength low alloy steel, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 207, 2008, 30–39.

[7] VOJVODIC TUMA, J., SEDMAK, A. Analysis of the unstable fracture behaviour of a high strength low alloy steel weldment, Engineering Fracture Mechanics, Vol. 71, 2004, 1435–1451.

[8] RAKIN, M., GUBELJAK, N., DOBROJEVIC, M., SEDMAK, A. Modelling of ductile fracture initiation in strength mismatched welded joint, Engineering Fracture Mechanics, Vol. 75, 2008, 3499–3510.

[9] MAGUDEESWARAN, G., BALASUBRAMANIAN, V., MADHUSUDHAN REDDY, G. Effect of welding processes and consumables on high cycle fatigue life of high strength, quenched and tempered steel joints, Materials and Design, Vol. 29, 2008, 1821–1827.

[10] LAMBERT-PERLADE, A., GOURGUES, A.F. PINEAU, A. Austenite to bainite phase transformation in the heat-affected zone of a high strength low alloy steel, Acta Materialia, Vol. 52, 2004, 2337–2348.

Por: Patricio Franco, Silvia Monreal

Universidad Politécnica de Cartagena, Departamento de Ingeniería de Materiales y Fabricación, C/ Doctor Fleming s/n, 30202 Cartagena, España.

15:


LOS ACEROS HSLA

Los aceros microaleados, también conocidos como aceros HSLA (Alta resistencia baja aleación) se refieren a acerosde bajo contenido de carbono, pudiendo variar su composición entre 0,05 a 0,2 % C, 0,6 a 1,6 % Mn y los elementos formadores de carburo en contenido cercano al 0,1 % de Nb, V o Ti, aunque algunos otros elementos tales como Cu, Ni, Cr, y Mo pueden también estar presentes en pequeñas cantidades alrededor de 0,1 %.

Elementos tales como Al, B, O, y N también presentan un efecto importante sobre el comportamiento de los aceros microaleados, encontrándose su contenido en el orden de las milésimas.

En los primeros aceros microaleados, pequeñas adiciones de vanadio y niobio permitieron obtener un incremento notable de la resistencia y del límite elástico de las ferroaleaciones con baja cantidad de carbono, lo que supuso poder alcanzar un compromiso aceptable entre las propiedades de soldabilidad y resistencia. Hall (1951) y Petch (1953) han estudiado el endurecimiento por precipitación y una mejora de las temperaturas de transición dúctil-frágil estudiadas y cuantificadas en múltiples trabajos (Gladman 1988, Kouwenhoven 1969, Carsi 1993 y Narita1978).

La posterior aplicación de estos micro constituyentes a ferroaleaciones con mayor contenido de carbono (0,3 -0,4 %) restó importancia a los incrementos de resistencia obtenidos y alejó su uso de productos de fácil soldeo.

Quedaba, pues, como mejora fundamental la obtención de estructuras tenaces que permitían fabricar piezas parausos críticos con procesos más sencillos y económicos.

Con este tipo de acero es relativamente fácil -variando los contenidos de carbono y/o vanadio- conseguir niveles de resistencia equivalentes a los de los aceros templados y revenidos, pero en general los valores de tenacidad que se consiguen son inferiores. Por tanto, es imprescindible mejorar la tenacidad de estos aceros si se quiere extender sus aplicaciones a componentes críticos (Reynolds 1992).

Una de las alternativas más claras para mejorar la tenacidad de estos aceros es el afinamiento del tamaño de grano austenítico, que conduzca a la formación de granos finos de ferríta y colonias de perlíta en la transformación por enfriamiento (Naylor 1989).

Los aceros microaleados alcanzan su mayor desarrollo en la década de los años sesenta y setenta. La aceptación de estos aceros no fue inmediata, se incrementaron substancialmente la resistencia a la fluencia y ductilidad, no así la resistencia a la ruptura.

El uso industrial de los aceros microaleados, es cada vez más importante a consecuencia de sus múltiples ventajas sobre los aceros al carbono y de media aleación tradicionalmente utilizados como aceros estructurales, los cuales deben cumplir con ciertas características tales como alta resistencia a la fluencia, baja temperatura de transición dúctil-frágil, mínima anisotropía ante la ductilidad y la tenacidad y buena soldabilidad. Todas estas propiedades dependen directamente de la microestructura del material, y esta, a su vez, del tratamiento térmico o termomecánico aplicado.

Las aplicaciones de aceros de alta resistencia a estructuras comerciales, incluidos buques, puentes y recipientes de presión, ha ocurrido desde hace varios años, estando la mayoría de estas aplicaciones limitada a valores de esfuerzo de fluencia bajo 120.000 psi, 84,4 Kg/mm .

16:


Sin embargo, la aplicación más corriente de estos 2 tipos de acero, templados y revenidos, estaba limitada a aceros navales como HY-80 y HY-100 y otros comerciales como ASTM A 514/517, teniendo estos aceros una excelente resistencia a la fractura a bajas temperaturas.

En contraposición a estos aceros templados y revenidos, que basan su alta resistencia en una estructura de tipo Martensítica surgen los aceros de tipo ferrítico, de características fácilmente saldables.

Los aceros denominados HSLA tienen potencialmente la misma o mejor resistencia y tenacidad que los HY, pero son obtenidos por una combinación de acero altamente limpio y cantidades pequeñas y seleccionadas de elementos microaleantes (0.15%), siendo el cobre y el níquel sus principales componentes.

El resultado ha sido, que a causa de su bajo contenido de carbono, sean fácilmente soldables sin las exigencias y restricciones que se requiere para el HY.

La clave de su ventaja está en que no requiere precalentamiento previo, estimándose que la reducción de costo sólo por este concepto alcanza entre US$ 0.40 a US$ 0.90 por libra.

Es así como se desarrolló un acero denominado HSLA-80, un material que obtiene sus propiedades por endurecimiento de precipitación en lugar de aquellos más convencionales templados y revenidos.

Como resultado de un intensivo programa conducente a caracterizar sus propiedades y determinar los procesos límites para una soldadura exitosa, el HSLA-80 fue utilizado en la construcción de cruceros de la clase "Ticonderoga".

Condiciones para la selección de materiales.

A continuación se enumeran las propiedades para la selección de los materiales más importantes:

a) Relación Resistencia v/s peso.

El peso específico de un material es frecuentemente una característica crítica, así el peso estructural es una de las de mayor consideración en el diseño.

En muchos casos, esto no es así absolutamente sino que también la razón resistencia/peso, representada por la relación entre el esfuerzo de fluencia del material y el peso específico de éste.

Este parámetro es usualmente empleado en casos en donde se desea mantener un cierto nivel de resistencia mecánica para un mínimo peso estructural.

b) Tenacidad a la fractura.

Corresponde a la habilidad del material para absorber energía de deformación plástica antes de fracturarse.

Este factor comienza a ser un problema crítico cuando una estructura está sometida a bajas temperaturas.

c) Resistencia a la Fatiga.

Cargas las cuales no causan fractura en una simple aplicación pueden resultar en fractura cuando son aplicadas repetidamente.

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El mecanismo de falla por fatiga es complejo pero básicamente involucra la iniciación de pequeñas grietas, usualmente en la superficie y el subsecuente crecimiento bajo el mecanismo de repetición de cargas.

d) Resistencia a la corrosión.

Los materiales usados en componentes estructurales expuestos al agua de mar y otros ambientes deben tener una adecuada resistencia al inicio de la corrosión.

La corrosión es el ataque destructivo de un metal por reacción química o electroquímica con el ambiente.

El agrietamiento por corrosión esfuerzo es por otra parte la fractura del material bajo la presencia de ambos, esfuerzo y ciertos ambientes nocivos.

e) Otras propiedades.

Otras características del material que deben ser consideradas son:

Fácil fabricación. Soldabilidad.Durabilidad. Costo.Mantenimiento. Confiabilidad.

Factores de diseño en la selección de materiales

Los aceros HSLA de mayor aplicación se pueden clasificar en tres grupos:

Grupo A, aceros normalizados de alto límite elástico: este grupo de aceros se caracteriza por poseer una buena soldabilidad y su elevado límite elástico se consigue por la adición de pequeñas cantidades de elementos de aleación como el Nb.

Grupo B, aceros normalizados resistentes a la corrosión atmosférica: los elementos que se añaden como microaleantes a esta grupo de aceros son Ni, Cr, Cu, Si y P. Son aceros que poseen unas cuatro veces más resistencia a la corrosión y valores de resiliéncia superiores a los de los aceros al carbono. Los aceros de este grupo más empleados son los ASTM 242 y A588.

Grupo C, aceros templados y revenidos de muy altas características mecánicas: son aceros que en función de la composición química, espesores y tratamiento térmico, pueden llegar a alcanzar límites elásticos de entre 35 y 205 Kg/mm2. Estas elevadas propiedades mecánicas provienen de la estructura martensítica que se consigue después de un tratamiento térmico de temple y revenido. Para ello, las piezas de acero se calientan a una temperatura a la cual se consigue una estructura martensítica con los carburos de estos elementos en disolución.

Aceros al carbono de alta resistencia y baja aleación (HSLA)

Especificación

Composición Química (% Máximo) LímiteElástico

KSI Mín.

UltimaTensión

KSI Mín.

% deElongación

2"

Descripción y Uso FinalC Mn P S

CbMín.

CuMín.

ASTM A-611 Gr. C 0.15 0.60 0.035 0.035 - 0.20 33 48 22

Estructuras resistentes a la

corrosión atmosférica.

SAE J1392 Gr. 45 X 0.15 1.20 0.030 0.035 0.005 - 45 55 22 Piezas soporte de

18:


SAE J1392 Gr. 50 Y 0.15 1.35 0.030 0.035 0.005 - 50 65 20 alta resistencia para la industria

automotriz.ASTM A-607 Gr. 50 0.15 1.35 0.030 0.035 0.005 - 50 65 20ASTM A-1008 Gr.50 0.15 1.65 0.040 0.040 0.005 - 50 65 20

Por: Dr. Ing. Julio Antiquera, Prof. Universidad de Magallanes, Punta Arenas, Chile.

Equivalencias entre algunos fabricantes

S240MC AM FCEEN 10149-

2:1995SEW

092:1990UNE 36090

NF A 36-231:1992

BS 1449/1

ASTM A1011-01a

S280MC AM FCE QstE300TM AE275HCHR40 F30

Soldur 280/Profilar 300/BSK 30

S315MC AM FCE S315MC QstE340TM E315DHSLAS-F Grade

45 class 2Soldur 320/Profilar

340/BSK 34/SPXE 340

S355MC AM FCE S355MC QstE380TM AE340HC E355DHR43 F35

HSLAS-F Grade 50 class 2

Soldur 360/Profilar 380/BSK 38/SPXE 380

S390MC AM FCE QstE420TM AE390HCHR46 F40

Profilar 420/BSK 42/SPXE 420

S420MC AM FCE S420MC QstE460TM AE440HC E420DHR50 F45


Soldur 420/Profilar 460/BSK 46

S460MC AM FCE S460MC QstE500TM AE490HCHSLAS-F Grade


500/BSK 50/SPXE 480

S500MC AM FCE S500MC QstE550TM E490DHSLAS-F Grade


550/BSK 55/SPXE 530

S550MC AM FCE S550MC QstE600TM E560DHR60 F55


Soldur 550

19:


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